Prelucrarea metalelor prin deformare plastica

MEMORIU DE PREZENTARE SI CAIET DE SARCINI

MEMORIU DE PREZENTARE SI CAIET DE SARCINI:

1. Domeniul de utilizare a utilajului proiectat:

Datorita dezvoltarii rapide a stiintei si a tehnicii, in ultimul timp au aparut tendinte noi in prelucrarea metalelor prin deformare plastica, metoda de prelucrare ce permite obtinerea unor piese care uneori nu mai necesita nici o prelucrare ulterioara.

Acest lucru a devenit posibil datorita perfectionarii procedeelor de deformare plastica concomitent cu progresele realizate in productia de utilaje specifice.

Referitor la perspectiva dotarii sectiilor de forja se observa o crestere intensa a productiei pe acele tipuri de utilaje care permit ridicarea preciziei de executie a pieselor de deformat in matrite.

Obiectul prezentului proiect il constituie un utilaj de deformare plastica la cald, numit presa cu doua turatii, destinat in special operatiei de matritare, care intra in categoria utilajelor de mare precizie.

Presele de acest tip se utilizeaza in sectiile de forja, datorita preciziei mari cu care se lucreaza, si anume 0,05-01 mm. Aceasta presa face parte din categoria preselor mecanice cu arborele principal de tip excentric, ghidarea precisa a berbecului, rigiditate mare a batiului si a bielei, un numar sporit de curse pe minut, dispozitiv de evacuare (extractor).

Precizia presei se bazeaza pe rigiditatea masinii si pe faptul ca organul de lucru este condus de ghidaje. Avantajele presei sunt economicitatea, productivitatea superioara ciocanelor, dotarea cu extractoare, au mers linistit, deci nu dauneaza mediului inconjurator prin zgomot, pot fi incadrate in linii automate.

Dezavantajul este pretul de cost mai ridicat si viteza relativ mica a berbecului, mersul linistit care duc la o impregnare a oxizilor de pe piesa calda (oxizii care plesnesc si intra in locasul de matritare) in material din cauza lipsei socului care la ciocan sunt capabili sa se inlature oxizii din matrita.

Alt dezavantaj considerat este incalzirea prin inductie care creste pretul piesei de precizie ridicata. De asemenea presele sunt mai putin universale decat ciocanele, ele nefiind capabile sa deformeze o gama atat de larga de materiale, deci de piese. Din acest punct de vedere realizarea celei de-a doua trepte de viteza la presa va avea un grad in plus de universalitate.

Descrierea functionala a utilajului:

Miscarea de rotatie a arborelui principal este data de un motor electric, care actioneaza volantul presei prin intermediul unor curele trapezoidale. De la volant miscarea este preluata printr-un arbore intermediar de un angrenaj de forta pinion-roata dintata, acesta din urma este montat pe un arbore excentric si inchis in subansamblul cuplajului. Pinionul il constituie o roata baladoare, care este montat pe capatul canelat al arborelui intermediar. Acesta este elementul care face schimbarea turatiilor.

Pinionul (roata baladoare) este pus in miscare prin intermediul unui mecanism cu furca. Elementele care faciliteaza miscarea rotilor mici pe arbore sunt un surub M48 cu filet trapezoidal, executat din OLC 45, si o furca din OL 42, formata din trei elemente sudate. Tot pentru aceasta actionare s-au mai proiectat flanse de sustinere a surubului de miscare (prin intermediul suruburilor de fixare si a unor tevi cu cap filetat care au rol de rigidizare a sistemului). Acest sistem este fixat de batiu prin intermediul unui suport care este prins de batiu cu suruburi.

Ansamblul astfel construit nu este supus la solicitari importante. Actionarea se face manual prin intermediul unei chei cu cap patrat fixata pe capatul surubului printr-un ansamblu surub-piulita. Se practica un orificiu in batiu in aceasta zona, astfel ca cheia sa poate fi ridicata in timpul funtionarii presei.

Blocarea necesara pentru ca roata baladoare sa nu sa se deplaseze accidental de-a lungul arborelui canelat, lucru ce se poate intampla datorita vibratiilor, se face cu un surub cu cap inecat, montat in roata, care intra in gaura practicata in arborele intermediar sau se blocheaza din exterior prin intermediul cheii.

Se poate face blocarea si din ambele capete a rotii baladoare.

Arborele intermediar care realizeaza legatura dintre transmisia cu curele trapezoidale si angrenajul cilindric cu dinti drepti este montat pe batiu in doua lagare cu rulmenti.

Pe arborele cu excentric pe o parte este montat cuplajul, iar in partea opusa este frana presei. Atat cuplajul, cat si frana sunt actionate pneumatic. Cuplajul pneumatic si frana cu banda lucreaza concomitent, adica:

a.) cand frana este decuplata, iar cuplajul este actionat berbecul executa coborarea si ridicarea;

b.) cand frana este actionata, si cuplajul este decuplat berbecul sta in pozitia superioara.

Cuplajul asigura transmiterea momentului de rotatie prin roata dintata mare, care angerneaza cu pinionul montat pe arborele intermediar si este  cu discuri de frictiune. Cinci astfel de discuri asigurand prin suprafetele de frecare transmiterea momentului de torsiune la arborele principal. Cele trei discuri de frictiune conduse, angreneaza cu butucul, montat pe fusul arborelui cu excentric. Comanda intermitenta a cuplajului este realizata printr-un ansamblu cilindru-piston, actionata pneumatic. Un numar de 20 de pachete de arcuri asigura readucerea cuplajului in pozitie initiala, dupa anularea presiunii din cilindru (faza de decuplare).

Subansamblul arborelui cu excentric este format din arborele principal, bucsele si lagarele de sustinere a palierelor. Bucsele sunt realizate dintr-un bronz special, cu o buna rezistenta la uzura. Dublul excentricitatii arborelui asigura cursa presei.

Culisorul inglobeaza excentricul arborelui principal, avand rolul de a transforma rotatia acestuia in translatia berbecului. Culisorul executa o miscare de translatie pe orizontala si una pe verticala, fiind ghidat in berbec prin intermediul unor glisiere.

Berbecul este un subansamblu format din berbecul propriu-zis si elementele anexa, respectiv placa de baza si piesa de protectie. Subansamblul asigura ghidarea culisorului si protejarea ghidajelor prin capace si aparatori. Culisorul se deplaseaza in interiorul berbecului, fiind cuprins de ghidaje, pe partea superioara, inferioara, cat si pe partile laterale. La partea inferioara a berbecului, o baie de ulei asigura la un nivel constant o ungerea permanenta. Totodata berbecul asigura fixarea suportului semimatritei superioare.

Berbecul este ghidat in batiu cu ajutorul sistemului glisiera. Subansamblul se compune in principal din patru ghidaje liniare, dispuse pe batiu la 45s fata de linia mediana a presei. Glisierele sunt executate din bronz, segmentele frontale si cele din partea inferioara-spate sunt reglabile. Glisierele pot fi demontabile fara scoaterea berbecului, ceea ce contribuie la usurarea operatiilor de intretinere. Berbecul este legat la partea superioara cu capatul tijei cilindrului de echilibrare. Acesta are rol de sustinere a berbecului datorita pernei de aer formata in cilindru si in recipientul de aer care il alimenteaza. Echilibrarea asigura scoaterea jocurilor din lagarele principale in timpul functionarii presei.

Presa este dotata cu un mecanism de extragere a semifabricatelor din locasurile matritei. Extractorul este format dintr-un sistem de parghii, care preiau miscarea de rotatie a camei montata pe fusul arborelui cu excentric si actioneaza asupra tijelor in numar de trei, monte in batiu. Revenirea tijelor este asigurata de un arc elicoidal. Elementul care realizeaza legatura intre cama si sistemul de parghii este ghidat de doua ghidaje, care la randul lor sunt sudate pe batiu.

Echilibrarea maselor mecanismelor de lucru, cat si scoaterea jocurilor din lagare se asigura de un cilindru pneumatic, montat pe partea superioara a presei si este legat de berbec.

Cadrul sudat este piesa de baza a presei, pe care sunt montate toate subansamblele, mai putin panoul de ungere si dulapurile electrice, si este realizat in constructie tip cadru inchis. Batiul are rolul de a sustine ansamblul cinematic al masinii si de a asigura transmiterea fortei de presare, de la organul de lucru al presei, la piesa de prelucat.

In consecinta formele constructive si dimensiunile batiului sunt conditionate de particularitatile functionale si constructive ale principalelor organe de lucru din ansamblul cinematic si de cerintele de rezistenta (rigiditate, caracteristici dinamice, etc.), specifice procesului tehnologic de deformare.

In functie de forta nominala a presei, batiurile se executa cu unu sau doi montanti. In cazul de fata batiul presei se executa cu doi montanti, forta nominala fiind de 10 MN.

Batiul este executat prin suduri din material OL60 in forma de placi de gosime de 40 mm. Alegerea variantei tehnologice si constructive pentru realizarea batiului este determinata de considerente tehnico-economice.

Ungerea presei este realizata de o instalatie mixta manuala si centralizata cu recuperarea partiala a uleiului.

Energia necesara actionarii sistemului de comanda este asigurata de instalatia pneumatica, unul din cilindrii pneumatici are rolul de a asigura perna de aer pentru echilibrarea berbecului, celalalt este plasat pe circuitul de alimentare a franei si a cuplajului, comenzile fiind realizate prin intermediul unor distribuitoare electromagnetice dimensionate corespunzator.

Temperatura in lagare este urmarita de un sistem de siguranta termica, care se compune din termistori, care supravegheaza temperatura lagarelor principale ale presei. In caz ca temperaturile din punctele de supravegheat depasesc valorile prescrise, presa se opreste automat, iar pe dulapul de comanda se indica locul supraincalzirii nedorite.

3. Studiu de variante:

Scopul este acela de a realiza o varianta de functionarea a presei de 10 MN cu viteze de lucru diferite pentru regimuri de lucru diferite. Se analizeaza micsorarea vitezei de lucru a berbecului.

