FRA - Fabricarea unei roti dintate
November 4, 2017 | Author: Paul Alexandru Damian | Category: N/A
Short Description
Proiect FRA...
Description
Cuprins
1.Analiza condițiilor tehnico-funcționale și a tehnologicității piesei și stabilirea tipului sistemului de producție…………………………………………………………………………...3 1.1 Analiza rolului funțional, a condițiilor tehnice impuse piesei finite și a tehnologicității acesteia…………………………………………………………………..3 1.1.1 Rolul funcțional și solicitările piesei…………………………………………...3 1.1.2 Condițiile tehnice impuse piesei finite prin desenul de execuție……………....8 1.1.3 Analiza tehnologicității construcției piesei……………………………………10 1.2 Alegerea justificată a materialului pentru execuția piesei…………………………...10 1.3 Calculul ritmului și productivității liniei tehnologice. Stabilirea preliminară a tipului (sistemului) de producție………………………………………………………………...11 1.3.1 Calculul fondului anual real de timp…………………………………………..11 1.3.2 Calculul planului producției de piese………………………………………….12 1.3.3 Calculul ritmului și productivității liniei tehnologice………………………....12 1.3.4 Stabilirea preliminară a tipului (sistemului) de producție……………………..13 2. Alegerea variantei optime a metodei și procedeului de obținere a semifabricatului...........14 2.1. Analiza comparativă a metodelor și procedeelor concurente și adoptarea variantei optime................................................................................................................................14 2.2. Stabilirea poziției semifabricatului în formă sau matriță și a planului de separație...18 2.3. Stabilirea preliminară a adaosurilor de prelucrare și executarea desenului semifabricatului.................................................................................................................19 2.4. Întocmirea planului de operații pentru executarea semifabricatului...........................19
3. Elaborarea procesului tehnologic de prelucrare mecanică și control al piesei....................21 3.1 Analiza proceselor tehnologice similar existente……………………………………21 3.2 Analiza posibilităților de realizare a preciziei dimensionale și a rugozității prescrise în desenul de execuție……………………………………………………………………...22 1
3.3 Stabilirea succesiunii logice și economice a operațiilor de prelucrare mecanică, tratament termic (termochimic) și control………………………………………………26 3.3.1 Stabilirea succesiunii logice, economice, a operațiilor de prelucrare mecanică pentru fiecare suprafață…………………………………………………….………..26 3.3.2 Stabilirea traseului tehnologic al operațiilor de prelucrări mecanice, tratament termic și control al piesei……………………………………………………………27 3.4 Alegerea utilajelor și instalațiilor tehnologice………………………………………29 3.5 Adoptarea schemelor de bazare și fixare a piesei…………………………………… 32 3.6 Alegerea SDV-urilor………………………………………………………………...38 4. Stabilirea regimurilor optime de lucru și a normelor tehnice de timp……………………40 4.1 Stabilirea regimurilor optime de așchiere…………………………………………… 40 4.1.1. Regimul optim de așchiere la găurire……………………………..………….40 4.1.2 Regimul optim de așchiere la strunjire………………………………………..41 4.1.3 Regimul optim de așchiere la frezarea danturii………………………………..44 4.1.4 Regimul optim de rectificare………………………………………………….44
4.2 Stabilirea normelor tehnice de timp…………………………………………………45 4.2.1 Calculul normei tehnice de timp de găurire…………………………………...45 4.2.2 Calculul normei tehnice de timp de strunjire…………………………………46 4.2.3 Calculul normei tehnice de timp la frezarea danturii…………………………47 4.2.4 Calculul normei tehnice de timp la rectificare………………………………..48
5. Stabilirea necesarului de forță de muncă, de utilaje, de scule și de materiale....................50 5.1 Determinarea volumului anual de lucrări…………………………………………..50 5.2 Calculul necesarului de forță de muncă și utilaje………………………………….50 5.2.1 Fondul de timp anual al muncitorului…………………………………….…..50 5.2.2 Fondul de timp anual al utilajului………………………………………….....51 2
5.2.3 Calculul necesarului de forță de muncă la fiecare utilaj……………………..51 5.2.4 Calculul necesarului de forță de utilaje………………………………………52 5.3 Calculul necesarului de SDV-uri…………………………………………………..53 5.4 Calculul necesarului de material…………………………………………………...53
6. Calculul costurilor de fabricație…………………………………………………………55 6.1 Structura generală a costului de fabricație…………………………………………55 6.2 Cheltuielile directe…………………………………………………………………55 6.2.1 Costul materialului…………………………………………………………..55 6.2.2 Costul manoperei……………………………………………………………55 6.3. Cheltuielile indirect……………………………………………………………….55 6.3.1. Cheltuieli cu întreținerea și funcționarea utilajelor…………………………57 6.3.2. Cheltuieli generale ale secției……………………………………………….57 6.4 Calculul costului piesei și al prețului piesei……………………………………….58
7. Bibliografie……………………………………………………………………………..59
8. Anexe
3
1. Analiza condițiilor tehnico-funcționale și a tehnologicității piesei și stabilirea tipului sistemului de producție
1.1 Analiza rolului funțional, a condițiilor tehnice impuse piesei finite și a tehnologicității acesteia
1.1.1 Rolul funcțional și solicitările piesei Roțile dințate sunt piese de revoluție cu dantură, destinate transmiterii mișcării de rotație și a momentelor între doi arbori. Piesa de fabricat face parte din mecanismul de antrenare al distribuției. Aceasta are rolul de a participa la transmiterea mișcării de la arborele cotit la arborele cu came.
