Capitolul 1 Analiza conditiilor tehnico- functionale si a tehnologicitatii piesei si stabilirea tipului sistemului de productie 1.1. Analiza rolului functional, a conditiilor tehnice impuse piesei finite si a tehnologicitatii acesteia 1.1.1 Rolul functional si solicitarile rotii dintate Rotile dintate sunt piese de revolutie cu dantura, destinate transmiterii miscarii de rotatie si a momentelor intre doi arbori. Caracteristicile constructive principale ale unui angrenaj sunt reprezentate de forma dintilor si pozitia relativa a axelor. Calitatea unui angrenaj este apreciata din mai multe puncte de vedere: zgomotul si trepidatiile ce pot aparea in functionare, precizia de transmitere a miscarii, puterea ce poate fi transmisa si durabilitatea angrenajului. In ceea ce
Transcript
Capitolul 1
Analiza conditiilor tehnico-functionale si a tehnologicitatii piesei si stabilirea tipului
sistemului de productie
1.1. Analiza rolului functional, a conditiilor tehnice impuse piesei finite si a tehnologicitatii acesteia
1.1.1 Rolul functional si solicitarile rotii dintate
Rotile dintate sunt piese de revolutie cu dantura, destinate transmiterii miscarii de rotatie si a momentelor intre doi arbori.
Caracteristicile constructive principale ale unui angrenaj sunt reprezentate de forma dintilor si pozitia relativa a axelor. Calitatea unui angrenaj este apreciata din mai multe puncte de vedere: zgomotul si trepidatiile ce pot aparea in functionare, precizia de transmitere a miscarii, puterea ce poate fi transmisa si durabilitatea angrenajului. In ceea ce priveste calitatea rotilor dintate cilindrice cu dinti drepti, inclinati sau in V, standardele prevad trei criterii de apreciere: precizia cinematic, functionarea lina si pata de contact dintre flancurile dintilor. In cadrul fiecarui criteriu sunt cuprinse 12 clase de precizie, in ordine descrescatoare a preciziei.
Precizia cinematica a unei roti este determinata de eroarea totala a unghiului de rotire, la o rotatie completa a acesteia.
Criteriul preciziei cinematice este foarte important cand se cere un raport de transmitere riguros constant, cum se intalneste la diferite aparate, mecanisme si lanturi cinematice de la masinile-unelte.
Criteriul petei de contact are prima importanta la rotile care transmit eforturi mari la viteze periferice scazute.
Deci precizia danturii unei roti dintate are niveluri diferite dupa cele trei criterii, ceea ce implica masuri tehnologice adecvate la fabricarea ei.
Roata dintata de prelucrat are urmatoarele suprafete importante:
- Suprafata de centrare: alezajul;- Suprafata de antrenare in miscare de rotatie: canalul de pana;- Dantura: cilindrica dreapta.
Schema de principiu a unui schimbator de viteze este prezentata in figura urmatoare.
Figura 1.1 – “Schema de principiu a unui S.V.”
In figura 1.1, roata dintata aferenta treptei a III-a de pe arborele intermediar este cea notate cu indicele 4.
Roata este fixate pe arbore prin intermediul unei pene de tip disc si permite transmiterea miscarii prin intermediul angrenarii, in timpul functionarii cu roata 3 de pe arborele secundar.
Figura 1.2 va reprezenta principalele suprafete ale piesei finite.
Figura 1.2 – “Principalele suprafete ale piesei finite”
1.1.2 Conditiile tehnice impuse rotii dintate prin desenul de executie
Rotile dintate din S.V. sunt realizate in clasa de precizie 6-7. Aceasta impune ca semifabricatul sa fie supus in final unei operatii de rectificare de finisare. Campurile de tolerant precizate in desenul de executie se incadreaza in clasele mentionate.
Dimensiunile principale ale piesei se refera la:
o Diametrul exterior al rotii ϕ 105,66−0,23;o Diametrul de divizare al danturii ϕ 98,28;
o Diametrul alezajului ϕ 40+ 0,010+ 0,025 G 6
h6;
o Lungimea canalului de pana ϕ 40−0,15;
o Latimea canalului de pana 8+0,020+0,075 E10
h10.
Sunt impuse, de asemenea, conditii de pozitionare reciproca. O importanta deosebita se acorda conditiei de bataie radial. Astfel se accepta o bataie radial de:
o 0,1 – pentru zonele libere ale rotii;o 0,06 – pentru zonele ce intra in contact cu alte piese ale S.V.
Rugozitatea are valori diferite dupa cum urmeaza:
o Ra=12,5μm – pentru varful dintelui si pentru celelalte suprafete care nu intra in contact direct. Procedeul de obtinere este strunjirea.
o Ra=3,2μm - pentru zonele frontale ale rotii. Procedeu de obtinere este strunjirea de finisare;
o Ra=1,6μm - pentru flancurile danturii (sevuire), zona canalului de pana (brosare)
Pentru ridicarea rezistentei la uzare a rotii se recomanda un tratament termochimic de calire – cementare de suprafata pe o adancime de (0,7 – 0,9) mm, urmat de revenire la temperature joase. In urma calirii duritatea atinge urmatoarele valori:
Tehnologicitatea este caracteristica complexa a constructiei piesei ce asigura, in conditiile respectarii conditiilor de eficienta si siguranta in functionare, posibilitatea fabricarii acesteia prin cele mai economice procese tehnologice, cu cheltuieli minime de forta de munca, utilaje, material, energie. Tehnologicitatea piesei poate fi apreciata prin indici absoluti sau relativi.
Turnarea, ca procedeu tehnologic este una din cele mai vechi metode de obtinere a pieselor prin punere in forma, dezvoltate de om. Turnarea intervine intotdeauna ca metoda tehnologica distincta la materialele care sunt elaborate in stare lichida sau vâscoasa. Impreuna cu prelucrarile prin matritare si cu cele de formare prin sintetizare sunt utilizate in mod nemijlocit la realizarea formei pieselor – spre deosebire de alte prelucrari, unde forma rezulta prin mijlocirea unor procese tehnologice preliminare distincte (laminare, tragere, forjare libera, aschiere si microaschiere).
Prin turnare se pot realiza forme practic nelimitate, piese cu mase diverse, de la fractiuni de gram si pana la sute de tone, care isi gasesc utilizari in toate domeniile de activitate.
Procesele de executie a pieselor prin turnare se remarca prin urmatoarele avantaje:
- permit realizarea de piese cu configuratii diverse, in clasele de precizie 6..16, cu suprafete de rugozitate Ra=1,6...200 μm;
- permit realizarea de piese cu proprietati diferite in sectiune (unimaterial, polimaterial);
- creeaza posibilitatea obtinerii de adaosuri de prelucrare minime ( fata de forjarea libera, sau prelucrarile prin aschiere);
- creeaza posibilitatea de automatizare complexa a procesului tehnologic, fapt ce permite repetabilitatea preciziei si a caracteristicilor mecanice, la toate loturile de piese de acelasi tip;
- permit obtinerea unei structuri uniforme a materialului piesei, fapt ce ii confera acesteia o rezistenta multidirectionala. In general, compactitatea, structura si rezistenta mecanica a pieselor turnate sunt inferioare pieselor similare realizate prin deformare plastica (deoarece acestea poseda o rezistenta unidirectionala, dupa directii preferentiale).
Dintre dezavantajele procedeelor de realizare a pieselor prin turnare se pot enumera:
- consum mare de manopera, indeosebi la turnarea in forme temporare; - costuri ridicate pentru materialele auxiliare;- consum mare de energie pentru elaborarea si mentinerea materialelor
in stare lichida la temperatura de turnare;- necesita masuri eficiente contra poluarii mediului si pentru
imbunatatirea conditiilor de munca.Semifabricatul se obtine prin forjare, in matrita inchisa si apoi o calibrare
la rece asa incat sa se obtina clasa I de precizie dupa matritare.