In continuare sunt prezentate cateva variante posibile in acest sens:

a.) Varianta de actionare cu dublu cuplaj: acest tip de actionare se intalneste  la prese cu dubla actiune in vederea obtinerii unor viteze favorabile desfasurarii optime a procesului de ambutisare si a unor forte de inertie mici.

b.) Varianta cuplajului cu frictiune cu mecanism planetar: modul de actionare este prin intermediul unui cuplaj planetar de tip Klirometrick. Sistemul este construit cu doua cuplaje actionate de pistoane cu diafragma.

La functionarea cuplajului de viteza mica, diferentialul se transforma in transmisie planetara obisnuita functionand ca un reductor demultiplicator.

La functionarea cuplajului de mare viteza, elementele diferentialului si anume roata dintata inelara si roata planetara se imbina, deci se rigidizeaza si cu volantul. Astfel arborele receptor are aceeasi viteza unghiulara cu cea a volantului.

c.) Varianta data de U.S.I. CLIRING TORC-PAC.

Mecanismul de comanda TORC-PAC este similar ca si proiectare cu transmisiile automate.

Folosesc discuri de frictiune din bronz sinterizat care functioneaza in baie de ulei. Captuselile pot cupla de milione de ori fara uzuri masurabile. Discurile multiple inlocuiesc cuplarea cu discuri de frictiune. Ca si principiu de functionare se poate spune: roata baladoare se deplaseaza pe un arbore canelat, intra intr-o coroana dintata interior care este fixata pe arborele principal. In felul acesta se realizeaza o treapta cu turatia egala cu turatia volantului. Cand roata baladoare este in angrenare cu roata dintata se realizeaza cea de-a doua treapta de viteza demultiplicata fata de prima. Dezavantajul acestei metode ar fi cresterea gabaritului presei

4. Caracteristici tehnice principale:

Presa de 10 MN - este o presa mecanica cu simplu efect, ce realizeaza doua turatii (70 cd/min., respectiv 90 cd/min.) si se utilizeaza la operatii de matritare la cald pentru semifabricate ce necesita o forta de deformare de maximum 10 MN.

Caracteristicile tehnice principale sunt urmatoarele:

forta nominala10 MN;

cursa berbecului..250 mm;

numarul de curse duble: - turatia 1..70 cd/min.;

- turatia .90 cd/min.;

inaltimea fata de sol a mesei.750 mm;

cursa de reglare a mesei.18 mm;

distanta minima intre masa si berbec520 mm;

deschiderea intre coloane..695 mm;

dimensiunile mesei.682x710 mm;

dimensiunile berbecului600x682 mm;

cursa extractorului18 mm;

puterea instalata.75 kW;

dimensiunile de gabarit: - latime155 mm;

- adancime.010 mm;

- inaltime3.290 mm;

masa neta.47.000 kg.

5. Masuri de protectia muncii:

In sectoarele calde, tehnica securitatii muncii si igiena muncii joaca un rol deosebit de important in complexul general al masurilor menite sa contribuie la imbunatatirea conditiilor de productie si la marirea productivitatii .

La elaborarea masurilor privitoare la tehnica securitatii muncii, trebuie sa fie luate in considerare particularitatile proceselor tehnologice si utilajelor, rezultatele analizei cauzelor traumatismului individual, precum si principalele avantaje ale dispozitivelor folosite cu scopul de a creste masurile de protectie a muncii.

Pentru montaj, muncitorii vor fi echipati cu echipamentul de lucru si de protectie conform normativului de acordare a echipamentului de lucru si de protectie pentru fiecare meserie si operatie ce se efectueaza.

Montajul va fi supravegheat de un cadru specializat si va coordona operatiile de montaj.

La fiecare loc de munca se vor afisa la loc vizibil instructiuni de lucru si protectie a muncii specifice activitatii care se desfasoara.

Orice scurgeri de lubrifianti sau materiale inflamabile se vor indeparta imediat.

La locurile de munca pentru montaj si pentru operatiile anexe se va pastra  curatenia. Locurile periculoase se vor semnaliza cu indicatoare de securitate.

Se interzice blocarea drumurilor de acces si a locurilor de munca, cu piese, materiale sau reziduri.

Se va asigura iluminatul local corespunzator locurilor de munca. Schela de montaj va avea suprafata platformelor antiderapanta si va fi prevazuta cu balustrade.

Utilajul este proiectat cu robustetea necesara unei functionari in conditii de siguranta, fiind respectate normele de protectia muncii.

Piesele si subansamblele care executa miscari de rotatie sunt protejate cu aparatori corespunzatoare. Partile interioare ale aparatorilor si capacele se vor vopsi in culoarea utilajului, iar partile exterioare in galben cu dungi negre. In aceeasi culoare de avertizare se vor vopsi si fetele laterale ale berbecului.

O serie de dispozitive de siguranta asigura oprirea presei in cazul depasirii temperaturii prescrise in lagare, depasirii fortei nominale, scaderii sau cresterii presiunii in instalatia pneumatica si in instalatia de ungere in afara valorilor prevazute.

Utilajul prin gabaritul lui si solutia constructiva nu este de natura sa provoace accidente, daca se respecta masurile de protecte a muncii.

6. Masuri de ordin ergonomic, estetic si PSI:

6.1. Masuri de ordin ergonomic:

Masinile, instalatiile, utilajele in general si cele din sectia de deformari plastice in special trebuiesc concepute, proiectate si construite in conformitate cu anatopometria omului. Suprafata de lucru, plasarea si marimea dispozitivelor cadranelor, pedalelor, parghiilor, butoanelor trebuie sa prezinte o pozitie si o actionare normala de catre executant, un minim de deplasari, intinderi, incovoieri, aplecari, etc.

In proiectarea utilajelor, masinilor, a instalatiilor de deformare plastica este necesar sa se tina seama ca operatorul sa fie solicitat la minim din punct de vedere al fortei, al perceptiei, al relatiei si al comenzii. Operatorul trebuie sa fie din punct de vedere a starii sanatatii, si a conditiilor fizice intr-o buna conditie.

La conceperea utilajelor si a masinilor trebuie sa se aiba in vedere un numar de forta fizica maxima, si capacitatea de a o mentine o perioada indelungata de timp, de obicei pe durata schimbului de lucru.

Referindu-ne la comanda masinii, operatorul este capabil sa execute prompt si normal comenzi repetate in conditiile in care efortul de actionare nu depaseste 10 N.

La proiectarea si constructia utilajului este necesar sa se stabileasca sistemul cel mai eficace din punct de vedere al economiei de energie umana, de timp si de miscari, in care trebuie sa aiba loc acest schimb de informatii de la masina la om si de comanda de la om la masina. Rapiditatea actionarii utilajului depinde de patru factori pricipali: excitatia, perceptia, rationamentul si executia miscarii.

Ca regula, daca forta angajata este mica, executia se realizeaza mai usor si mai repede cu ajutorul mainilor, iar daca forta este relativ mare, comanda se executa cu picioarele.

Pozitionarea aparatelor de control trebuie sa fie corelata cu cea a comenzilor. Gruparea aparatelor in bloc si imediat dedesubt si lateral, in aceeasi pozitie vor fi asezate butoanele de comanda.

Pozitionarea separata a fiecarui aparat cu comanda sa, este solutia cea mai convenabila pentru operatorii de la tabloul de comanda . La construirea tabloului de comanda trebuie sa se pastreze o legatura logica intre directia miscarii acului indicator al unui aparat si sensul comenzii. De asemenea trebuie sa existe o legatura logica intre directia de miscare a comenzii si directia elementului in miscare al utilajului condus.

In general, la aparatele de aceeasi forma si dimensiune se impun a fi folosite aceleasi scari de gradatie.

Iluminarea tablourilor de comanda trebuie sa se realizeze astfel, incat sa se evite reflexia surselor de lumina.

6. Masuri de ordin estetic:

Formele utilajului trebuie astfel stabilite, incat ele sa fie in deplina concordanta cu functiile acestuia.

Functiile diferitelor utilaje permit intr-un grad mai mic sau mai mare sa se actioneze asupra formei lor. Astfel tinand seama de necesitatile functionale, formele unor utilaje nu difera prea mult.

La proiectarea utilajelor pentru deformari plastice se folosesc suprafete care pot fi moi (cercul, elipsa) sau dure (triunghiul, patratul, rombul, etc.).

Se recomanda o divizare in suprafete relativ mici, se va avea grija ca suprafetele mari sa nu fie colorate in culori intense.

Folosirea liniilor constituie o cale de realizare estetica a masinilor. Astfel linia orizontala da impresia de statism si stabilitate; linia verticala da impresia de crestere. Nu se recomanda utilizarea simultana a liniilor orizontale cu cele verticale.

Linii ondulate si frante dau impresia de ritm si alternanta.

Diagonalele dau efect de tensiune (solicita echilibrarea prin diagonala opusa).

Linia de contur trebuie sa fie simpla si sa dea impresia de echilibru.

Culorile aplicate prin vopsirea utilajelor trebuie alese cu grija, tinandu-se seama de efectele fizico-psihice produse asupra omului.

Ca regula generala, culoarea este cu atat mai calda, cu cat se apropie de rosu si cu atat mai rece cu cat este mai dominant albastra.

Culorile inchise au efect depresiv, descurajant, negativ.

Culorile prea vii sunt obositoare.Culorile deschise au efect stimulant, pozitiv.

Culorile trebuie sa fie alese si in functie de caracteristicile de reflectare si de absorbtie a luminii.

Culorile deschise reflecta lumina intr-o proportie mult mai mare, decat cele inchise.

Partile in miscare ale utilajului se vopsesc cu galben, avand dungi negre.

6.3. Masuri de ordin PSI:

In apropierea utilajului tipa presa este interzisa depozitarea materialelor umede, care ar provoca stropirea metalului topit in contact cu ele.