4
Pentru clarificarea poziției piesei în subansamblu se poate analiza imaginea următoare:
Fig. 1.1. Schema cinematică de ansamblu pentru un MAS în 4 timpi: 1-arborele de distribuție; 2-ventilatorul; 3-generatorul de current; 4-pompa de ulei; 5-pompa de benzină; 6distribuitorul; 7-pompa de apă; 8-pinionul arborelui de distribuție; 9-pinionul arborelui cu came
Arborele de distribuție sau arborele cu came reprezintă un ax care se fixează în bloculcarter sau chiulasă, paralel cu arborele cotit. Arborele de distribuție, la motoarele în 4 timpi, se rotește cu o viteză de rotație n*[rot/min] egală cu ½ din turația n a arborelui cotit, deoarece supapele trebuie să se deschidă o dată pe ciclu (o dată la două rotații ale arborelui cotit).
Rezultă relațiile: n 2 ω ω* = 2 n* =
∆α *[° RAC ] =
∆α [° RAC ] 2 5
Unde mărimile stelate caracterizează mișcarea de rotație a arborelui de distribuție, iar mărimile simple se referă la arborele cotit. Intervalul unghiular ∆α * se măsoară în grade rotație ale arborelui de distribuție, prescurtat ° RAC . Arborele de distribuție se sprijină pe fusurile 1 între care se găsesc camele 2 prelucrate din materialul arborelui. O roată dințată servește pentru antrenarea pompei de ulei 4 și a distribuitorului 6 , iar un excentric pentru antrenarea pompei de combustibil 5. Pinionul 8 de pe arborele cu came primește mișcarea de la pinionul 9 al arborelui cotit. Lagărele arborelui de distribuție se execută sub formă de bucșe de oțel cu aliaj antifricțiune sau bucșe de aluminiu. Fusurile au un diametru mai mare decât al camei, ceea ce face posibil montajul prin deplasarea axială a arborelui în locașurile cilindrice. Arborele se execută prin turnare sau forjare din oțel de calitate sau ușor aliat STAS 880-66 (OLC10, OLC15, OLC45X, OLC55) și STAS 791-66 (15CO8, 18MC10, 45C10, 31M16) precum și din fontă cu grafit nodular sau aliată. Suprafețele supuse la uzură (camele și fusurile) se supun unui tratament termic sau termochimic de călire sau cementare. Bucșele se confecționează din Bz cu Pb (STAS 1512-75), Bz (STAS 198/1-75), Bz cu St (STAS 197/2-76). În figura următoare se poate observa cum se face legătura dintre pinion și arborele cu came:
Fig. 1.2 Arborele cu came 1 – arborele cu came; 2 – came; 3 – roată dințată pentru antrenarea ruptor-distribuitorului și pompei de ulei; 4 – roata dințată pentru antrenarea arborelui cu came; 5 – excentric pentru comanda pompei de benzina;6 – șaibă plată; 7 – piuliță; 8 – garnitură; 9 – bridă; 10, 11 – șuruburi de prindere; 12 – șaibă Grower; 13 – pană; 14 – bucșe căptușite cu material (aliaje) antifricțiune
Construcția mecanismului de antrenare al distribuției depinde de: –locul de amplasare al arborelui cu came; –utilizarea lui la antrenarea altor elemente (ruptor-distribuitor, pompa de ulei, pompa de alimentare, etc.); –turația maximă de lucru. 6
Indiferent de tipul constructiv mecanismul de antrenare trebuie să asigure o înjumătățire a turației arborelui cotit necesară mișcării arborelui cu came. Arborele cu came amplasat în blocul motor poate fi ac ționat prin transmisii cu roți dințate (Fig.1.3.a), sau prin transmisii cu lan ț (Fig. 1.3.b, c).