Dupa forjare, ca defecte ale semifabricatului se admit:
o Defecte ale suprafetei in adancime de maxim 0,5 mm;
o Defecte de forma sub forma deplasarilor in planul de separatie de maxim
0,5 mm.
S-a propus acest procedeu de obtinere a semifabricatului deoarece se
stie ca otelurile au proprietati foarte proaste in ceea ce priveste turnabilitatea.
Pe de alta parte, avand in vedere ca otelul ate foarte bune proprietati de
prelucrabilitate mecanica la rece, procedeele de obtinere a piesei finite se
axeaza pe urmatoarele metode:
o Strunjire;
o Brosare;
o Gaurire;
o Rectificare.
1.2. Alegerea materialului pentru executia rotii dintate
Materialul din care va fi confectionata roata dintata se recomanda a fi un otel aliat si anume 18MoCrNi13. Materialul este folosit pentru fabricarea rotii dintate pentru treapta a 3-a a S.V. si face parte din categoria otelurilor carbon de cementare avand un procent de 0,18% C si un continut de 1,3% Ni.
Elementele de aliere folosite ii confera durabilitate, siguranta in functionare, rezistenta la uzura chumica si termica. Compozitia chimica a materialului este conform STAS SR EN 10027 – 2006 si este prezentata in tabelul 1.1.
Marca otelului Compozitia chimicaC Mn Si Cr Ni Mo
18 Mo Cr Ni 13
0,15...
0,21
0,50...
0,80
0,17...
0,37
0,8...
1,1
1,2...
1,5
0,04...
0,07Tabelul 1.1
Caracteristicile mecanice ale materialului 18MoCrNi13 sunt conform STAS SR EN 10027-2006 si indicate in tabelul 1.2.
Marca otelului Felul tratam.termic
Caracteristici mecanice
STAS SR EN 10027-2006
Limita deCurgereRp 0,2
[N/mm2] min
Rezit la rupRm
[N/mm2]
Alung. la rupAS
[%]min
Gatuirea la rup.Z[%]min
Rezil.KCU
[J/cm2]min
Duritatea HB
max
18 Mo Cr Ni 13 C+R 750 980 10 45 49 217Tabelul 1.2
1.3. Calculul ritmului si productivitatii liniei tehnologice. Stabilirea preliminara a tipului (sistemului) de productie
1.3.1 Calculul fondului annual real de timp (F t)
F t=[Zc−(Zd+Z s )] ∙ ns ∙t s ∙ k p [ore/an] 1.1
unde:
Zc este numarul zilelor calendaristice dintr-un an; Zc=365 zile /an;
Zd este numarul zilelor libere la sfarsit de saptamana dintr-un an; Zd=52 zile /an;
Z s este numarul zilelor sarbatorilor legale; Z s=6 zile /an;
ns este numarul de schimburi; ns ales este de 2 schimburi/zi;
t s este durata unui schimb; t s=8 ore/schimb;
k p este un coefficient care tine seama de pierderile de timp de lucru datorita reparatiilor executate in timpul normal de lucru al schimbului respectiv; pentru ns=2 acesta are valoarea k p=0,96.
Astfel se calculeaza
F t=[365−(52+6 ) ] ∙2∙8 ∙0,96=4716ore/an
1.3.2 Calculul planului productiei de piese (N pp)
N pp=N p ∙ n+N r+N rc+N ri [piese/an] 1.2
unde:
N p este planul de productie pentru produsul respectiv; din tema de proiect N p=250000;
n este numarul de piese de acelasi tip pe produs; n=1;
N r este numarul de piese de rezerva, livrate odata cu produsul; N r=0;
N rc este numarul de piese de rezerva livrate la cerere; se adopta N rc=12500;
N ri este numarul de piese rebutate la prelucrarea din cause inevitabile; se adopta N ri=125.
N pp=250000 ∙1+0+12500+125=262625buc .
1.3.3 Calculul ritmului si productivitatii liniei tehnologice
Ritmul liniei tehnologice Rt are implicatii majore asupra asigurarii sincronizarii operatiilor (pentru liniile cu flux continuu), prin divizarea procesului tehnologic in operatii si faze, alegerea utilajelor, SDV-urilor si a structurii fortei de munca.
1.3.3 Stabilirea preliminara a tipului (sistemului) de productie
Tipul de productie reprezinta ansamblul de factori productivi dependenti, conditionati in principal de: stabilitatea in timp a productiei, 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 de productie – metoda indicilor de constanta a fabricatiei, metoda nomogramei – necesita, pe langa valoarea R λ si valorile timpilor normati pentru operatiile principale ale procesului tehnologic.
Deoarece R λ<10 rezulta ca avem de-a face cu o productie de serie mare.
Capitolul 2
Alegerea variantei optime a metodei si procedeului de obtinere a semifabricatului
2.1. Analiza compartiva a metodelor si procedeelor concurente si adoptarea variantei optime
La alegerea semifabricatului se iau in consideratie factorii constructivi, tehnologici si economici. Se urmareste apropierea cat mai mult a formei si dimensiunilor semifabricatului de forma si dimensiunile piesei finite. Prin aceasta se asigura scaderea costului si imbunatatirea calitatii pieselor.
In cazuri obisnuite, costul prelucrarilor mecanice este mai mare decat cel al eventualelor modificari ce trebuiesc aduse proceselor tehnologice de executie a semifabricatelor in vederea reducerii adaosurilor de prelucrare.
Totodata, din punct de vedere calitativ, prin prelucrari mecanice minime se asigura calitati fizico – mecanice ridicate ale pieselor finite (fibraj corect la piesele forjate).
O mare importanta in alegerea tipului de semifabricat o are tipul productiei. Cu cat creste caracterul productiei cu atat devine mai rentabila folosirea unor metode de elaborare mai precise a semifabricatelor.
Materialul din care se executa rotile dintate, dimensiunile acestora si
caracterul fabricatiei determina procedeul de semifabricare care poate fi:
turnare, prelucrarea prin aschiere, deformare plastica la cald.
a) Turnarea este un procedeu incompatibil cu criteriile mentionate anterior tinand cont de faptul ca materialul ales pentru obtinerea piesei este un otel aliat, de cementare, cu proprietati total nesatisfacatoare
de turnare. De asemenea, prin turnarea otelului se pot obtine in interiorul piesei goluri si incluziuni care conduc in timpul folosirii la dislocari de material si chiar ruperea piesei. In plus, fibrajul obtinut la turnare este total nesatisfacator pentru solicitarile la care sunt supuse piesele.
b) Prelucrarea prin aschiere ca metoda de obtinere a semifabricatului este o metoda nerentabila deoarece presupune o calificare inalta a muncitorilor, timpi noi de obtinere a semifabricatului, consum mare de energie si scule, deci un procedeu scump.
c) Deformarea plastica la cald din bara laminata este metoda optima de obtinere a semifabricatului deoarece este in concordanta cu majoritatea criteriilor ce trebuie indeplinite.
Conform lucrarii (5) se alege procedul specific deformarii plastice la cald si anume cel al forjarii in matrita.
2.2. Stabilirea pozitiei semifabricatului in matrita si a planului de separate
Pentru stabilirea pozitiei semifabricatului in matrita si a planului de separatie, trebuie sa se tina cont de anumite criterii. Cele mai importante sunt:
o Planul de separatie sa faciliteze curgerea usoara a materialului;o Planul de separatie trebuie sa imparta piesa in parti egale si simetrice;o Planul de separatie sa fie astfel ales incat suprafetele ce vor fi ulterior
supuse prelucrarilor mecanice prin aschiere sa fie perpendiculare pe directia matritarii si sa nu prezinte unghiuri laterale de inclinare.
o Planul de separatie sa asigure fibraj continuu.