De asemenea accesul in zona matritelor pentru indepartarea piesei matritate este interzisa in timp ce berbecul executa miscarea pe verticala de 'dute-vino'.

Este necesara echiparea locului de munca cu dispozitive de stingere a incendiilor: extinctoare, nisip pentru stingerea unor eventuale incendii.

In apropiere sa existe oameni calificati pentru stingerea incendiilor.

Este interzisa depozitarea materialelor inflamabile sau explozive in apropierea utilajului.

7. Justificarea materialelor:

Materialele vor fi corespunzatoare prescriptiilor din desene si vor indeplini conditiile prevazute in standardele respective. Nu se admit defecte de incluziuni, pori, sufluri. Dupa turnare piesele vor fi curatate de zgura, bavuri, nisip, s.a.

Piesele din otel forjat vor fi curatate de tunder. Pe suprafetele active ale pieselor metalice neferoase nu se admit sufluri., porozitati, incluziuni sau alte defecte care sa compromita buna functionare a utilajului.

Ansamblurile obtinute prin sudura vor fi executate cu o tehnologie adecvata pentru evitarea supratensiunilor sau a deformatiilor ulterioare si se vor detensiona conform prescriptiilor.

Orice inlocuire de material se face cu avizul proiectantului.

Dimensiunile reperelor prelucrate prin aschiere fara indicatii de tolerante se vor executa confom SR EN 22768-1:1995 si SR EN 22768-2:1995 in clasa de precizie prescrisa. Piesele sudate se vor pregati inainte de sudare conform prescriptiilor din SR EN 29692:1994.

Materialele indicate pentru executia reperelor se vor respecta la realizarea utilajului.

Materialele vor fi insotite de certificate de calitate sau buletine de analiza si incercari.

Executantul raspunde pentru folosirea unor materiale necorespunzatoare sau de calitati necunoscute. Inainte de intrebuintare, laminatele se vor controla, iar la nevoie se vor indrepta, iar tablele se vor plana.

Arborele principal se executa din 30MoCrNi20 conform STAS 791-88, prin forjare.

Se alege un otel aliat, deoarece acest arbore este puternic solicitat si avem nevoie de o structura cu tenacitate inalta.

Batiul utilajului se va executa din profile laminate din OL 60, conform STAS 500/2-80, care este un otel indicat pentru organe de masini inalt solicitate.

Berbecul este turnat din otel tip OT 450/2 conform SR ISO 3755:1994, turnat sub presiune. Este necesara confectionarea prin aceasta metoda pentru prevenirea accidentelor. In cazul in care ar avea defecte interioare, ar prezenta un pericol mare in functionare.

Rotile de curea se vor executa prin turnare tot din OT 450/

Bucsele distantiere, lagarele, capacele acestora penele pentru situatiile obisnuite s-au realizat din materiale OL 37, OL 42, OLC 45.

Alegerea materialelor s-a facut, tinand cont de caracteristicile lor mecanice, prelucrarea in conditii cat mai economice, fiabilitatea pe care s-o asigure masina, pret de cost cat mai scazut.

8. Montaj

Montajul se realizeaza la intreprinderea executanta.

Inaintea asamblarii toate piesele se vor curata si spala, inedpartandu-se spanul si corpurile straine, apoi vor fi uscate prin suflare cu aer comprimat, nefiind permisa stergerea cu materiale textile. Montajul se face in atmosfere lipsite de praf, fum, suspensii abrazive.

Termistorii vor fi montati prin fixare cu rasina sintetica prescrisa in documentatie si se va avea grija ca legaturile electrice sa nu sa se deterioreze.

Montajul rulmentilor se va face numai prin incalzirea in ulei la 80-90 C si cu dispozitive speciale. Nu se admite montarea rulmentilor care prezinta urme de rugina sau defecte mecanice. In fiecare lagar cu rulmenti, care se unge cu unsoare, se va introduce o cantitate de lubrifiant de cca. 50% din capacitatea libera.

De asemenea ansamblului care actioneaza pinionul in zona de contact dintre surubul actionarii si furca, i se va realiza ungerea printr-un ungator cu bila, ungerea se face manual dupa un numar de cicluri de functionare.

Dupa montarea arborelui principal in lagarele din batiu, se monteaza tamburul de frana prin incalzirea butucului ( C). Asamblarile fretate ale cuplajului pe arborele principal se realizeaza de asemenea prin incalzire ( C), cu ajutorul unor arzatoare de gaz cu diametrul corespunzator butucului presei.

Curelele de transmisie vor fi intinse uniform, ca sa nu permita alunecari. Subansamblele in miscare liniara sau de rotatie se vor deplasa sau roti usor, fara intepeniri.

Montarea si realizarea ajustajelor dintre arborele principal si berbec este importanta pentru ca de aceasta depinde buna functionare a masinii.

Rezervorul de ulei pentru ungere se va umple conform cu ulei tip M40 conform STAS 751-87. Lagarele rulmentilor se vor umple cu unsoare tip UM 180LiEp.

Operatiile de montaj se fac intr-o ordine precisa, incepand cu asezarea cadrului sudat pe fundatie si terminand cu montarea agregatelor aferente.

9. Descrierea liniei automatizate:

Presele executa matritari din diferite materiale cu precizie ridicata, datorita rigiditatii lor.

Problema principala la prese este cea a mecanizarii transferului piesei in locasurile matritei. O raspandire mare o au mecanismele in pas pelerin, dar si robotii.

Fata de mecanismul in pas pelerin, robotii prezinta avantajul ca nu necesita adaptari constructive la specificul piesei si la cel al spatiului de lucru al utilajului, care necesita investitii suplimentare. Robotii prezinta suplete in utilizare si mai au avantajul ca pot fi incercati inainte de a-i achizitiona. Fiabilitatea robotilor s-a dovedit corespunzatoare.

Dezavantajul robotilor:

- pretul inca ridicat;

- in privinta productivitatii nu toate tipurile sunt superioare deservirii manuale;

- necesitatea asigurarii unei anumite pozitii a presei.

Presele mecanice de matritat la cald automatizate, de obicei nu lucreaza ca utilaje de sine statatoare, ci sunt incadrate intr-o linie de utilaje a caror functionare este corelata si asigurata de mijloace mecanizate sau integral automatizate.

Automatizarea flexibila este o matritare in regim automat a unor laturi a piesei si se realizeaza prin intermediul a doi roboti. Prin intermediul acestora se pot prelucra piese in serie mijlocie si mica.

Organizarea sistemului flexibil este in module.

Astfel semifabricatele destinate matritarii sunt debitate anterior pe fierastraie circulare sau pe prese de debitat, apoi sunt depozitate in containere metalice tip, care se transporta cu ajutorul podului rulant al halei pana pe dispozitivul de alimentare cu masa basculanta. Containerul este fixat pe masa dispozitivului de alimentare si prin bascularea lui, semifabricatele sunt deversate in mecanismul de alimenatre vibrant elicoidal. Dispozitivul de alimentare vibrant elicoidal determina ridicarea ordonata a semifabricatelor pe canalul elicoidal si inaintarea lor pana la instalatia de incalzire prin inductie. Trecerea semifabricatului prin instalatia de incalzire prin inductie se face cu o viteza controlata (dependenta de regimul de incalzire a semifabricatului), viteza este determinata de mecanismul de transport propriu al acestei instalatii. Semifabricatele incalzite cad pe masa de pozitionare intr-o pozitie determinata, de unde sunt preluate de robot si depuse pe rand in primul locas al matritei, in coordonate carteziene. Se trece la modulul urmator al sistemului flexibil, apoi la modulul principal. Deci dupa retragerea bratului

robotului din campul activ al presei se comanda prima lovitura de lucru, in continuare robotul transfera semifabricatul in al doilea locas de matritare, iar dupa retragere se da a doua lovitura.

Locasurile de matritare sunt prevazute cu extractoare, ceea ce permite ca celalalt robot sa preia semifabricatul matritat si sa-l transfere in locasul de debavurare a presei mecanice de debavurat.

Dupa fiecare faza de matritare locasurile matritei sunt curatate de tundar prin suflare si lubrifiate prin pulverizare de catre o mana mecanica si o instalatie de suflare si lubrifiere.

Constructia stantei de debavurat este prevazuta cu un plan inclinat de pe care piesa debavurata este condusa la un container de piese. Bavura ramasa este impinsa de un robot spre un container de deseuri in timpul transferului piesei matritate de la presa la presa de debavurat.

Intreaga linie automatizata este comandata in ciclu automat de un calculator de proces.

Aceasta linie este prevazuta cu doua posturi de lucru, pentru piese simetrice in planul de separatie, tip: flanse, capace, pinioane, etc.

Fiecare capat de lucru are un mirointrerupator, care declanseaza operatia urmatoare a ciclului de lucru pe baza unui program stabilit.

In consecinta, cand presa este cuplata pe functionarea cu turatie redusa, acest sistem va putea fi adaptat in conditii mai bune de siguranta, pentru ca timpul intre lovituri creste.

MEMORIU DE CALCUL

3. MEMORIU DE CALCUL:

3.1. Calculul cinematic al mecanismului miscarii principale:

Mecanismul miscarii principale poate fi mecanism biela-manivela sau mecanism cosinus (cu culisa de translatie armonica).

Efectuez calculul cinematic si static pentru mecanismul cosinus.

Legile de miscare ale mecanismului sunt:

Legea spatiului (s):

x = R sin(a y = R cos(a

Legea vitezei (v):

v_x = w R cos(a v_y = w R sin(a

Legea acceleratiei:

a_x = - w R sin(a a_y = - w R cos(a

Plecand de la datele din literatura de specialitate, privind marimea cursei de lucru la matritare, s, nu depaseste 8-10 mm, determinam unghiul de lucru astfel:

s = y₁ - y₂ = R cosa - R cosa

- in pozitia inferioara a berbecului avem: a

deci: s = R (1 - cosa) unde: s = 7 mm si R = e = 125 mm e-excentricitatea

deci: a = arccos0,944 = 14,66

3. Calculul fortelor si reactiunilor:

Pentru calculul fortelor si reactiunilor care actioneaza in elementele mecanismului, se creaza mecanismul inlocuitor din figura 2, care reprezinta aceleasi legi de miscare ca si mecanismul dat in figura 1.