Fig. 1.3. Actionarea arborelui cu came amplasat in blocul motor: 1 – roata conducatoare de pe arborele cotit; 2 – roata condusa de pe arborele cu came; 3 – roata pentru actionarea pompei de injectie.
Comanda prin pinioane este formată din două pinioane; pinionul conducător de pe arborele cotit şi cel condus de pe arborele cu came. La motoarele cu aprindere prin compresie mai este un pinion intermediar pentru acţionarea pompei de injecţie. Pinionul de pe arborele cu came în bloc al motorului în patru timpi are un număr de dinţi dubli pentru a realiza raportul de transmisie 1:2. Roata dințată condusă care acționează arborele cu came are diametrul de două ori mai mare față de roata dințată fixată pe arborele cotit pentru a reduce turația la jumătate (la motoarele în 4 timpi). Pentru montarea corectă a roților dințate ale transmisiei, ele sunt prevăzute cu repere (semne) care la incidență indică pozițiile reciproce ale arborelui cotit și arborelui cu came pentru a se asigura desfășurarea normală a ciclului (detaliul din Fig. 1.3.a).
7
Fig. 1.4. Roți dințate pentru antrenarea arborelui cu came: a)roată dințată cu dinți înclinați b)roată dințată cu dinți drepți
Variante constructive: Pentru arborele cu came amplasat în blocul motor mecanismul de antrenare a distribuției poate fi: –Cu roți dințate (b) (antrenare directă de la arborele cotit, pentru arborii foarte apropiați); –Cu tren de roți dințate (a, c, d, e, g) (roți dințate intermediare); –Cu lanț (f) (dacă trenul de roți dințate este prea mare); –Cu curea dințată.
8
Fig. 1.5. Variante constructive
Roata dințată de prelucrat are următoarele suprafețe importante: Suprafața de centrare: alezajul; Suprafața de antrenare în mișcare de rotație: găurile șuruburilor; Dantura: roată dințată cu dinți înclinați
9
Fig. 1.6. Principalele suprafețe ale piesei finite
Roțile dințate sunt supuse în principal la solicitări mecanice, iar pentru a se exemplifica forțele ce apar în timpul angrenării s-a realizat schema din figura 1.7.
10
F r F Ft Ft F
F r
Fig.1.7. Forțele ce apar în roțile dințate aflate în angrenare
1.1.2. Condițiile tehnice impuse piesei finite prin desenul de execuție Calitatea angrenarii se apreciază după funcționarea liniștită și fără zgomot, randament și durabilitate. Pentru a corespunde acestor condiții roțile dințate se execută în diferite clase de precizie funcție de destinația lor. Conform STAS 6273-73 (pentru angrenaje cilindrice) se prevăd 12 clase de precizie (de la 1 la 12 în ordine descrescătoare) fiecare clasă fiind determinată de următoarele criterii: - criteriul de precizie cinematică care este determinat de eroarea totală a unghiului de rotire în limita unei rotații complete a roții dințate; - criteriul de funcționare lină în angrenaj, determinat de valorile componentelor erorii totale a unghiului de rotire care se repetă de mai multe ori în timpul unei rota ții; putem avea viteze unghiulare de la 15 (autocamioane) până la 60 (autovehicule sport) m/s. - crinteriul de contact între dinți care stabilește precizia de execuție a flancurilor dinților și care este dat de raportul minim în procente dintre dimensiunile petei de contact și dimensiunile suprafeței utilizate a flancurilor (are o influență foarte mare asupra funcționării corecte a angrenajelor). 11
Fiecare criteriu este determinat de o serie de indici de precizie ale căror valori sunt standardizate și depind de clasele de precizie. În funcție de metodele de prelucrare a danturilor pot fi realizate diferite calități pentru roți dințate (Fig.1.8.).