Planul de separatie poate fi ales sub diferite forme. Cel mai simplu si totodata cel mai avantajos plan de separatie este cel drept. Este indicat pentru
piesele avand forme simple deoarece permite alegerea unor blocuri de matrite mai simple si mai mici si permite prelucrarea mai usoara a formei cavitatii in care se matriteaza piesa. In consecinta se alege pentru piesa specificata in tema de proiect un plan de separatie drept – orizontal, schema matritei fiind prezentata in figura 2.1.
2.3. Stabilirea preliminara a adaosurilor de prelucrare si executarea desenului semifabricatului
Precizia semifabricatelor matritate pe masini verticale de matritat este reglementata prin STAS 7670 – 80.
Adaosurile de prelucrare si abaterile limita ale semifabricatului matritat destinat pieselor auto se incadreaza in clasele I – II de precizie atunci cand este vorba de piese simple ca in cazul rotilor dintate.
Adaosul se adopta numai in cazul pieselor matritate ale caror suprafete se prelucreaza prin aschiere. In functie de caracteristicile de prelucrare de 1,25 mm la care se adauga 0,5 mm pentru obtinerea rugozitatii prescrise in cadrul capitolului 1.
La suprafetele matritate care se prelucreaza ulterior inclinarile de matritare si razele de racordare se aplica la cotele nominale ale piesei la care se adauga valoarea adaosului de prelucrare respectiv.
2.4. Intocmirea planului de operatii pentru executarea semifabricatului
Planul de operatii pentru obtinerea semifabricatului este urmatorul:
Nr. crt.
Operatii si faze de semifabricare
Masini, utilaje, instalatii si S.D.V.-uri
Materiale
auxiliare
Parametrii tehnologici
1 Debitarea materialului Fierastrau mecanic -Viteza si avansul
panzei
2 Incalzire material Cuptor electric -Temperatura si
durata de incalzire
3 Preforjare Cavitate de ebosareNicovalaCiocan
pneumaticForta de apasare
4 Forjare primaraMatrita deschisaPresa verticala
-Forta de apasare
Cursa preseiTimp apasare
5 Extractia semifabricatului Extractoare - -
6 Debavurare Stanta -Forta de apasare
Cursa
7 Forjare secundara de redresare
Matrita de redresarePresa cu excentric
-Forta de apasare
Cursa8 Sablare cu alice Masina de sablat - Viteza de impact
9 C.T.C.Lupa
Vopsea
PensulaBanc
C.T.C.-
Tabelul 2.1 – „Planul de operatii”
Capitolul 3
Elaborarea procesului tehnologic de prelucrare mecanica si control al piesei
In principiu, la prelucrarea pieselor de tip roata dintata se parcurg urmatoarele etape:
o Operatii pregatitoare;o Prelucrari de degrosare, prefinisare, finisare;o Prelucrare canal de pana;o Prelucrarea danturii;o Tratament termic;o Rectificare;o Control final.
In conformitate cu lucrarea (6) procesul tehnologic de obtinere a piesei finite este prezentat in tabelul 3.1.
Nr. crt.
Metoda de prelucrare
Masini, unelte si utilaje
SDV-uriOperatii si faze de
prelucrare
1 Gaurire Masina de gaurit
Burghiu spiral ϕ 37
Universal cu 3 bacuri
-prins piesa in universal;-gaurit;
-desprins piesa.
2 Strunjit interior si fata
Strung normal
Universal cu 3 bacuri, cutit, cheie pentru
cutit
-prins piesa in universal;-strunjit interior din 2 treceri la ϕ 39+0,30;-strunjit sanfren la 2X45° de 2 ori;
-strunjit frontal la 21+0,5
3 Brosare Masina de brosat Dispozitiv de -prins piesa in disp.
brosat, placa de baza, placa
intermediara, brosa rotunda,
cap filetat spate
-brosarea-curatat brosa-desprins disp.
4 Strunjire frontala fata 6
Strung normal
Disp. De strunjit cu bucsa elast.,
instalatie pneumatic,
Cutit,Cheie cutit, cala
110 mm
-prins piesa in disp.-strunjire frontala a
suprafetei 6 luand adaos ct. de 1mm
-strunjit sanfren 1,3X45° la butuc int.
-strunjit ext la ϕ 109,6-strunjit sanfren 1,5X45°
de 2 ori la coroana-desprins piesa
5
Strunjire frontala
suprafetele 1 si 2
Strung normal
Cutit, cheie cutit, cala, disp.
de strunjit cu bucsa elastica
-prins piesa in disp.-strunjit frontal butuc la
40,4-strunjit sanfren butuc la
1,3X45° si 1,5X45°-strunjit frontal coroana la
20,9± 0,1
-strunjit sanfren coroana la 1,5X45°
-desprins piesa
6 Frezare dantura Masina de frezat
Freza melc mn=3, cutit de debavurat, dorn
pentru freza, disp. de
debavurat
-spalat piesa in petrol-prins piesa in disp.
-frezat dantura-desprins piesa
7 Ajustare Banc de ajustajPila
semirotunda, disp. de ajustat
-prins piesa in disp.-ajustat gradul ramas in
urma operatiei de frezare-desprins piesa
8 Tesire dantura Dispozitiv de tesit
Freza Rp 3, bucsa pentru freza, disc de
divizare
-prins piesa in disp.-tesire 1X45° 27 dinti
-desprindere piesa-control
9 Razuire dantura Masina de razuit
Disp. telescopic de razuit, support
sustinere stanga dreapta, cutit sever mn=3 cheie fixa
-spalat piesa in petrol-prins piesa in disp.
-prins disp. pe masina-razuit 27 dinti din 3 curse
duble-desprins piesa
10 Brosare canal pana
Masina de brosat orizontal
Brosa pentru canal, disp. de
tras, brosa perie, disp. de brosat,
-prins piesa in disp.-brosat canal pana din 3
treceri-scos piesa din disp
set 2 pene adios brosa
-curatat brosa
11 Ajustare Banc de ajustajPila
semirotunda, disp. de ajustat
-prins piesa in disp.-ajustat gradul ramas in urma operatiei de tesire
-desprins piesa
12
Rectificare frontala si
interioara pentru suprafetele 7 si
9
Masina de rectificat universala
Piatra cilindrica 40X50X16, piatra oala
50X32X13, role cilindrice ϕ 65, tija pt. piatra, universal pt. rectificare,
calibru tampon ϕ 40−0,01
+0,025
-prinderea piesei in universal
-rectificare interioara ϕ 40−0,01
+0,025
-rectificare frontala 0,035−0,05
+0,05
-desprinderea piesei-control
13Rectificare
plana suprafata 2
Masina de rectificat plan
Piatra segment 150X80X25 din
STAS
-asezat pies ape platou-rectificat plan
-luat piesa de pe platou-curatat platoul
14 Indepartarea loviturilor
Polizor drept (biax)
Piatra de cauciuc, pinion etalon, bucsa pentru piesa
-biaxat piesa cu piatra de cauciuc
Tabelul 3.1 – “Procesul tehnologic”
3.2. Analiza posibilitatilor de realizare a preciziei dimensionale si a rugozitatii prescrise in desenul de executie
Obiectivul acestei etape este stabilirea acelor procedee de prelucrare care, fiind ultimele aplicate in succesiunea operatiilor, pentru fiecare suprafata, asigura conditiile tehnice impuse prin desenul de executie. Rezultatele acestei analize sunt prezentate in tabelul urmator.
Nr.crt.
Tipul suprafetei si
nr.
Conditii tehnice impuseProcedeu posibil de
aplicat
Criterii de decizie
ConcluziiRugozitatea clasa prec.