Echilibrul intregului mecanism este dat de echilibrul fiecarei grupe cinematice in parte:

a.) Calculul fortelor fara a tine cont de frecarile in cuple:

Pentru elementul (3), schema este reprezentata in figura 3.

Ecuatia de echilibru este data de relatia: F_N = F₂₃.

Pentru elementul (2), schema este reprezentata in figura 4.

Ecuatia de echilibru este data de relatia: 32 = F₂₃.

Pentru elementul (1), schema actiunii fortelor este reprezentata in figura 5.

Ecuatia de echilibru este data de relatia: F₂₁ = F₀₁, unde F₂₁ = F₁₂ = F₃₂ = F₂₃ = F_N

F_N = 10 MN = 10.000 kN = 10.000.000 N - forta nominala a presei.

Componentele tangentiale si normale ale fortei F₂₁ se calculeaza cu expresiile:

F_{t 21} = F_N sina = F₂₁ sina

F_{t 21} = 10.000.000 sin15 = 588.190,451 N

F_{n 21} = F_N cosa = F₂₁ cosa

F_{n 21} = 10.000.000 cos15 = 9.659.258,263 N

Momentul de torsiune pe arborele excentric, calculat fara a lua in considerare frecarile in cuple, este: M _t = F_N e sina

M _t 125 mm sin15 = 323.523.806,4 N mm

M _t = 323.523,806 N m

b.) Calculul fortelor tinand seama de frecarile in cuple:

Schema de incarcare este reprezentata in figura 6., unde:

a - unghiul de lucru;

m = 0,06 - coeficientul de frecare in cuple;

q = atan(m - unghiul de frecare in cuple;

e = R = 0,125 m - excentricitatea arborelui;

r₁ = 0,04 m si r₂ = 0,05 m - razele cercurilor de frecare;

F_{21 f} = P / cosq = F₂₁ / cosq - forta F₂₁, tinand seama de frecare;

F_{21 f} = 10.000.000 / cos3,43363 =10.017.983,83 N

Componentele tangentiale si normale ale fortei F_{21 f} se calculeaza cu expresiile:

F_{t 21 f} = F_{21 f} sin(a q

F_{t 21 f} = 10.017.983,83 sin(15 ) = 3.167.745,887 N

F_{n 21 f} = F_{21 f} cos(a q

F_{n 21 f} = 10.017.983,83 cos(15 ) = 9.503.966,857 N

Momentul de torsiune pe arborele excentric se calculeaza cu relatia:

M_t = (e + m r₁ + m r₂) F_{t 21 f}

M_t = (0,125 m + 0,06 0,04 m + 0,06 0,05 m) 3.167.745,887 N

M_t = 413.074,063 N m

3.3. Calculul spatiului, vitezei si acceleratiei:

Calculul corespunzator turatiei n₁ = 70 ^cd/_min.

cursa: h = 0,250 m;

viteza unghiulara: ;

j_urc. - unghiul de rotatie corespunzator fazei de urcare (inaintare);

j_R - unghiul de rotatie corespunzator fazei de repaus superior;

j_cob. - unghiul de rotatie corespunzator fazei de coborare (revenire);

j_r - unghiul de rotatie corespunzator fazei de repaus inferior;

Cele trei ecuatii corespunzator:

spatiului: s = C₁ coskj + C₂j + C₃

vitezei:

acceleratiei:

k =

a.) Faza de urcare:

j j_urc. > j = 0, s = 0, v = 0

j j_urc., s = h, v = 0

Inlocuind aceste valori in cele trei ecuatii de mai sus obtinem constantele:

C₁ = , C₂ = 0, C₃ = .

Inlocuind aceste constante in cele trei ecuatii, obtinem ecuatiile pentru aceasta faza de urcare:

spatiului:  s =

vitezei: 

acceleratiei: 

b.) Faza de repaus superior:

j j_urc. j_urc. j_R > j j_urc. j_R s = h, v = 0, a = 0

j j_urc. j_R j_cob., s = h, v = 0, a = 0

c.) Faza de coborare:

f j_urc. j_R j_urc. j_R j_cob. > j j_urc. j_R s = h, v = 0

j j_urc. j_R j_cob., s = 0, v = 0

Inlocuind aceste valori in cele trei ecuatii de mai sus obtinem constantele:

C₁ = - 0,125, C₂ = 0, C₃ = 0,125.

Inlocuind aceste constante in cele trei ecuatii, obtinem ecuatiile pentru aceasta faza de urcare:

spatiului:  s =

vitezei: 

acceleratiei: 

d.) Faza de repaus inferior:

f j_urc. j_R j_cob. j_urc. j_R j_cob. j_R > j j_urc. j_R j_cob. s = 0, v = 0, a = 0

j j_urc. j_R j_cob. j_R, s = 0, v = 0, a = 0

3.3. Calculul corespunzator turatiei n₂ = 90 ^cd/_min.

cursa: h = 0,250 mm;

viteza unghiulara: ;

j_urc. - unghiul de rotatie corespunzator fazei de urcare (inaintare);

j_R - unghiul de rotatie corespunzator fazei de repaus superior;

j_cob. - unghiul de rotatie corespunzator fazei de coborare (revenire);

j_r - unghiul de rotatie corespunzator fazei de repaus inferior;

Cele trei ecuatii corespunzator:

spatiului: s = C₁ coskj + C₂j + C₃

vitezei:

acceleratiei:

k =

a.) Faza de urcare:

j j_urc. > j = 0, s = 0, v = 0

j j_urc., s = h, v = 0

Inlocuind aceste valori in cele trei ecuatii de mai sus obtinem constantele:

C₁ = , C₂ = 0, C₃ = .

Inlocuind aceste constante in cele trei ecuatii, obtinem ecuatiile pentru aceasta faza de urcare:

spatiului:  s =

vitezei: 

acceleratiei: 

b.) Faza de repaus superior:

j j_urc. j_urc. j_R > j j_urc. j_R s = h, v = 0, a = 0

j j_urc. j_R j_cob., s = h, v = 0, a = 0

c.) Faza de coborare:

f j_urc. j_R j_urc. j_R j_cob. > j j_urc. j_R s = h, v = 0

j j_urc. j_R j_cob., s = 0, v = 0

Inlocuind aceste valori in cele trei ecuatii de mai sus obtinem constantele:

C₁ = - 0,125, C₂ = 0, C₃ = 0,125.

Inlocuind aceste constante in cele trei ecuatii, obtinem ecuatiile pentru aceasta faza de urcare:

spatiului:  s =

vitezei: 

acceleratiei: 

d.) Faza de repaus inferior:

f j_urc. j_R j_cob. j_urc. j_R j_cob. j_R > j j_urc. j_R j_cob. s = 0, v = 0, a = 0

j j_urc. j_R j_cob. j_R, s = 0, v = 0, a = 0

3.4. Calculul puterii motorului electric [1,145]:

Intr-un ciclu de lucru a unei prese exista urmatoarele consumuri de lucru mecanic:

L₁ - lucru mecanic consumat in procesul de deformare plastica a presei si pentru invingerea fortelor de frecare in aceasta faza;

L₂ - lucru mecanic consumat pentru invingerea frecarilr la mers in gol ale presei;

L₃ - lucrul mecanic consumat pentru deformarea elastica a organelor presei supuse fortei de deformare;

L₄ - lucrul mecanic consumat suplimentar (pentru accelerarea unor mase). Aceasta componenta este prezenta numai la lucrul presei cu curse izolate.

a.) L₁ = M₁ a , unde: M₁ - este momentul care actioneaya pe arborele principal in timpul cursei de lucru. Acest moment se obtine la incarcarea maxima a presei, astfel se va lua o valoare medie, adica: M₁ = y M, unde y = 0,36 . 1. Deci: M₁ = 0,56 413.073,948 = 231.321,4109 N m;

a - este unghiul corespunzator fazei de deformare.

Deci: L₁ = 231.321,4109 N m 0,2618 = 60.559,94 J

b.) L₂ = M₂ a , unde: M₂ - este momentul care actioneaza pe arborele principal, la mersul in gol al presei;

a p a p - 0,2618 = 6,0213 rad

Momentul M₂ se poate calcula cu ajutorul relatiei: ;

unde: , unde: t_c - timpul unui ciclu complet;

, unde n_c = 90 ^cd/_min.

t_l - timpul procesului de lucru pe masina;

Deci .

p - gradul de utilizare a curselor presei (p 30% comandate manual).

Deci

---> M₂ = q M₁ = 0,0181 231.321,4109 = 4.186,917 N m

Deci: L₂ = M₂ p a p - 0,2618) = 25.211,04 J

c.) , unde: F_N = 10MN = 10.000 kN - forta nominala a presei;

C = 5.500 ^kN/_mm - rigiditatea presei [2,95,fig. 4.7.].

Deci:

d.) L₄ = 0,18 (L₁ + L₂ + L₃)

L₄ = 0,18 (60.559,94 + 25.211,04 + 9.090,909) = 17.075,14 J

Lucrul mecanic total: L = L₁ + L₂ + L₃ + L₄

L = 60.559,94 + 25.211,04 + 9.090,909 + 17.075,14

L = 111.937,029 J

Puterea medie P[kW] a motorului electric de actionare a presei, se calculeaza cu expresia:

Puterea nominala a motorului se calculeaza astfel:

P_N = K P - relatie valabila pentru motoare asincrone in scurtcircuit, obisnuite;

unde K = 1,151,30.

P_N = 1,22 50,376 = 61,458 kW

Din STAS 1764-7, alegem motorul ASI 280S-75-4 cu urmatoarele caracteristici:

P = 75 kW;

n = 1.470 ^rot./_min.;

h

cosj

I = 238 A la U = 220 V;

I = 138 A la U = 380 V;

I = 105 A la U = 500 V;

;

;

;

G 630 kg.