Fig. 1.8. Dependența dintre procedeul de danturare și precizia realizată
Conform acestor criterii pentru autoturisme se impun clasele de precizie [7,8]. Aceasta impune ca semifabricatul să fie supus în final unei operații de rectificare. Câmpurile de toleran țe precizate în desenul de execuție se încadrează în clasele menționate. Dimensiunile principale ale piesei se referă la: 0
•
Diametrul exterior al roții ø 193.060.115
•
Diametrul de divizare al danturii ø 187.0616
•
Diametrul alezajului ø 220
−0.02
Sunt impuse, de asemenea, condiții de poziție reciprocă. Bătaia frontală admisă este de 0,02 înaintea danturării și 0,1 după danturare, iar bătaia axială admisă este de 0,01. Nu avem toleranțe la paralelism, perpendicularitate, coaxialitate, simetrie. În desenul de execuție avem și condiții de calitate a suprafeței: -
Rugozitatea are valori diferite după cum urmează:
Ra = 12.5µ m pentru suprafețele care nu intră în contact direct. Procedeul de obținere este strunjirea. Ra = 6.3µ m pentru vârful dintelui și pentru alezaj. Ra = 3.2 µ m rugozitatea flancurilor. Procedeul de obținere este strunjirea de finisare 12
-
Duritatea suprafețelor active 56…62 HRC , duritatea miezului dinților 320…420HB și pentru celelalte suprafețe între 120…270 HB
-
Adâncimea stratului cementat 1,1…2,0mm
1.1.3 Analiza tehnologicității construcției piesei Tehnologicitatea este caracteristica complexă a construcției piesei ce asigură, în condițiile respectării condițiilor de eficiență și siguranță în funcționare, posibilitatea fabricării acesteia prin cele mai economice procese tehnologice, cu cheltuieli minime de forță de muncă, utilaje, material, energie. Tehnologicitatea piesei poate fi apreciată prin indici absoluți sau relativi. Semifabricatul se obține prin forjare în matriță. Esențial la această metodă este faptul că materialul supus deformării trebuie să prezinte o plasticitate cât mai bună. Pentru îmbunătățirea plasticității semifabricatul inițial se încălzește până la o temperatură specifică materialului ales.
Ca avantaje ale forjării în matriță se pot enumera: -
posibilitatea obținerii unor piese-semifabricat cu configurație de la cea mai simplă până la cea mai complex, cu precizie dimensională bună și calitatea suprafeței bună;
-
posibilitatea obținerii unor piese-semifabricat cu proprietăți fizico-mecanice foarte bune în zonele puternic solicitate datorită apariției fibrajului orientat;
-
productivitatea ridicată.
Ca dezavantaje ale metodei se pot enumera: -
costul relativ ridicat al matrițelor de forjat;
-
complexitatea utilajelor pe care se montează matrițele de forjat.
Înainte de a se trece la prelucrarea mecanică semifabricatul se supune unei normalizări sau unei recoaceri de înmuiere.
1.2 Alegerea justificată a materialului pentru execuția piesei În scopul reducerii zgomotului de angrenare roata dințată conducătoare se execută din oțel, iar roțile conduse din fontă, materiale plastice sau textolit. În același scop se folosește dantura cu dinții înclinați. La roțile dințate care transmit eforturi, miezul dinților trebuie să fie suficient de rezistent pentru a prelua eforturile mari de încovoiere și tenace pentru a suporta sarcinile mari cu șoc. 13
Suprafața danturii trebuie să fie dură pentru a rezista presiunilor pe porțiunea de contact cât și pentru a asigura condiții favorabile de rezistență variabilă. Aceste calități ale danturii se asigură prin întrebuințarea oțelurilor aliate de cementare cu tratament termic ulterior de tipul 15 C 08, 18 MC 10, 18 MoCN 13, 18 MoCN 06, 13 CN 30, 21 TMC 12, 28 TMC 12 STAS 791-79, care au căpătat dealtfel și cea mai largă utilizare. S-a optat pentru dantura cu dinți înclinați. În acest caz roata condusă poate fi fabricată din oțel aliat de cementare. Astfel s-a ales 18MoCrNi13. Elementele de aliere folosite îi confer durabilitate, siguranță în funcționare, rezistență la uzura chimică ți termică. Compoziția chimică a materialului este prezentată conform STAS SR EN 10027-2006 în tabelul 1.1
Tabel 1.1 Compoziția chimică conform STAS SR EN 10027-2006 Marca oțelului
18MoCrNi13
Compoziția chimică C
Mn
Si
Cr
Ni
Mo
0,15
0,50
0,17
0,8
1,2
0,04
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
0,21
0,80
0,37
1,1
1,5
0,07
Caracteristicile mecanice sunt prezentate în tabelul 1.2 Tabel 1.2 Caracteristicile mecanice conform STAS SR EN 10027-2006 Caracteristicile mecanice Marca oțelului
18MoCrNi13
Felul tratamentului termic
C+R
Limita de curgere Rp0,2 [N/mm2] 750
Rezistența la rupere Rm [N/mm2] 980 14
Alungirea la rupere
Gâtuirea la rupere
Rezil. KCU
Duritatea
As [%]
Z [%]
[J/cm2]
[HB]
10
45
49
217
Tratamentul termic la care este supus materialul este de călire – revenire.