Abateri de forma si de prec.
Dimensiune si abateri
Clasa de precizie
Cost
1 Cilindrica3
Ra=3,26 ISO
ϕ 105,66−0,2300
Strunjire de finisare 6-8 ISO 10 Se adopta strunjirea de finisareRectificare 4-6 ISO 9
2Cilindrica
(plana)2
Ra=1,65 ISO
ϕ 54Strunjire de finisare 3-5 ISO 10
Se adopta rectificarea planaRectificare plana 4-6 ISO 9
Frezare plana 5-7 ISO 9
3 Cilindrica5
Ra=3,26 ISO
ϕ 105,66−0,2300 Strunjire 5-6 ISO 9 Se adopta strunjirea
4Cilindrica
(plana)6
Ra=1,65 ISO
- ϕ 58Strunjire de finisare 3-5 ISO 10
Se adopta rectificarea planaRectificare plana 4-6 ISO 9
Frezare plana 5-7 ISO 9
5 Conica4
Ra=3,26 ISO
- 1X45° Strunjire 5-6 ISO 9 Se adopta strunjirea
6 Danturata8
Ra=1,65 ISO
- 19,5−0,2 Frezare cu freza melc 3-6 ISO 10 Se adopta frezarea cu freza melcRabotare 5-6 ISO 10
7 Conica7, 10
Ra=3,26 ISO
- 2X45° Strunjire 5-6 ISO 9 Se adopta strunjirea
8 Plana9’
Ra=3,26 ISO
- 8+0,020+0,075 Brosare 3-6 ISO 10
Se adopta brosareaMortezare 4-6 ISO 9
9 Plana2
Ra=1,65 ISO
40−0,15Strunjire de finisare 3-5 ISO 10
Se adopta rectificarea planaRectificare plana 4-6 ISO 9Frezare plana 5-7 ISO 9
10 Cilindrica9
Ra=1,65 ISO
- ϕ 40+0,010+0,025 Brosare 3-6 ISO 10
Se adopta brosareaStrunjire de finisare 6-8 ISO 9
11 Trunchi de con11
Ra=6,37 ISO
-
ϕmin=54ϕmax=57
α=7 °Strunjire de degrosare 6-8 ISO 9
Se adopta strunjirea de degrosare
3.3. Stabilirea succesiunii logice si economice a operatiilor de prelucrare mecanica, tratament termic si control
3.3.1 Stabilirea succesiunii logice si economice a operatiilor de prelucrare mecanica pentru fiecare suprafata
Analizand desenul de executie al piesei am constatat faptul ca suprafata cu conditiile tehnice cele mai severe este suprafata 2, pentru care valorile diametrului si a rugozitatii sunt:
d3=54−0,048−0,030 mm
Rd 3=1,6 μm
Pentru stabilirea operatiilor de prelucrare mecanica in succesiunea lor logica se va aplica criteriul coeficientului global al calitatii suprafetei. Rugozitatea semifabricatului obtinut prin forjare in matrita este:
R s f=12,5 μm
Plecand de la conditia de rugozitate a suprafetei se vor inventoria toate procedeele de finisare care sunt adoptabile pentru suprafata 2 a rotii dintate. Acestea sunt:
o Strunjire de finisare;o Rectificare de semifinisare.
Operatia de rectificare este mai economica si asigura obtinerea unei rugozitati a suprafetei R f=1,6 μm.
Coeficientul global al calitatii suprafetei este:
εRs=
Rsf
R f
=12,51,6
=7,81
Operatia anterioara rectificarii de finisare este rectificarea de degrosare ce va asigura obtinerea unei rugozitati a suprafetei R1=3,2 μm. Atunci coeficientul partial al rugozitatii suprafetei va fi:
εRn=
R1
R f
=3,21,6
=2
Coeficientul partial al rugozitatii suprafetei ce trebuie realizat prin rectificare este:
εR1=
R sf
εR s
=12,57,81
=1,6
Verificand relatia:
εRs≥ εR1
∙ εR n
7,81≥1,6 ∙2=3,2
Rezulta ca succesiunea logica a operatiilor este:
1. Rectificare de degrosare;2. Rectificare de semifinisare.
3.3.2 Stabilirea traseului tehnologic al operatiilor de prelucrari mecanice, tratament termic si control al piesei
Traseul tehnologic al operatiilor de prelucrari mecanice, tratament termic si control al piesei a fost intocmit in tabelul 3.3. Pentru intocmirea traseului tehnologic a trebuit sa se stabileasca preliminary suprafetele alese ca baze tehnologice.
In lucrarea (9) se recomanda ca pentru piesele cilindrice scurte de tip roata dintata sa se foloseasca 3 suprafete de asezare, adica 2 de ghidare si una de reazem. Rotile dintate se orienteaza si se fixeaza in universal.
Suprafata prelucrat
a
Suprafetele baze
tehnologice
Denumirea operatiei
Faza
935
Gaurire-prins piesa in universal
-gaurire-desprins piesa din universal
931
Strunjire interioara-prins piesa in universal
-strunjit interior din 2 treceri-desprins piesa din universal
57
13
Strunjire fata-prins piesa in universal
-strunjit frontal si sanfrenat-desprins piesa din universal
9 5 Brosare-prins piesa
-brosat-desprins piesa
346
91
Strunjire frontala-prins piesa
-strunjit frontal si sanfrenat-desprins piesa
1210
96
Strunjire frontala-prins piesa
-strunjit frontal si sanfrenat-desprins piesa
1234
96
Strunjit fete-prins piesa-strunjit fete
-desprins piesa
Suprafata prelucrat
a
Suprafetele baze
tehnologice
Denumirea operatiei
Faza
8 1 Frezare dantura -spalat piesa in petrol
2-prins piesa
-frezat dantura-desprins piesa
826
Ajustare-prins piesa
-ajustat grad dupa fretare-desprins piesa
492
Tesire dantura-prins piesa
-tesit la 1X45°-desprins piesa
4952
Strunjire-prins piesa in universal
-strunjit-desprins piesa din universal
8951
Severuire
-spalat piesa in petrol-prins piesa in dispozitiv
-severuit in 3 curse-desprins piesa
9’69
Brosare canal-prins piesa in dispozitiv
-brosat canalul in 3 treceri-desprins piesa
- - Spalare -- - Tratament -
69
18
Rectificare interioara si
frontala
-prins piesa in universal-rectificare interioara
-rectificare plana-desprins piesa din universal
269
Rectificare frontala
-asezat piesa pe platou-rectificat plan
-luat piesa de pe platou- - Spalare -- - Demagnetizare -
2, 6, 5, 1 - Indreptare lovituri -bioaxat piesa cu piatra cauciuc
1-11 - Control final-control dantura
-control canal pana-control suprafete
Tabelul 3.3 – „Traseul tehnologic”
3.4. Alegerea utilajelor si instalatiilor tehnologice
Alegerea utilajelor si a instalatiilor tehnologice se face avand in vedere particularitatile procesului logic adoptat, referitoare la:
o Precizia de executie ce trebuie realizata;o Productivitatea;o Gradul de tehnologicitate al piesei;o Economicitatea procedeului folosit.
In consecinta se aleg urmatoarele utilaje impreuna cu principalele lor caracteristici in conformitate cu lucrarea (6).
Masina de frezat si danturat cu freza melc FD250:
Nr. crt.
Caracteristici tehnice Valori
1 Diametrul maxim de lucru 250 mm2 Modulul maxim 6 mm3 Cursa axiala a sculei 280 mm4 Cursa tangentiala maxima a sculei 150 mm5 Numarul maxim de dinti 306 Diametrul platoului mesei 310 mm7 Diametrul alezajului mesei 70 mm8 Dimensiuni maxime ale sculei 130x180 mm9 Conul axului port-scula Morse 410 Limitele turatiei arborelui principal 60-300 rot./min.