Motorul asincron are urmatoarele marimi:

3.5. Calculul rapoartelor de transmitere:

Stiind nr. de curse duble pe minut ale berbecului si turatia motorului electric de antrenare, se poate calcula raportul de transmitere total:

, unde: n_m = 1.470 ^rot./_min. - turatia motorului;

n₁ = 70 ^cd/_min. si n₂ = 90 ^cd/_min. - sunt cele doua turatii, la care lucreaza presa.

Astfel obtinem doua raporturi de transmitere totale:

;

.

Conform STAS 6012-82, se aleg rapoartele de transmitere pentru transmisiile rotilor dintate (a angrenajelor):

pentru n₁ = 70 ^cd/_min. se alege i₂₁ = 4;

pentru n₂ = 90 ^cd/_min.

NOTA: Pana la i = 4 se pot alege roti cilindrice cu dinti drepti.

Verificam rapoartele de transmitere la transmisia prin curele. Se impune conditia: i₁₁ = i₁

;

.

Deci: - pentru n₁ = 70 ^cd/_min. ---> i_t1 = i₁₁ i₂₁ = 5,2

- pentru n₂ = 90 ^cd/_min. ---> i_t2 = i₁₂ i₂₂ = 5,2 i₂₂ = 16,3 ---> i₂₂ = 16,33

Turatia arborelui secundar se calculeaza cu ajutorul raportului de transmitere prin curele:

3.6. Calculul volantului [1,147]:

Pornim de la lucrul mecanic pe care trebuie sa-l asigure volantul:

L_v = L₁ + L₃ - L_m - lucrul mecanic dezvoltat de volant;

unde: - L₁, L₃ - vezi calculul puterii motorului electric;

- L_m - lucrul mecanic, cu care motorul electric contribuie, direct la realizarea procesului de deformare a piesei pe presa;

L_m P_n t_l h_me, unde: - P_n = 75 kW - puterea motorului electric;

- t_l = 0,0925 s - timpul procesului de lucru pe masina;

- h_me 95 - randamentul transmisiei intre volant si motorul electric.

Deci: L_v = 60.559,94 J + 9.090,909 J - 6.590,625 J = 63.060,22 J

Momentul de giratie a volantului: , unde: - M - masa volantului;

- D - diametrul de giratie;

n - gradul de neregularitate al volantului;

- n_m - turatia medie a volantului.

Turatia medie se calculeaza astfel:

, unde: - n₁ - turatia volantului la inceputul operatiei de lucru pe presa:

, unde: - n = 1.470 ^rot./_min. - turatia arborelui motorului;

- i_c = 5,2 - raportul de transmitere prin curele.

Deci:

- n₂ - turatia volantului la sfarsitul operatiei de lucru pe presa:

n₂ = n₁ (1 - z), unde z = 0,29 - la lucru cu curse izolate.

Deci: n₂ = 282,692 (1 - 0,29) = 200,711 ^rot./_min.

Deci:

Impunem D = 1,176 m --->

3.7. Calculul transmisiei prin curele:

Se alege si se calculeaza conform STAS 1162-67, STAS 1163-67 si STAS 7192-65.

Se alege tipul curelei conform STAS 1163-67, fig. 6.

Avem: - puterea motorului electric de antrenare: P_n = 75 kW;

- turatia arborelui conducator n₁ = 1470 ^rot./_min..

Conform acestora ne incadram dupa fig. 6 in zona curelelor tip SPC.

Dimensiunile curelei trapezoidale inguste tip SPC (conform STAS 7192-65):

Dimensiunile canalelor de roti de curea (STAS 1162-67): sectiunea canalului: tip C

Calculul transmisiei prin curele trapzoidale inguste tip SPC (STAS 1163-67):

Conform SR ISO 254:1996 - tabel 6 si luand in considerare recomandarile din tab. 9, se alege diametrul primitiv pentru roata mica de curea:

D_p1 = 224 mm

puterea de calcul: unde P_n = 75 kW - puterea motorului electric;

h = 0,925 (92,5 %) (randamentul motorului electric).

raportul de transmitere:

diametrul primitiv al rotii mari de curea: D_p2 = i D_p1

D_p2 = 5,2 224 = 1165 mm

diametrul primitiv mediu al rotii de curea:

diametrul primitiv al rolei de intindere: D_po = (11,5) D_p1

D_po = 1,25 D_p1 = 280 mm

distanta dintre axe (se alege preliminar): 0,7 (D_p1 + D_p2) A < (D_p1 + D_p2)

A <

A <

> fie A = 1050 mm

unghiul dintre ramurile curelei:

unghiul de infasurare la roata mica de curea: b g

b

unghiul de infasurare la roata mica de curea: b g

b

lungimea primitiva a curelei (b ):

STAS 7192/1-90 => L_p = 4500 mm

distanta dintre axe (recalculata):

, daca b

viteza periferica a curelei: , unde v_max. = 40 ^m/_s

numarul de curele: unde:

• coeficientul de functionare (STAS 1163-71, tabel 3.): c_f = 1,4
• coeficientul de lungime (STAS 1163-71, tabel 4.): c_L = 0,96
• coeficientul de infasurare (STAS 1163-71): c_b

puterea nominala transmisa de o curea (STAS 1163-71, tabel 17): P_o = 29,81 kW

z_o = 5

numarul de roti de transmisie: x = 2

frecventa incovoierilor curelei: , unde f_max. = 40 ^indoiri/_s

^indoiri/_s

forta periferica transmisa:

forta pe arbore necesara intinderii curelei la montare: S_a = (1,52) F

S_a = 1,75

S_a = 519,36 daN = 5193,6 N

cotele de modificare a distantei dintre axe: X L_p Y L_p

X Y

X Y

3.8. Calculul si verificarea angrenajelor:

3.8.1. Calculul geometric a angrenajului, corespunzator turatiei n₁ = 70 ^cd/_min.

i₂₁ = 4 - raportul de transmitere, corespunzator acestei prime trepte de viteza

z₁ = 31 - nr. de dinti ai rotii mici

---> z₂ = i₂₁ z₁ = 4 31 = 124 - nr. de dinti ai rotii mari

raportul de angrenare:

momentul de torsiune pe arborele rotii 1: , unde: P₁ = 75 kW

n_sec = 282,69 ^rot./_min.

T₁ = 533.507,531 N mm

raportul (3,55,tab. 8.), unde: b - latimea rotii dintate

m - modulul danturii

factorul zonei de contact: , daca a a_w

unde: a - unghiul profilului de referinta

a_w - unghiul de angrenare

factorul de material: (3,58,tab. 9.)

presiunea de contact admisibila:

unde: s_Hlim - presiunea de contact limita intre flancurile dintilor (3,54,tab. 4.): 590 ^N/_mm²

S_Hlim - factorul de siguranta pentru rezistenta la contact (3,59): 11,3

z_NT - factorul de functionare (3,60,tab. 11.): , unde 10⁵ N_L

N_L - nr. de cicluri de solicitare

z_L - factorul influentei ungerii asupra solicitarii dintilor (3,58):

z_V - factorul influentei vitezei periferice asupra solicitarii de contact (3,58):

z_R - factorul rugozitatii flancurilor dintilor (3,58):

z_W - factorul raportului duritatii flancurilor:

z_X - factorul de dimensiune pentru solicitarea de contact: 1

Astfel:

modulul angrenajului, tinand seama de solicitarea la presiune de contact, se determina cu relatia:

m 9,517 mm ---> m_STAS = 10 mm (conf. STAS 822-82)

diametrele de divizare: d₁ = m_STAS z₁ = 10 31 = 310 mm

d₂ = m_STAS z₂ = 10 124 = 1240 mm

distanta axiala elementara:

---> a_STAS = 800 mm (conf. STAS 6055-82)

Datorita distantei axiale marite va trebui sa marim nr. dintilor, astfel incat raportul de transmitere sa ramana neschimbat:

z₁ = 32 si z₂ = 128, deci , respectiv

unghiul de angrenare: ---> a_w = acos(a_w

inva_w = tana_w a_w = tan20 - = 0,015

inva = tana a = tan20 - = 0,015

suma deplasarilor specifice de profil:

din (3,43,fig. 33.) si din relatiile: si ---> x₁ = 0,25

x₂ = -0,25

coeficientul de modificare a distantei dintre axe:

coeficientul de scurtare a inaltimii dintelui: k = (x₁ + x₂) - y = 0

diametrele cercurilor de cap: d_a1 = m_STAS (z₁ + 2 h_a^* + 2 x₁ - 2 k)  h_a^* = 1

d_a1 = 10 0) = 345 mm

d_a2 = m_STAS (z₂ + 2 h_a^* + 2 x₂ - 2 k)

d_a2 = 10 0) = 1295 mm

diametrele cercurilor de picior: d_f1 = m_STAS (z₁ - 2 h_a^* + 2 x₁ - 2 c)  c = 0,25

d_f1 = 10 0,25) = 300 mm

d_f2 = m_STAS (z₂ - 2 h_a^* + 2 x₂ - 2 c) 

d_f2 = 10 0,25) = 1250 mm

inaltimea dintelui: h = m_STAS h_a^* + c - k)

h = 10 1 + 0,25 - 0) = 22,5 mm

diametrele cercurilor de rostogolire:

diametrele cercurilor de baza: d_b1 = d₁ cos20 cos20 = 300,702 mm

d_b2 = d₂ cos20 cos20 = 1203 mm

verificari:

gradul de acoperire al angrenajului:

unde: ---> a_a1

tana_a1 = tan29,355

---> a_a2

tana_a2 = tan21,75

Deci:

numarul de dinti care se poate executa fara sa apara ascutirea la varful acestora:

, unde:

---> a_a

inva_a = tana_a a_a

inva_a = tan30,514 - = 0,057

Deci:

Deoarece z₁ = 32 < z_a = 36,747 nu apare ascutirea la varful dintelui.