1.3 Calculul ritmului și productivității liniei tehnologice. Stabilirea preliminară a tipului (sistemului) de producție 1.3.1 Calculul fondului anual real de timp ( Fr ) Fr = [ Z c − ( Z d + Z s )] ×ns ×t s ×k p [ore/an] Unde: Z c - numărul zilelor calendaristice dintr-un an; Z c = 365 zile / an ; Z d - numărul zilelor libere la sfârșit de săptămână dintr-un an; Z d = 52 sau 104 zile/an; Z s - numărul zilelor de sărbători legale; Z s = 6 zile / an ; ns - numărul de schimburi ns = 2schimburi / zi ; t s - durata unui schimb; t s = 8ore / schimb ; k p - coeficient care ține seama de pierderile de timp de lucru datorită reparațiilor executate în timpul normal de lucru al schimbului respectiv. Pentru ns = 2 avem k p = 0.96 Astfel se calculează: Fr = [365 − (104 + 6)] ×2 ×8 ×0.96 [ore/an] Fr ; 3917 ore/an 1.3.2 Calculul planului producției de piese ( N pp ) N pp = N p ×n + N r + N rc + N ri [piese/an] Unde: N p - planul de producție pentru produsul (ansamblul) respective. N p = 300.000 piese/an; n - numărul de piese de același tip pe produs; n = 1 ; N r - numărul de piese de rezervă, livrate odată cu produsul. În majoritatea cazurilor, N r = 0; N rc - numărul de piese de rezervă livrate la cerere (pentru reparații). Se adoptă în funcție de durabilitatea piesei între 0 și 200…300% din ( N p ×n ); N ri - numărul de piese rebutate la prelucrare din cause inevitabile. Se adoptă în funcție de dificultatea proceselor tehnologice presupuse a fi utilizate între 0,1…1% din ( N p ×n + N r + N rc );
15
Valoarea calculată a planului producției de piese N pp va fi utilizată în toate calculele tehnico-economice și organizatorice din cadrul proiectului (cap.1, cap. 5, cap. 6).
Se adoptă N rc = 50.000 piese N ri = 0.5% ×( N p ×n + N r + N rc ) N ri = 0.5% ×(300.000 ×1 + 0 + 50.000) N ri = 1750 piese
Așadar: N pp = 300.000 ×1 + 0 + 50.000 + 1750 N pp = 351750 piese / an
1.3.3 Calculul ritmului și productivității liniei tehnologice
Ritmul liniei tehnologice Rλ are implicații majore asupra asigurării sincronizării operațiilor (pentru liniile cu lux continuu), prin divizarea procesului tehnologic în operații și faze, alegerea utilajelor, SDV-urilor și a structurii forței de muncă.
Rλ =
Fr ×60 [min/piesa] N pp
3917 ×60 351750 Rλ = 0.668 min/piesa Rλ =
Productivitatea liniei tehnologice reprezintă inversul ritmului liniei: Qλ =
60 Rλ
[piese/ora]
16
60 0.668 Qλ = 89.8 piese/ora Qλ =
1.3.4 Stabilirea preliminară a tipului (sistemului) de producție
Tipul de producție reprezintă ansamblul de factori productivi dependenți, condiționați în principal de: stabilitatea în timp a producșiei, complexitatea constructivă și tehnologică a acesteia și de volumul producției. Tipul de producție influențează: caracterul și amploarea pregătirii tehnice a producției, nivelul de specializare și structura de producșie, formele de organizare și de programare a producșiei, economicitatea fabricației. Metodele de stabilire a tipului producției: metoda indicilor de constanță a fabricației, metoda nomogramei necesită pe lângă valoarea Rλ și valorile timpilor normați pentru operațiile principale ale procesului tehnologic. Întrucât în această etapă nu se cunosc timpii normați, aceștia pot fi adoptați preliminar, prin analiza unui proces tehnologic similar existent sau la stabilirea timpului de producție, se va utiliza un criteriu orientativ (mai puțin precis), bazat numai pe ritmul mediu al liniei tehnologice, Rλ . Deoarece Rλ < 1 min/buc se adoptă producție de masă.