11 Limite de avansuriAxial 0,63-6,3 mm/rot.Radial 0,05-2 mm/rot.
Tangential 0,1-4 mm/rot.12 Puterea motorului principal 5,5 kW13 greutate 5400 daN
Tabelul 3.4 – „FD250”
Strungul SNB400
Nr. crt.
Caracteristici tehnice Valori
1 Diametrul maxim de strunjit 400 mm2 Distanta intre varfuri 400 mm3 Turatia arborelui principal 31,5-200 rot./min.4 Numarul de trepte de turatie 225 Avans longitudinal 0,046-3,32 mm/rot.6 Avans transversal 0,017-1,17 mm/rot.7 Numarul de trepte de avansuri 608 Puterea motorului principal 7,5 kW
9 Dimensiuni de gabaritLungime 2500 mmLatime 940 mmInaltime 1425 mm
10 Masa 2000 kgTabelul 3.5 – „SNB400”
Masina de rectificat interior si frontal RIF125
Nr. crt.
Caracteristici tehnice Valori
1 Diametrul maxim de rectificare 125 mm2 Inaltimea centrelor 135 mm3 Masa maxima a piesei intre centre 100 kg4 Gama de turatii 63-800 rot./min.5 Deplasarea rapida a caruciorului 65 mm
6Avans transversal
intermitent reglabil
Normal cu pasul 0,005 mmMicrometric cu pasul 0,001 mm
Unghi de rotire al mesei in plan orizont.
±10°
7 Puterea motorului principal 3 kW8 Puterea mot. dispozitivului pt. rectificat int. 0,75 kW9 Masa 2200 kg
Tabelul 3.6 – „RIF125”
Masina de gaurit G-40
Nr. crt
Caracteristici tehnice Valori
.1 Diametrul maxim de gaurire 40 mm2 Cursa maxima a pinolei arborelui principal 280 mm3 Cursa maxima a carcasei 280 mm4 Conul arborelui principal Morse 55 Gama de turatii 31,5-200 rot./min.6 Gama de avansuri 0,11-1,72 mm/rot.7 Puterea motorului electric 4 kW8 Turatia motorului electric 1500 rot./min.9 Masa 1500 kg
Tabelul 3.7 – „G-40”
3.5. Adoptarea schemelor de bazare si fixare a piesei
Ansamblul schemelor de bazare si fixare a piesei se afla in stransa legatura cu succesiunea logica a operatiilor de prelucrare mecanica si tratament termic.
Schemele de bosare si fixare sunt centralizate in tabelul 3.8.
Nr.
crt.
Denumirea operatiei
Schema de bazare si fixare optimaDispozitivu
l utilizat
1 GaurireMasina de gaurit G-40
2
Strunjire interior si
fata, sanfrenat de 2 ori 2X45°
Strung
3 BrosareaMasina de
brosat
4
Strunjit frontal
suprafata B
Strunjit sanfron
interior si coroana
Strung SNB400
5Strunjire
frontala si sanfrenare
Strung SNB400
6Frezare dantura
Masina de frezat FD250
7Tesire dantura
Masina de frezat FD250
8Razuire dantura
Masina de razuit
9Brosare
canal panaMasina de
brosare
10Rectificare frontala si interioara
Masina de rectificat RIF125
11Rectificare
frontala
Masina de rectificat RIF125
Tabelul 3.8 – „Scheme de bazare si fixare”
3.6. Alegerea SDV-urilor
La intocmirea listei de SDV-uri se tine cont in primul rand de tipul productiei adoptate. Pentru productia de serie mare se recomanda ca SDV-urile sa fie de tip specializat pentru o cat mai buna productivitate.
Lista de SDV-uri alese este prezentata in tabelul 3.9.
telescopicSuport sustinere stg.Suport sustinere dr.
Micrometru special pentru
roti dintate
11 StrunjireCutit de strungCheie de cutit
Strung SNB400Universal cu
strangere hidraulicaSubler
12Brosare canal
pana
Brosa pentru canal
Brosa perie
Dispozitiv de tras masina de brosat
Set de 2 pene adaos sub brosa
-
13 Spalare Container Masina de spalat -
14Rectificare int.
si front.
Piatra cilindrica 40x50x16Piatra oala 50x32x13
Role cilindriceTija pt. piatra
Masina de rectificat universala
BacuriUniversal pt.
rectificat
Subler interior
15 Rectificare Piatra 150x80x25 Masina de rectificat -16 Spalare Container Masina de spalat -17 Demagnetizare - Demagnetizor -
18Indreptarea loviturilor
Piatra de cauciuc BiaxPinion etalon
Bucsa pt. piesa
Tabel 3.9 – „Lista SDV-urilor”
Capitolul 4
Stabilirea regimurilor optime de lucru si a normelor tehnice de timp
4.1. Stabilirea regimurilor optime de aschiere
Conform lucrarii (6) se vor stabili regimurile de aschiere pentru fiecare operatie de prelucrare mecanica in parte.
4.1.1 Regimul optim de aschiere la gaurire
Determinarea regimului de aschiere presupune:
o Alegerea sculei aschietoare;o Adancimea de aschiere t [mm];o Avansul la o rotatie S [mm/rot.];o Viteza de aschiere vp [m/min/].
In cazul in care avem de prelucrat o gaur ace indeplineste relatia l ≤10 ∙ D se folosesc burghie din otel rapid si aliat. Se va alege un burghiu elicoidal pentru otel aliat cu Mo si Cr, avand duritatea de 200-250 HB.
Avand in vedere ca diametrul gaurii ce urmeaza a fi prelucrata este ϕ 35 mm, se alege un burghiu ce are urmatoarele caracteristici: unghiul de asezare α=8−11°.
Calculul adancimii de aschiere se face pe baza relatiei:
t=D−d
2[mm] 4.1
Unde:
o D – diametrul burghiului; o d – diametrul gaurii initiale.
Astfel:
t=35−02
=17,5mm
Calculul avansului se face astfel:
S=K s ∙C s ∙D0,6 [mm/rot .] 4.2
Unde:
o D – diametrul burghiului; o K s - coeficient de corectie in functie de lungimea gaurii. Pentru cazul in
care l<3 ∙D se considera K s=1;o C s - coeficient de avans, se considera pentru gauri cu precizie ridicata,
deci C s=0,031;
Astfel:
S=1∙0,031 ∙350,6=0,26mm /rot .
Viteza de aschiere se determina pe baza relatiei 4.3:
v p=C v ∙ Dv
2
T m ∙ S yv
∙K vp[m /min .] 4.3
Din lucrarea (10), pentru burghiul din otel rapid avand ca material de prelucrat un otel aliat, se iau urmatoarele valori: C v=12,4; zv=0,4; m=0,2; yv=0,5. Coeficientul de corectie K v p se determina cu relatia 4.4:
K v p=KM v
∙ KT v∙ K lv
∙ K sv 4.4
Unde:
o KM v=( 75
σr )0,9
=( 75110 )
0,9
=0,708;
o KT v=1 ;
o K lv=1 pentru lungimea gaurii l ≤2 ∙D;
o K s v=0,85 pentru otel aliat imbunatatit.
Astfel:K v p
=0,708 ∙1∙1 ∙0,85=0,602
Iar
v p=12,4 ∙350,4
400,2 ∙0,260,5 ∙0,602=29,02m /min .
De aici reiese ca:
ns=1000π
∙2935
=264 rot ./min . 4.5
Din gamele de turatii se alege: np c=335 rot ./min .