Verificarea danturii la solicitarea de incovoiere:

unde: K_A = 1,25 - factorul regimului de functionare (3,53, tab. 1.);

K_Fb = 1,25 - factorul repartitiei sarcinii pe latimea dintelui (3,53, tab. );

K_Fa = 1 - factorul repartitiei frontale a sarcinii (3,54, tab. 3.);

K_V = 1,4 - factorul dinamic pentru dinti drepti (3,51, fig. 38.) in functie de viteza:

Y_Fa = 2,55 - factorul de forma a dintelui (3,50, fig. 36.);

Y_Sa = 1,7 - factorul concentratorului de tensiune (3,50, fig. 37.);

Y_e = 0,25 + = 0,25 + = 0,685 - factorul gradului de acoperire.

Deci:

Efortul unitar admisibil pentru solicitarea de incovoiere:

unde: s_Flim = 200 ^N/_mm² (3,54, tab. 4.);

Y_ST = 2 - factorul de corectare a efortului unitar;

Y_NT = 1 - factorul duratei de functionare (3,55 tab 6.);

Y_drelT

Y_RrelT = 1;

Y_X = 1,03 - factorul de dimensiune (3,55, tab. 7.);

S_Fmin = 1,7.

Deci:

Se poate observa ca dintele rezista la solicitarea de incovoiere deoarece:

s_F = 68,534 ^N/_mm² < s_FP = 242,353 ^N/_mm

Verificarea danturii la solicitarea de presiune de contact:

unde: ;

;

;

;

K_Hb = 1,5 - factorul repartitiei sarcinii pe latimea dintelui (3,53, tab );

K_Ha = 1 - factorul repartitiei frontale a sarcinii (3,54, tab 3.).

Deci:

s_H = 434,423 ^N/_mm

Efortul unitar admisibil la presiune de contact:

unde: s_Hlim = 590 ^N/_mm² (3,54, tab 4.);

Z_NT = 1 - factorul duratei de functionare (3,60, tab. 11.);

S_Hmin = 1,13;

, unde: ;

n = 140 - vascozitatea cinematica a uleiului.

Deci: ;

, unde: ;

.

Deci: ;

, unde: R_Z100 = 3 (R_a1 + R_a2) = 3 = 9,6;

.

Deci: ;

;

Z_X = 1 - pentru otel de imbunatatire (3,60, tab. 1).

Deci: .

Se poate observa ca dintele rezista la solicitarea de presiune de contact deoarece:

s_H = 434,423 ^N/_mm² < s_HP = 436,558 ^N/_mm

3.8. Calculul geometric a angrenajului, corespunzator turatiei n₂ = 90 ^cd/_min.

i₂₁ = 3,15 - raportul de transmitere, corespunzator treptei doua de viteza

z₁ = 47 - nr. de dinti ai rotii mici

---> z₂ = i₂₁ z₁ = 4 47 = 148 - nr. de dinti ai rotii mari

raportul de angrenare:

momentul de torsiune pe arborele rotii 1: , unde: P₁ = 75 kW

n = 282,69 ^rot./_min.

T₁ = 533.507,531 N mm

raportul (3,55,tab. 8.), unde: b - latimea rotii dintate

m - modulul danturii

factorul zonei de contact: , daca a a_w

unde: a - unghiul profilului de referinta

a_w - unghiul de angrenare

factorul de material: (3,58,tab. 9.)

presiunea de contact admisibila:

unde: s_Hlim - presiunea de contact limita intre flancurile dintilor (3,54,tab. 4.): 590 ^N/_mm²

S_Hlim - factorul de siguranta pentru rezistenta la contact (3,59): 11,3

z_NT - factorul de functionare (3,60,tab. 11.): , unde 10⁵ N_L

N_L - nr. de cicluri de solicitare

z_L - factorul influentei ungerii asupra solicitarii dintilor (3,58):

z_V - factorul influentei vitezei periferice asupra solicitarii de contact (3,58):

z_R - factorul rugozitatiiflancurilor dintilor (3,58):

z_W - factorul raportului duritatii flancurilor:

z_X - factorul de dimensiune pentru solicitarea de contact: 1

Astfel:

modulul angrenajului, tinand seama de solicitarea la presiune de contact, se determina cu relatia:

m 7,339 mm ---> m_STAS = 8 mm (conf. STAS 822-82)

diametrele de divizare: d₁ = m_STAS z₁ = 8 47 = 376 mm

d₂ = m_STAS z₂ = 8 148 = 1184 mm

distanta axiala elementara:

---> a_STAS = 800 mm (conf. STAS 6055-82)

Datorita distantei axiale marite va trebui sa marim nr. dintilor, astfel:

z₁ = 48 si z₂ = 151, deci , respectiv

unghiul de angrenare: ---> a_w = acos(a_w

inva_w = tana_w a_w = tan20 - = 0,017

inva = tana a = tan20 - = 0,015

suma deplasarilor specifice de profil:

din (3,43,fig. 33.) si din relatiile: ,255 si ---> x₁ = 0,25

x₂ = 0,25

coeficientul de modificare a distantei dintre axe:

coeficientul de scurtare a inaltimii dintelui: k = (x₁ + x₂) - y = 0,00932

diametrele cercurilor de cap: d_a1 = m_STAS (z₁ + 2 h_a^* + 2 x₁ - 2 k)  h_a^* = 1

d_a1 = 8 0) = 403,851 mm

d_a2 = m_STAS (z₂ + 2 h_a^* + 2 x₂ - 2 k)

d_a2 = 8 0) = 1228 mm

diametrele cercurilor de picior: d_f1 = m_STAS (z₁ - 2 h_a^* + 2 x₁ - 2 c)  c = 0,25

d_f1 = 8 0,25) = 368 mm

d_f2 = m_STAS (z₂ - 2 h_a^* + 2 x₂ - 2 c) 

d_f2 = 8 0,25) = 1192 mm

inaltimea dintelui: h = m_STAS h_a^* + c - k)

h = 8 1 + 0,25 - 0) = 17,925 mm

diametrele cercurilor de rostogolire:

diametrele cercurilor de baza: d_b1 = d₁ cos20 cos20 = 360,842 mm

d_b2 = d₂ cos20 cos20 = 1135 mm

verificari:

gradul de acoperire al angrenajului:

unde: ---> a_a1

tana_a1 = tan26,683

---> a_a1

tana_a2 = tan21,75

Deci:

numarul de dinti care se poate executa fara sa apara ascutirea la varful acestora:

, unde:

---> a_a

inva_a = tana_a a_a

inva_a = tan28,523 - = 0,046

Deci: .

Deoarece z₁ = 48 < z_a = 50,497 nu apare ascutirea la varful dintelui.

Verificarea danturii la solicitarea de incovoiere:

unde: K_A = 1,25 - factorul regimului de functionare (3,53, tab. 1.);

K_Fb = 1,25 - factorul repartitiei sarcinii pe latimea dintelui (3,53, tab. );

K_Fa = 1 - factorul repartitiei frontale a sarcinii (3,54, tab. 3.);

K_V = 1,4 - factorul dinamic pentru dinti drepti (3,51, fig. 38.) in functie de viteza:

Y_Fa = 2,55 - factorul de forma a dintelui (3,50, fig. 36.);

Y_Sa = 1,7 - factorul concentratorului de tensiune (3,50, fig. 37.);

Y_e = 0,25 + = 0,25 + = 0,68 - factorul gradului de acoperire.

Deci:

Efortul unitar admisibil pentru solicitarea de incovoiere:

unde: s_Flim = 200 ^N/_mm² (3,54, tab. 4.);

Y_ST = 2 - factorul de corectare a efortului unitar;

Y_NT = 1 - factorul duratei de functionare (3,55 tab 6.);

Y_drelT

Y_RrelT = 1;

Y_X = 1,03 - factorul de dimensiune (3,55, tab. 7.);

S_Fmin = 1,7.

Deci:

Se poate observa ca dintele rezista la solicitarea de incovoiere deoarece:

s_F = 88,175 ^N/_mm² < s_FP = 242,353 ^N/_mm

Verificarea danturii la solicitarea de presiune de contact:

unde: ;

;

;

;

K_Hb = 1,5 - factorul repartitiei sarcinii pe latimea dintelui (3,53, tab );

K_Ha = 1 - factorul repartitiei frontale a sarcinii (3,54, tab 3.).

Deci:

s_H = 407,33 ^N/_mm

Efortul unitar admisibil la presiune de contact:

unde: s_Hlim = 590 ^N/_mm² (3,54, tab 4.);

Z_NT = 1 - factorul duratei de functionare (3,60, tab. 11.);

S_Hmin = 1,13;

, unde: ;

n = 140 - vascozitatea cinematica a uleiului.

Deci: ;

, unde: ;

.

Deci: ;

, unde: R_Z100 = 3 (R_a1 + R_a2) = 3 = 9,6;

.

Deci: ;

;

Z_X = 1 - pentru otel de imbunatatire (3,60, tab. 1).

Deci: .

Se poate observa ca dintele rezista la solicitarea de presiune de contact deoarece:

s_H = 407,33 ^N/_mm² < s_HP = 442,655 ^N/_mm

3.9. Calculul fortelor din angrenaje [5, 537]:

Momentul de torsiune care se transmite: M_t = 493.073,948 N m

Se calculeaza fortele ce iau nastere in angrenaj, respectiv forta radiala, cea tangentiala si forta normala, care este suma vectoriala a primelor doua.

a.) Fortele rotii conducatoare:

forta tangentiala: , unde d_w1 este diametrul de rostogolire al angrenajului;

forta radiala: , unde a_w1 este unghiul de angrenare;

forta normala:

b.) Fortele rotii conduse:

forta tangentiala:

forta radiala:

forta normala:

3.10. Calculul cuplajului [4,177]:

Conditia care trebuie indeplinita:

Se alege ca si suprafata activa textolit pe otel.

unde: - m = 0,12 - coeficientul de frecare;

- p_a = 3 ^daN/_cm² - presiunea admisibila;

- b = 8,95 cm - lungimea activa;

- D_e = 87,4 cm - diametrul exterior a lamelelor;

- D_i = 69,5 cm - diametrul interior a lamelelor;

- i - nr. lamelelor de frecare;

Calculul nr.-lui lamelelor de frecare:

unde: - ;

- M_tc = K_s M_t, unde K_s = 2,5 - coeficient de siguranta;

Deci: M_tc = 2,5 493.073,948 N m = 1.23684,87 N m

M_tc = 123.268,487 daN cm

y y

Deci:

> i=3, adica z₂ = =1,5 ---> z₂ = 2 - nr. discurilor conduse;

z₁ = z₂ +1 = 3 - nr. discurilor conducatoare.