În cazul frecvent întâlnit în construcția pieselor auto, al producției de serie se pune și problema determinării mărimii optime a lotului de piese fabricate ( N lot ) . Se poate utiliza relația orientativă: N lot =
N pp ×Z r Zl
[piese/lot]
Unde Z r - numărul de zile pentru care trebuie să existe rezervă de piese; Z r = 5...10 zile la piese mărunte. Se adoptă Z r = 10 zile; Z l = Z c − ( Z d + Z s ) - numărul anual de zile lucrătoare.
Z l = 365 − (104 + 6) Z l = 255 zile / an 17
Așadar: 351750 ×10 255 = 13794[piese/lot]
N lot = N lot
2. Alegerea variantei optime a metodei și procedeului de obținere a semifabricatului 2.1. Analiza comparativă a metodelor și procedeelor concurente și adoptarea variantei optime În producția de piese pentru autovehicule unul din principiile care determină obținerea unui proces tehnologic optim de fabricație îl constituie alegerea rațională a semifabricatului. Alegerea corectă a semifabricatului presupune din punct de vedere tehnologic ca, pe baza studiului documentației tehnice din proiectul de execuție precum și a datelor primare puse la dispoziție, tehnologul să stabilească: forma semifabricatului, metoda și procedeul prin care urmează să fie obținut, mărimea și distribuția adaosurilor de prelucrare precum și precizia dimensiunilor, formei și a poziției elementelor geometrice ale semifabricatelor. Fiecare metodă de semifabricare se caracterizează prin precizia limită ce se poate obține la forma și dimensiunile semifabricatului. Productivitatea și economicitatea metodei aplicate va influența structura, economicitatea și productivitatea procesului de prelucrare mecanică. Nr. crt.
1
2 3
4
5
Tabel 2.1. Principalele criterii de alegere a semifabricatului Criteriul de alegere Tipul caracteristicii de clasificare a semifabricatului oțel fontă aliaje speciale Clasa de materiale aliaje de aluminiu alte aliaje neferoase materiale plastice mică Mărimea piesei mijlocie mare simplă Forma piesei complicată foarte complicată forțe și solicitări termice mici forțe mari și temperaturi mici temperaturi mari Condiții de forțe mari și temperaturi ridicate funcționare a piesei solicitări mecanice alternative condiții de uzare intensă medii intens corozive Caracterul individuală producției serie mică și mijlocie 18
Tipul de semifabricat recomandat T, F, M, L, S, Sz T, S T, L, S T, M, L T, L T(I), S, M T, F, M, L, S, Sz T, F, M, S T, F, S T, F, M, S, E T, M, S T, S T, L, Sz T, F, M, L, S T, F, M, L, S F, M, L, S T, F, M T, F, Sz T, F, S T, F, S T, F, M, S
6
Tipul prelucrării mecanice necesare
serie mare și masă fără prelucrare prelucrare obișnuită prelucrare complexă
T, M, L, Sz Tp, L, S, Sz T, F, M, L, S T, F, L
În tabelul 2.1. au fost sintetizate unele criterii, luându-se în considerare ca materiale probabile oțelul, fonta, aliaje speciale, aliaje de aluminiu, alte aliaje neferoase și materialele plastice, iar ca metode probabile de semifabricare turnarea (T), turnarea sub presiune (Tp), matrițarea (M), laminarea (L), sudarea (S), sinterizarea (Sz), extruziunea (E). Ținând seama de particularitățile producției de autovehicule rutiere (volum și caracter de serie mare sau de masă), se vor prefera semifabricate cât mai apropiate de piesa finită pentru a se deruce cât mai mult consumul de metal și volumul de muncă al prelucrării. Cheltuielile suplimentare cu utilajul modern, costisitor, al secțiuniilor de semifabricate se pot amortiza la un volum mare al producției. Adoptarea unor semifabricate cu adaosuri mari de prelucrare este justificată doar pentru atelierele de prototipuri și pentru producția de serie mică a unor autovehicule de foarte mare putere. Conform criteriilor din tabelul 2.1 și a metodelor de obținere a semifabricatelor din tabelul 2.2 se alege procedeul specific deformării plastice la cald și anume cel al forjării în matriță.