Recalculand viteza se obtine:
v p=335 ∙ π ∙35
1000=36,84 m /min . 4.6
4.1.2 Regimul optim de aschiere la strunjire
In conformitate cu materialul piesei si in functie de diametrul exterior maxim al piesei se alege o durabilitate a piesei: T=45 min.
Adancimea de aschiere se determina tinand cont de adaosul de prelucrare simetric de 1,75 mm. Astfel:
t=Ac
2=1,75
2=0,875mm 4.7
Avansul de aschiere in general se adopta in conformitate cu recomandarile in functie de adancimea de aschiere, urmand ca apoi acest avans sa fie supus unor verificari. Pentru t ≤3mm se alege:
S=0,8mm/rot .
,tinand cont de faptul ca diametrul maxim exterior al piesei este ϕext=109mm, la piesa sub forma de semifabricat. Avansul pentru strunjire de degrosare se verifica astfel:
Din punct de vedere al rezistentei corpului cutitului:
F z=b ∙h2 ∙ σ i
6 ∙ L[daN ] 4.8
unde:
o σ i – efortul unitar admisibil la incovoiere a materialului din care este confectionat cutitul; σ i=20daN /mm2;
o b – latimea sectiunii cutitului; b=18mm;o h – inaltimea sectiunii cutitului; h=18mm;o L – lungimea in consola a cutitului; L=100mm.
astfel:
F z=18 ∙182∙20
6 ∙100=194,4 daN
Forta F z se poate calcula si pe baza relatiei urmatoare:
F z=C4 ∙ tx1∙ S y1∙ HBn1[daN ] 4.9
unde:
o C4 - coeficient ales functie de materialul prelucrat; C4=27,9;o t – adancimea de aschiere; t=0,875mm;o S – avansul de aschiere; S=0,8 rot ./min .;o x1, y1 - exponentii adancimii si avansului de aschiere; x1=1 ; y1=0,75;o HB – duritatea Brinell a materialului de prelucrat; HB=255;
o n1 - exponentul duritatii materialului de prelucrat; n1=0,35.
Astfel din relatiile 4.8 si 4.9 reiese:
S=y1√ b ∙h ∙
h2∙σ i
6 ∙C4 ∙HBn1 ∙t
x1
4.10
¿0,75√ 18∙18 ∙
182
∙20
6 ∙27,9 ∙2550,35 ∙0,8751 =1,19mm/rot .
Deci avansul se verifica din punct de vedere al criteriului considerat. Viteza de aschiere se determina pe baza relatiei 4.11:
v p=
C v
T ∙t xv ∙ S y v ∙( HB200 )
n ∙ k1 ∙ k2 ∙ k3 ∙ k 4 ∙ k 5 ∙ k6 ∙ k7 ∙ k 8∙ k9 4.11
unde:
o C v - coeficient al dependentei de caracteristici ale materialului; C v=285
o xv, yv, n – exponentii adancimii de aschiere, avansului si duritatii; xv=0,18; yv=0,45; n=1,5;
o k 1…k 9 - coeficienti ce depind de diferiti factori: k 1 - influenta sectiunii transversal a cutitului:
k 1=( q20 ∙30 )
ξ
4.12
ξ - coeficientul ce tine seama de materialul prelucrat; ξ=0,08;
q – suprafata sectiunii transversal.
k 1=( 18 ∙1820 ∙30 )
0,08
=0,95
k 2 - influenta unghiului de atac principal:
k 2=( 45χ )
ρ
4.13
ρ=0,3;
χ=70°.
k 2=0,875
k 3 – tine seama de influenta unghiului taisului secundar:
k 3=( aχ s )
0,09
4.14
a=15; χ=20°.
k 3=0,97
k 4 – tine seama de influenta razei de racordare a varfului cutitului:
k 4=( σ2 )μ
4.15
μ=0,1 pentru strunjirea de degrosare a otelului
k 4=0,87
k 5 – tine seama de influenta materialului din care este confectionata partea aschietoare a sculei:
k 5=0,85
k 6 – tine seama de tipul materialului prelucrat:
k 6=1,1
k 7 – tine seama de modul de obtinere a semifabricatului:
k 7=1
k 8 – tine seama de stratul superficial al semifabricatului:
k 8=1
k 9 – tine seama de forma suprafetei de degajare. Pentru suprafata plana considerata:
k 9=1
Astfel rezulta:
v p=285
450,125 ∙0,8750,18 ∙0,80,45 ∙( 255200 )
1,5∙0,95 ∙0,875∙0,97 ∙0,87 ∙0,85∙1,1 ∙1 ∙1 ∙1
v p=91,37m /min .
Atunci turatia se va calcula cu relatia 4.16:
np=1000π
∙91,37109
=267 rot ./min . 4.16
Se alege np=250 rot ./min . iar viteza de aschiere recalculata va fi:
v p=250∙ π ∙109
1000=85,61m /min .
4.1.3 Regimul optim de aschiere la frezarea danturii
Masina unealta pentru prelucrarea danturii rotilor dintate se imparte in mai multe categorii in functie de motorul masinii. Pentru masina considerata FD250 puterea motorului este Pe=5,5kW deci se incadreaza in categoria III pentru modulul rotii dintate, m=3…10.
Se alege un avans al piesei de S=2,2mm /cursa.
Calculul vitezei de aschiere se determina pe baza relatiei 4.17:
v p=312
T 0,33 ∙ S0,5[m /min .] 4.17
o S – avansul de aschiere;o T – durabilitatea sculei aschietoare; T=360min .
Atunci:
v p=312
3600,33 ∙2,20,5=30,15m /min .
Atunci turatia sculei va fi:
np=1000π
∙30,15100
=95,97 rot . /min
Se alege np=100 rot ./min . iar viteza de aschiere recalculata va fi:
v p=100 ∙ π ∙100
1000=31,42m /min .
4.1.4 Regimul optim de aschiere la brosare
Pentru o brosa pentru canale, folosind procedeul de brosare dupa profil, avansul se incadreaza intre Sd≤0,1mm.
Tinand cont de duritatea otelului folosit (σ r=110 daN /mm2)se adopta: Sd=0,06mm.
Viteza de brosare depinde de mai multi factori. Pentru masinile de brosat care sunt actionate hydraulic cu forta de tragere pana la 10 tone, viteza de aschiere se apropie de 13 m/min.
Calculul analytic al vitezei de brosare se determina cu relatia:
v p=C v
T m ∙ Sdyv∙ km [m /min .] 4.18
Pentru materialul ales km=2.
Coeficientul C v precum si exponentii m si yv se determina si rezulta valorile: C v=4,5; m=0,87; yv=1,4.
Durabilitatea brosei se alege in functie de materialul din care este construita. Astfel, pentru brose confectionate din otel rapid durabilitatea este: T=100min .
Astfel rezulta:
v p=4,5
1000,87∙0,061,4∙2=8,41m /min .
4.1.5 Regimul optim de aschiere la rectificare
Se alege, pentru exemplificare, rectificarea rotunda interioara a alezajului. Diametrul discului abraziv se alege in functie de diametrul gaurii D g=37mm:
Dda=0,9∙ Dg=0,9 ∙37=33mm
Latimea discului abraziv se alege in functie de lungimea gaurii ce trebuie rectificata Lg=44 mm:
Lda=34 mm
Avansul discului abraziv se determina cu relatia 4.19 in care coeficientul β se determina ca fiind β=0,5.
Sl=β ∙B=0,5 ∙34=17mm /rot . 4.19
Viteza periferica a pietrei se determina cu relatia 4.20
v p=C v ∙ d
ρ
T m ∙t x ∙ β y [m /min .] 4.20
Unde:
o C v - coeficientul vitezei care tine seama de natura materialului; C v=0,05;
o d – diametrul gaurii ce trebuie rectificata; d=37mm;o T – durabilitatea discului abraziv; se alege economic: T=2,5min;o t – avansul la patrundere; t=0,003mm /c .d .