M_{t cap.} = 93.444,245 ^daN/_cm

M_{t cap.} M_{t c}

93.444,245 ^daN/_cm² 123.268,487 ^daN/_cm²

Se verifica conditia.

3.1 Calcul economic:

Acest capitol de calcul tehnico-economic cuprinde determinarea unor indicatori economici, ce dau masura rentabilitatii fabricarii produsului.

In cazul utilajului tip presa ne intereseaza un indicator important, pretul de cost al produsului la nivel de uzina.

Calculul pretului de cost si de vanzare al produsului la nivel de uzina:

pretul intern al produsului: P_c = C₁ + C₂ + C₃ + C₄ + C₅ [lei]

unde: C₁ - costul materiilor prime si a materialelor, inclusiv transportul;

C₂ - cheltuieli cu manopera, prelucrare, montaj, inclusiv impozit si CAS;

C₃ - cheltuieli pentru intretinere, functionare si generale ale sectiei;

C₄ - cheltuieli pentru executia SDV-urilor;

C₅ - cheltuieli generale ale intreprinderii.

a.) Calculul lui C₁:

- costul materiilor prime si a materialelor se calculeaza tinand cont de consumurile nete, rezultate din desenele de executie si se majoreaza cu un coeficient de utilizare al materialului:

j = 1,11,3 - valoarea lui depinzand de complexitatea piesei, astfel pentru piese de complexitate mare se alege j mare, iar pentru piese de complexitate redusa se alege j mic.

Astfel consumul de materiale obtinut reprezinta consumul necesar brut de materiale; la aceste preturi se adauga cota de transport si achizitie in procent de ..5% dupa caz, obtinandu-se costul total al materialelor, semifabricatelor si echipamentelor anexe.

Specificatii de materiale

Cheltuieli de transport 5%: C_T = 189.980.800 lei

Total = 3.989.596.800 lei

b.) Cheltuieli pentru manopera de prelucrare si montaj, impozit, CAS:

C₂ = M u₁ t

unde: M - masa produsului [kg];

u₁ - ore medii conventionale omc/kg utilaj;

t - tarif manopera producator

pentru M = 63.210 kg;

u₁ = 1,2;

t = 20.000 lei/omc

C₂ = 63.210 20.000 = 1.517.040.000lei

C₃ = R C₂ , unde R = 300% - regia sectiei

C₃ = 3.413.340.000 lei

C₄ = (q n u P₁) / N

unde: q - masa medie in kg/SDV (q = 300);

P₁ - pretul de cost in lei/kg SDV (P₁ = 50.000);

n - nr. total de repere noi (n = 60);

u - gradul de utilizare al utilajului cu SDV (u = 0,83);

N - nr. de produse care se vor executa (N = 1).

C₄ = 747.000.000 lei

C₅ = R_i (C₁ + C₂ + C₃ + C₄),  unde R_i - regia intreprinderii (R_i = 6%)

C₅ = 557.263.008 lei

deci pretul intern al produsului: P_c = 1976.636.800 lei

3.13. Calculul fiabilitatii utilajului:

Pentru aprecierea performantelor masinii proiectate s-a calculat disponibilitatea utilajului, care este procentul de timp, din durata de serviciu in care acesta este in stare de functionare, indeplinind conditiile impuse prin proiectare.

Este suficient ca acest parametru sa se calculeze pentru un singur ciclu de reparatii, obtinand disponibilitatea totala prin inmultirea acestei valori cu numarul de cicluri proiectat.

Din normativele de intretinere tehnice si reparatii la masinile, utilajele si dispozitivele pentru constructia de masini rezulta:

Durata de servici: 14 ani [T_s]

Nr. de schimburi: 3 (n_s)

Durata de functionare: T_F = T_S n_s [ore]; T_F = 10816 ore

Ciclul de reparatii prezinta urmatoarea structura:

- nr. de RK: n_RK = T_F / RK = 5,98 = 6

- nr. de RCII: n_RCII = T_F / RC1 = 17,78 = 18

- nr. de RCI: n_RCI = T_F / RC1 = 23,92 = 24

- nr. de RT: n_RT = T_F / RT - n_RK - n_RCII - n _RCI; n_RT = 48

Timpul de stationare corespunzator fiecarui tip de reparatii pe durata de servici (T_S):

T_RK = 6 24 = 2880 h

T_RCII = 18 21 = 4320 h

T_RCI = 24 24 = 2880 h

T_RT = 48 24 = 2304 h

Timp total de reparatii: T_R = T_RK + T_RCII + T_RCI + T_RT

T_R = 1384 h

Disponibilitatea utilajului: D = T_F / (T_F + T_R)

D = 10816 / (10816 + 1384) = 0,892

- tinand cont ca pe durata celor 10816 h de functionare au loc intreruperi accidentale de aprox. 350 h, se va aprecia disponibilitatea reala in felul urmator:

D_real = T_F / (T_F + T_R + 350) = 0,889

Deci D = 88,9%

3.11. Calculul arborelui principal (excentric):

3.11.1. Dimensionarea arborelui principal [1,149,fig. 4.23]:

Se alege materialul 30MoCrNi20, conform STAS 791-88.

Dimensiunile arborelui excentric se calculeaza conf. [1,150,tab.4.6]:

, unde F_N = 1000 tf - este forta cu care lucreaza presa;

---> d_o = 325 mm

d_A = (1,2 - 1,5) d_o = 1,476 325 = 480 mm

l_o = 1,02 d_o = 1,02 325 = 350 mm

l_m = (1,3 - 2,1) d_o = 1,38 325 = 450 mm

r = (0,06 - 0,10) d_o = 0,0615 325 = 20 mm

3.11. Calcul de rezistenta al arborelui:

unde: F_N = 10.000.000 N

F_O = F_N cosa = 10.000.000 N cos15 = 9.659.258,263 N

F_r = 1.121.651,439 N

F_t = 3.081.712,175 N

l₁ = l₂ = 0,45 m

l₃ = 0,375 m

a.) Calculul reactiunilor pe verticala

M > - F_N l₁ + V₂ (l₁ + l₂) +F_r (l₁ + l₂ + l₃) = 0

V₂ = 3.410.993,795 N

M > - V₁ (l₁ + l₂) +F_N l₂ + F_r l₃ = 0

V₁ = 5.467.354,766 N

Verificare: - F_N + V₁ + V₂ + F_r =0

- 10.000.000 N + 5.467.354,766 N + 3.410.993,795 N + 1.121.651,439 N = 0

---> 0 = 0 - se verifica

b.) Calculul reactiunilor pe orizontala:

M > - F_O l₁ + H₂ (l₁ + l₂) +F_t (l₁ + l₂ + l₃) = 0

H₂ = 463.870,216 N

M > - H₁ (l₁ + l₂) +F_O l₂ + F_t l₃ = 0

H₁ = 6.113.675,871 N

Verificare: - F_O + H₁ + H₂ + F_t =0

- 9.659.258,263 N + 6.113.675,871 N + 463.870,216 N + 3.081.712,175 N = 0

---> 0 = 0 - se verifica

Deci:

c.) Calculul momentelor pe verticala

, xI [0, l₁]

M_z(x) = - V₁ x

x = 0 ---> M_z

x = l₁ ---> M_z (l₁) = - V₁ l₁

M_z (l₁) = -5.467.354,766 N 0,45 m = - 460.309,645 N m

, xI [l₁, l₁ + l₂]

M_z(x) = - V₁ x + F_N (x - l₁)

x = l₁ ---> M_z (l₁) = - V₁ l₁

M_z (l₁) = -5.467.354,766 N 0,45 m = - 460.309,645 N m

x = l₁ +l₂ ---> M_z (l₁ + l₂) = - V₁ (l₁ + l₂) + F_N l₂

M_z (l₁ + l₂) = -5.467.354,766 N 0,9 m + 10.000.000 N 0,45 m

M_z (l₁ + l₂)= - 967.354,766 N m

, xI [l₁ + l₂, l₁ + l₂ + l₃]

M_z(x) = - V₁ x + F_N (x - l₁) - V₂ (x - l₁ - l₂)

x = l₁ + l₂ ---> M_z (l₁ + l₂) = - V₁ (l₁ + l₂) + F_N l₂

M_z (l₁ + l₂) = -5.467.354,766 N 0,9 m + 10.000.000 N 0,45 m

M_z (l₁ + l₂)= - 967.354,766 N m

x = l₁ + l₂ + l₃ ---> M_z (l₁ + l₂ + l₃) = - V₁ (l₁ + l₂ + l₃) + F_N (l₂ + l₃) - V₂ l₃

M_z (l₁ + l₂ + l₃) = -5.467.354,766 N 1,275 m + 10.000.000 N 0,825 m -

- 3.410.993,795 N 0,375 m = 0

d.) Calculul momentelor pe orizontala

, xI [0, l₁]

M_z(x) = - V₁ x

x = 0 ---> M_z

x = l₁ ---> M_z (l₁) = - V₁ l₁

M_z (l₁) = -6.113.675,871 N 0,45 m = - 751.154,142 N m

, xI [l₁, l₁ + l₂]