Pentru otel aliat, folosind un disc abraziv din electrocordon mobil cu granulatia de 50, se aleg urmatoarele valori: ρ=0,5; m=0,6; x= y=0,9.
Astfel rezulta:
v p=0,05∙370,5
2,50,6 ∙0,0030,9∙0,50,9 =61,06m /min.
Atunci turatia sculei va fi:
np=1000π
∙61,06
33=588,96 rot . /min
Se alege np=600 rot ./min . iar viteza de prelucrare recalculata va fi:
v pa=600∙ π ∙33
1000=62,2m /min .
4.2. Stabilirea normelor tehnice de timp
Calculul normelor tehnice de timp se face pe baza aceluiasi algoritm de calcul ca la stabilirea regimurilor de aschiere. Se calculeaza normele de timp pentru o singura operatie de acelasi tip. Pentru celelalte operatii normele tehnice de timp se adopta fara justificare, in limitele acceptabile.
In acest context se vor calcula normele tehnice de timp in limitele acceptabile doar pentru operatiile pentru care s-au calculate regimurile de aschiere.
4.2.1 Calculul normei tehnice de timp la gaurire
Timpul de baza la gaurire se calculeaza pe baza relatiei 4. 21:
t b=L+ l1+l2
n ∙S∙ i 4.21
Unde:
o L – lungimea suprafetei prelucrate; L=40,4mm;o l1 - este dat de relatia:
l1=D2∙ ctg ( χ )+ (0,5…3 )=40
2∙ ctg (60 )+1,5=13,04mm 4.22
o l2=(0,5… 4 ) si se alege l2=3,5mm;o i - numarul de treceri; i=2.
Astfel rezulta:
t b=40,4+13,04+3,5
335∙0,26∙2=1,3min
Timpul auxiliar pentru comanda masinii este:
t acm=0,03min
Timpul auxiliar pentru prinderea si desprinderea piesei se aproximeaza:
t apd=1min
Timpul auxiliar pentru evacuarea aschiilor:
t aea=0,06min
Timpul auxiliar specific fazei de lucru:
t asf=0,12min
Din acestea rezulta ca timpul efectiv de lucru va fi:
t ef=tb+t acm+t apd+t aea+t asf 4.23
¿1,3+0,03+1+0,06+0,12
¿2,51min
Timpul de descriere tehnica:
t dt=2 % ∙ t b=0,02 ∙1,3=0,026min 4.24
Timpul de descriere organizatorica:
t do=1 % ∙ tef=0,01 ∙2,51=0,026min 4.25
Timpul de odihna si necesitati fiziologice:
t od=3 % ∙t ef=0,03 ∙2,51=0,0753min 4.26
Atunci timpul unitary este dat de relatia 4.27:
t u=t ef+t dt+t do+t od 4.27
¿2,51+0,026+0,0251+0,0753
¿2,63min
Timpul de pregatire incheiere este:
t pi=0,078min
Norma tehnica de timp pe faza se calculeaza cu relatia 4.28:
t n=t u+ t pi=2,63+0,078=2,7 min 4.28
4.2.2 Calculul normei tehnice de timp la strunjire
Timpul de baza la strunjire se calculeaza cu relatia 4.29:
t b=L+ t
tgγ+(0,5…1 )
S ∙n[min ] 4.29
Unde:
o L – lungimea suprafetei prelucrate; L=2 ∙ π ∙D−d
2=42,7 mm;
o t – adancimea de aschiere; t=0,875;o γ=70 °;o S – avansul; S=0,8mm/rot .;o n – turatia; n=250 rot ./min .
Astfel rezulta:
t b=42,7+ 0,875
tg70+1
0,8 ∙250=0,22min
Timpul auxiliar pentru prinderea piesei in universal:
t au=15=0,2min
Timpul auxiliar pentru controlul cu sublerul este:
t as=0,36min
Timpul efectiv pe faza este:
t ef=tb+t au+t as=0,22+0,2+0,36=0,76min
Timpul de descriere tehnica:
t dt=1 % ∙ t b=0,01 ∙0,22=0,002min
Timpul de odihna si necesitati fiziologice:
t od=1 % ∙ t ef=0,03 ∙0,76=0,0076min
Timpul unitar este:
t u=t ef+t dt+t od=0,76+0,002+0,0076=0,7696min
Timpul de pregatire incheiere este:
t pi=0,28min
Norma tehnica de timp pe faza este:
t n=t u+ t pi=0,7696+0,28=1,05min
4.2.3 Calculul normei tehnice de timp la frezarea danturii
Pentru operatia de frezare a danturii calculul timpului de baza se face cu relatia 4.30:
t b=(L+L1 )∙ zS ∙n f ∙ k
[min] 4.30
Unde:
o L – lungimea dintelui; L=17,9mm;o L1 - lungimea de patrundere si iesire a sculei; L1=30mm;o z – numarul de dinti; z=27;o S – avansul sculei; S=2,2mm /rot .;o n f=100 rot . /min .;o k=1.
Astfel rezulta:
t b=(17,9+30 ) ∙27
2,2 ∙100 ∙1=5,87min
Timpul auxiliar pentru prinderea si desprinderea piesei se adopta tinand cont de faptul ca la o prindere se folosesc doua piese:
t apd=2min
Timpul auxiliar pentru comanda masinii:
t acm=2 ∙0,04=0,08min
Timpul efectiv:
t ef=tb+t apd+t acm=5,87+2+0,08=7,95 min
Timpul de descriere tehnica:
t dt=2,5 % ∙t b=0,025∙5,87=0,146min
Timpul de descriere organizatorica:
t do=1 % ∙ tef=0,01 ∙7,95=0,0795min
Timpul de odihna si necesitati fiziologice:
t od=3 % ∙t ef=0,03 ∙7,95=0,238min
Timpul unitar va fi:
t u=t ef+t dt+t do+t od
¿7,95+0,146+0,0795+0,238
¿8,41min
Timpul de pregatire incheiere:
t pi=0,707min
Norma tehnica pe faza va fi:
t n=t u+ t pi=8,41+0,707=9,117min
4.2.4 Calculul normei tehnice de timp la rectificare
Pentru operatia de rectificare, calculul timpului de baza se face cu relatia 4.31:
t b=Ac ∙ k
S l ∙ np
[min]
Unde:
o Ac=0,39mm;o k=1,25;o Sl=0,003mm/rot .;o np=600 rot ./min .
Astfel rezulta:
t b=0,39 ∙1,250,003 ∙600
=0,27min
Timpul auxiliar pentru prinderea si desprinderea piesei:
t apd=0,63min
Timpul auxiliar pentru comanda masinii:
t acm=0,18min
Timpul auxiliar pentru control cu sublerul:
t as=0,29min
Timpul efectiv:
t ef=tb+t apd+t acm+t as
¿0,27+0,63+0,18+0,29
¿1,37min
Timpul de descriere tehnica:
t dt=2,5 % ∙t b=0,025∙0,27=0,0006min
Timpul de descriere organizatorica:
t do=2 % ∙ tef=0,02∙1,37=0,037min
Timpul de odihna si necesitati fiziologice:
t od=3 % ∙t ef=0,03 ∙1,37=0,041min
Timpul unitar va fi:
t u=t ef+t dt+t do+t od
¿1,37+0,0006+0,037+0,041
¿1,43min
Timpul de pregatire incheiere:
t pi=0,617min
Norma tehnica pe faza va fi:
t n=t u+ t pi=1,43+0,617=2,047 min
Toate datele calculate mai sus se centralizeaza in tabelul 4.1:
Denumirea operatieitb
[min]tu
[min]tn
[min]Strunjire de degrosare 0,206 0,769 1,05Strunjire de finisare 0,35 0,8 1,15
Tabelul 5.1 – “Volumul de munca pentru principalele operatii”
5.2. Calculul numarului de forta de munca si utilaje
5.2.1. Fondul de timp anual al muncitorului
Fondul de timp anual al muncitorului se determina cu relatia 5.2:
Fm=(ZC−ZD−ZS−ZSL−ZCO) ∙ t s ∙ k1 5.2
Unde:
o ZC este numarul zilelor calendaristice dintr-un an; ZC=365 zile;o ZD este numarul zilelor de duminica dintr-un an; ZD=52 zile;o ZS este numarul zilelor de sambata dintr-un an; ZS=52 zile;o ZSL este numarul de zile sarbatori legale; ZSL=6 zile;o ZCO este numarul de zile de concediu dintr-un an; ZCO=20 zile;o t s este numarul de ore dintr-un schimb; t s=8 ore;o k 1 este un coefficient care tine seama de pierderile de timp de
lucru datorita reparatiilor executate in timpul normal de lucru al schimbului respectiv; pentru ns=2 acesta are valoarea k 1=0,96.
Atunci rezulta:
Fm=(365−52−52−6−20 ) ∙8 ∙0,96=1805ore
5.2.2. Fondul de timp anual al utilajului
Fondul de timp anual al utilajului se determina cu relatia 5.3:
Fu=(ZC−Z D−ZS−Z SL−ZRP ) ∙t s ∙ ns ∙ k2 5.3
Unde:
o ZC este numarul zilelor calendaristice dintr-un an; ZC=365 zile;o ZD este numarul zilelor de duminica dintr-un an; ZD=52 zile;o ZS este numarul zilelor de sambata dintr-un an; ZS=52 zile;o ZSL este numarul de zile sarbatori legale; ZSL=6 zile;o ZRP este numarul de zile pentru reparatii;
Se alege ZRP=6 % ∙ F t
16=0,06 ∙4716
16=18 zile
o t s este numarul de ore dintr-un schimb; t s=8 ore;o ns=2;o k 2 este un coefficient cu valori in intervalul (0,8…0,9) Se alege
valoarea k p=0,85.
Atunci rezulta:
Fu=(365−52−52−6−18 ) ∙8∙2 ∙0,85=3223ore
5.2.3. Calculul necesarului de forta de munca la fiecare utilaj
Calculul necesarului de forta de munca se determina pentru utilaje pe baza relatiei 5.4:
nmi=
V i
Fm 5.4
Unde:
o nmi este numarul de muncitori pentru operatia i;o V i este volumul de lucrari la operatia i;o Fm este fondul de timp anual al muncitorului, calculate mai sus.
Tabelul 5.2 – “Calculul necesarului de forta de munca la fiecare utilaj”
5.2.4. Calculul necesarului de utilaje
Calculul necesarului de utilaje se determina cu relatia 5.5:
ui=V i
Fu 5.5
Unde:
o ui este numarul de utilaje;o V i este volumul de lucrari la operatia i;o Fu este fondul de timp anual al utilajului, calculate mai sus.
Astfel, rezultatele sunt trecute in tabelul 5.3.
Nr.
crt.
Denumirea operatiei
Denumirea
utilajului
Norma de timp
Volumul de
lucrari
Fondul de timp
ui
Calculat Ales
1 Strunjire Strung SNB400 2,2 9167 3223 2,84 3
2 GaurireMasina de gaurit G-40
2,7 11250 3223 3,49 4
3 BrosareMasina de
brosat2,3 9583 3223 2,97 3
4 Frezare Freza FD250 9,11 37958 3223 11,78 12
5 RaionareMasina de
raionat3,65 15208 3223 4,72 5
6 SeveruireMasina de severuit
4,43 18458 3223 5,73 6
7 Spalare Banc de spalare 1,55 6458 3223 2,00 2
8 Tratament termicCuptor
tratament0,806 3358 3223 1,04 1
9 Rectificare Masina RIF125 2,047 8529 3223 2,65 3
Tabelul 5.3 – “Calculul necesarului de utilaje”
5.3. Calculul necesarului de SDV-uri
Norma anuala de consum de scule se calculeaza in functie de timpul total de utilizare a sculei si durabilitatea totala a sculei. Timpul total este dat de formula 5.6.
T e=tb ∙ N pp 5.6
Consumul de scule este:
NCS=t b
(r+1) ∙T∙ k y ∙N pp 5.7
Unde:
o r este grosimea stratului ce poate fi indepartat la toate reascutirile;
r=Mh 5.8
o M=(1…20mm );o h≅ 0,5 mm;o k y este cun coeficient care tine seama de distrugerile accidentale
ale sculei; se alege k y=1,1.
Astfel rezultatele calculelor se centralizeaza in tabelul 5.4.
Materialul din care este construita roata dintata este un otel aliat de tip 18MoCrNi13 si are densitatea:
ρotel=7,85 g /cm3
Analizand desenul de executie al semifabricatului si asemanand piesa cu un grup de figure geometrice simple, se calculeaza volumul acestuia in vederea determinarii necesarului de material.
Astfel se poate stabili volumul unui semifabricat pentru o roata dintata:
V SF=126,203cm3
Deci masa unei bucati de semifabricat va fi:
mSF=126,203 ∙7,85=990,7 g
La aceasta se adauga un procent de 3% pentru fiecare bucata, adaos reprezentat de masa de material inclusiv in reteaua de turnare. Atunci:
mRT=0,03 ∙990,7≅ 30 g
Atunci pentru un plan de productie annual de 262625 de bucati, necesarul de material va fi:
m=(0,9907+0,03 ) ∙262625=268100kg
Materiale auxiliare:
o Vaselina 100 g/piesa; mv=0,1∙262625=26262,5 kg;o Emulsie 10 l/piesa; V e=10 ∙262625=2626250 l;o Hartie 0,25 m2/ piesa; Sh=0,25∙262625=65660m2;
Structura generala a costului de fabricatie este data de relatia:
C p=B+A ∙N pp [lei /an] 6.1
Unde:
o A – termen ce reprezinta cheltuielile directe;o B – termen ce reprezinta cheltuielile indirect.
6.2. Cheltuielile directe
6.2.1 Costul materialului
Costul materialului este dat de relatia 6.2:
Cmat=k SF ∙mSF−kdr ∙mdr [ lei / piesa] 6.2
Unde:
o k SF este costul unitar al semifabricatului;o mSF este masa semifabricatului;o k dr este costul deseului recuperabil;o mdr este masa deseului recuperabil.
In conformitate cu site-urile producatorilor de specialitate se considera ca pretul unui kg de otel aliat este de 20 lei ia rocstul unui kg de deseu recuperabil este de 3,3 lei. Atunci rezulta:
Cmat=20 ∙0,99−3,3 ∙0,03=19,7 lei / piesa
6.2.2 Costul manoperei
Se determina cu ajutorul relatiei 6.3:
Cman=∑ ri ∙ tni
60∙(1+
Cas
100 ) [lei / piesa] 6.3
Unde:
o ri este retributia orara a muncitorului la operatia i;o t ni este timpul normat la operatia i;o Cas≅ (30 …35 )%.
Astfel se calculeaza costul manoperei pentru fiecare operatie si rezultatele se centralizeaza in tabelul 6.1.
S-a obtinut, astfel, pentru cheltuielile de amortizare, valoarea:
C ifu=2,828 lei / piesa
6.3.2 Cheltuieli generale ale sectiei
Regia de sectie, R s, 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:
R s=1,8 ∙Cman=1,8 ∙11,4=20,52lei / piesa
Totalul cheltuielilor indirecte va fi:
B=2,828+20,52=23,348 lei/ piesa
6.4. Calculul costului piesei si al pretului piesei