M_z(x) = - H₁ x + F_O (x - l₁)

x = l₁ ---> M_z (l₁) = - H₁ l₁

M_z (l₁) = - 6.113.675,871 N 0,45 m = - 751.154,142 N m

x = l₁ +l₂ ---> M_z (l₁ + l₂) = - H₁ (l₁ + l₂) + F_O l₂

M_z (l₁ + l₂) = - 6.113.675,871 N 0,9 m + 9.659.258 N 0,45 m

M_z (l₁ + l₂)= - 1.154.742,066 N m

, xI [l₁ + l₂, l₁ + l₂ + l₃]

M_z(x) = - H₁ x + F_O (x - l₁) - H₂ (x - l₁ - l₂)

x = l₁ + l₂ ---> M_z (l₁ + l₂) = - H₁ (l₁ + l₂) + F_O l₂

M_z (l₁ + l₂) = - 6.113.675,871 N 0,9 m + 9.659.258 N 0,45 m

M_z (l₁ + l₂)= - 1.154.742,066 N m

x = l₁ + l₂ + l₃ ---> M_z (l₁ + l₂ + l₃) = - H₁ (l₁ + l₂ + l₃) + F_O (l₂ + l₃) - H₂ l₃

M_z (l₁ + l₂ + l₃) = - 6.113.675,871 N 1,275 m + 9.659.258,263 N

0,825 m - 463.870,216 N 0,375 m = 0

e.) Calculul momentelor echivalente:

M_ech = = 0

M_ech = = = 3.890.719,5 N m

M_ech = = = 1.633.051,891 N m

M_ech = = 0

3.1 Calcul economic:

Acest capitol de calcul tehnico-economic cuprinde determinarea unor indicatori economici, ce dau masura rentabilitatii fabricarii produsului.

In cazul utilajului tip presa ne intereseaza un indicator important, pretul de cost al produsului la nivel de uzina.

Calculul pretului de cost si de vanzare al produsului la nivel de uzina:

pretul intern al produsului: P_c = C₁ + C₂ + C₃ + C₄ + C₅ [lei]

unde: C₁ - costul materiilor prime si a materialelor, inclusiv transportul;

C₂ - cheltuieli cu manopera, prelucrare, montaj, inclusiv impozit si CAS;

C₃ - cheltuieli pentru intretinere, functionare si generale ale sectiei;

C₄ - cheltuieli pentru executia SDV-urilor;

C₅ - cheltuieli generale ale intreprinderii.

a.) Calculul lui C₁:

- costul materiilor prime si a materialelor se calculeaza tinand cont de consumurile nete, rezultate din desenele de executie si se majoreaza cu un coeficient de utilizare al materialului:

j = 1,11,3 - valoarea lui depinzand de complexitatea piesei, astfel pentru piese de complexitate mare se alege j mare, iar pentru piese de complexitate redusa se alege j mic.

Astfel consumul de materiale obtinut reprezinta consumul necesar brut de materiale; la aceste preturi se adauga cota de transport si achizitie in procent de ..5% dupa caz, obtinandu-se costul total al materialelor, semifabricatelor si echipamentelor anexe.

Specificatii de materiale

Cheltuieli de transport 5%: C_T = 189.980.800 lei

Total = 3.989.596.800 lei

b.) Cheltuieli pentru manopera de prelucrare si montaj, impozit, CAS:

C₂ = M u₁ t

unde: M - masa produsului [kg];

u₁ - ore medii conventionale omc/kg utilaj;

t - tarif manopera producator

pentru M = 63.210 kg;

u₁ = 1,2;

t = 20.000 lei/omc

C₂ = 63.210 20.000 = 1.517.040.000lei

C₃ = R C₂ , unde R = 300% - regia sectiei

C₃ = 3.413.340.000 lei

C₄ = (q n u P₁) / N

unde: q - masa medie in kg/SDV (q = 300);

P₁ - pretul de cost in lei/kg SDV (P₁ = 50.000);

n - nr. total de repere noi (n = 60);

u - gradul de utilizare al utilajului cu SDV (u = 0,83);

N - nr. de produse care se vor executa (N = 1).

C₄ = 747.000.000 lei

C₅ = R_i (C₁ + C₂ + C₃ + C₄),  unde R_i - regia intreprinderii (R_i = 6%)

C₅ = 557.263.008 lei

deci pretul intern al produsului: P_c = 1976.636.800 lei

3.13. Calculul fiabilitatii utilajului:

Pentru aprecierea performantelor masinii proiectate s-a calculat disponibilitatea utilajului, care este procentul de timp, din durata de serviciu in care acesta este in stare de functionare, indeplinind conditiile impuse prin proiectare.

Este suficient ca acest parametru sa se calculeze pentru un singur ciclu de reparatii, obtinand disponibilitatea totala prin inmultirea acestei valori cu numarul de cicluri proiectat.

Din normativele de intretinere tehnice si reparatii la masinile, utilajele si dispozitivele pentru constructia de masini rezulta:

Durata de servici: 14 ani [T_s]

Nr. de schimburi: 3 (n_s)

Durata de functionare: T_F = T_S n_s [ore]; T_F = 10816 ore

Ciclul de reparatii prezinta urmatoarea structura:

- nr. de RK: n_RK = T_F / RK = 5,98 = 6

- nr. de RCII: n_RCII = T_F / RC1 = 17,78 = 18

- nr. de RCI: n_RCI = T_F / RC1 = 23,92 = 24

- nr. de RT: n_RT = T_F / RT - n_RK - n_RCII - n _RCI; n_RT = 48

Timpul de stationare corespunzator fiecarui tip de reparatii pe durata de servici (T_S):

T_RK = 6 24 = 2880 h

T_RCII = 18 21 = 4320 h

T_RCI = 24 24 = 2880 h

T_RT = 48 24 = 2304 h

Timp total de reparatii: T_R = T_RK + T_RCII + T_RCI + T_RT T_R = 1384 h

Disponibilitatea utilajului: D = T_F / (T_F + T_R)

D = 10816 / (10816 + 1384) = 0,892

- tinand cont ca pe durata celor 10816 h de functionare au loc intreruperi accidentale de aprox. 350 h, se va aprecia disponibilitatea reala in felul urmator:

D_real = T_F / (T_F + T_R + 350) = 0,889

Deci D = 88,9%

4. SINTEZA CONTRIBUTIILOR:

Prezentul proiect cuprinde o parte desenata si memoriul de calcul.

Desenele tehnice, ansamblurile presa, cuplaj pneumatic, cilindru echilibrare, arbore excentric, cuplare roti dintate, le-am desenat in programul AutoCAD 2000.

De asemenea am efectuat un calcul (o simulare) cu ajutorul calculatorului asupra rigiditatii batiului presei. Pentru aceasta am desenat in 3D (spatiu) batiul presei cu ajutorul programului SolidWorks 2001 Plus.

Versiunea SolidWorks 2001 Plus are incluse pe langa facilitatile vechi si reinnoite si elemente de organe de masini gata desenate (in 3D). Astfel se pot crea diferite asamblari, si se poate crea un intreg utilaj, care la randul lui poate fi modelat si totodata se pot arata si miscari (deplasari, rotatii) ale elementelor principale ale utilajului.

Astfel la proiectarea unui organ de masina sau a unui intreg utilaj se poate economisi material, timp, etc.

Pe de alta parte ajuta foarte mult la vederea in spatiu. Usor se pot desena obiecte, elemente de asamblare in spatiu. In final dintr-un element desenat se pot crea cele trei vederi principale ale lui, astfel putem sa obtinem dintr-un element desenat in 3D un desen tehnic obisnuit, care tinde sa nu aiba abateri, datorita scaderii nr.-lui de erori la desenarea in 3D.

Cu ajutorul acestui program se mai poate determina centrul de greutate, momentele de inertie a piesei desenate. Se pot alege diferite materiale, si in functie de densitatea materialului ales, programul calculeaza greutatea piesei desenate.

Modelarea de fata a batiului cuprinde trei imagini, si anume:

a.) Imagine 3D a batiului;

b.) Deplasari pe directia Z [mm];

c.) Tensiuni echivalente [^N/_mm²];

Memoriul de calcul cuprinde calculul cinematic si de dimensionare a lantului cinematic principal.

De asemenea s-a efectuat calculul economic in care am determinat pretul utilajului si calculul de fiabilitate.

5. BIBLIOGRAFIE:

1.) Moldovan V., Maniu A., s.a.: Utilaje pentru deformari plastice EDP 1982

) Moldovan V., s.a.: Exploatarea rationala a masinilor de forjat, ET Bucuresti, 1979

3.) Antal A., s.a.: Elemente privind proiectarea angrenajelor, Ed. Todesco, 2000

4.) Draghici I, s.a.: Organe de masini. Culegere de probleme, ET, Bucuresti, 1975

5.) A. Chisiu s.a.: Organe de masini EDP Bucuresti 1981

6.) Moldovan V., s.a.: Utilaje pentru deformari plastice Lito IPCN 1990.

7.) G. Gavrila: Probleme de rezistenta materialelor si organe de masini EDP Bucuresti 1974

8.) I. Draghici s.a.: Indrumar de proiectare in constructia de masini ET Bucuresti 1982

9.) Tudore M.: Desen tehnic industrial Vol I-II EDP Bucuresti 1983

10.) Buzdugan Gh.: Manualul inginerului mecanic Vol I-II E.T. Bucuresti 1976

11.) Handra-Luca V.: Mecanisme, IPCN, 1980

1) Moldovan V.: Utilajul sectiilor de forja, ET, Bucuresti, 1965

13.) Tabara V., s.a.: Calculul, proiectarea si reglarea preselor, ET, Bucuresti, 1976

Pastrav I., Rezistenta materialelor, Lito IPCN, 1983

15.) Antal A., s.a.: Indrumator de proiectare pentru reductoare, Lito IPCN, 1983

16.) Crudu I., s.a.: ATLAS reductoare cu roti dintate, EDP, Bucuresti, 1981

***: Culegere de STAS-uri in vigoare