19
20
Tabelul 2.2. Principalele variante de procedee și metode de semifabricate utilizate în construcția de autovehicule Nr. crt.
1
Metoda tehnologică
Turnare
Procedeul tehnologic Turnare în nisip, cu formare mecanică
Până la 250 kg
Turnare cu miezuri
Nelimitate
Turnare centrifugală
De obicei până la 200 kg
Turnare în forme permanente (cochile metalice) Turnare cu cristale orientate Turnare de precizie (în forme coji de bachelită sau cu modele ușor fuzibile)
2
Deformare plastică la cald
Dimensiunile sau masa maxime
minime Grosimea minimă a pereților: 3...5 mm Grosimea minimă a pereților: 3...5 mm Grosimea minimă a pereților: 3...5 mm
De obicei până la 100 kg
Complexitatea formei obținute
Precizia de execuție a semiabricatului, mm
Rugozitatea
Cele mai complicate
1...5
Rugoasă
Cele mai complicate
1...10, în funcție de dimensiuni
Rugoasă
În special corpuri de rotație
1...8, în funcție de dimensiuni
Netedă
Materialul
Tipul producției
Aliaje fiercarbon, metale neferoase și aliajele lor Aliaje fiercarbon, metale neferoase și aliajele lor Aliaje fiercarbon, metale neferoase și aliajele lor
Individuală, de serie și de masă
De serie și de masă
De serie și de masă
De serie și de masă
Simple și mijlocii, în funcție de posibilitățile de extragere a piesei din formă
0,1...0,5
Netedă
Aliaje fiercarbon, metale neferoase și aliajele lor
Simple
0,1...0,5
Netedă
Oțeluri, aliaje pe bază de nichel
Individuală și serie mică
Foarte netedă
În special materiale cu relucrabilitate mică prin așchiere
De serie și de masă
Aliaje de zinc, aluminiu, magneziu, cupru, staniu și plumb
De serie și de masă
Piese mici
Grosimea minimă a pereților: 4 mm
(100 sau 50 kg)
Grosimea pereților: 1,5 mm
Foarte complicate
0,05...0,15
Turnare sub presiune
10...15 kg
Grosimea pereților: 0,5...1,0 mm pentru aliaje de zinc și 1,0...2,0 mm pentru altele
Limitată numai de posibilitatea confecționării formei de turnare
0,5...0,20; în direcția separării formelor ceva mai mică
Foarte netedă
Forjare liberă
Nelimitate
-
Simple
1,5...2,5
Foarte rugoasă
Matrițare la ciocan
De obicei până la 100 kg
Grosimea pereților: 2,5
Limitată de posibilitatea
0,4...2,5; în direcția deschiderii matriței,
Rugoasă
21
Oțeluri carbon aliate, precum și aliaje neferoase Oțeluri carbon aliate, precum și
Individuală și serie mică De serie mijlocie și
mm
3
Deformare la rece
Matrițare la mașini de forjat orizontale
De obicei până la 100 kg
Laminare profilată
De obicei până la 50 kg
Matrițare prin extruziune fără nervuri
Până la diametrul de 200 mm
Matrițare la prese de calibrare
De obicei până la 100 kg
Grosimea pereților: 1,5 mm
Calibrarea pieselor matrițate
De obicei până la 100 kg
Grosimea pereților: peste 1,5 mm
Refularea la rece
Diametrul 25 mm
Diametrul 3,0 mm
Matrițarea tablelor
Grosimea 15 mm
Grosimea 0,1 mm
-
Grosimea pereților 8 mm
Grosimea pereților, 0,8 mm Grosimea pereților, 2,0 mm Grosimea tablei caroseriei de min. 0,6 mm
4
Presarea maselor plastice
5
Presarea pulberilor metalice
-
Aria secțiunii transversale 100 cm2
Sudare
Diverse procedee
Grosimea platbandelor de asamblat max. 80 mm
6
Grosimea pereților: 2,5 mm Grosimea pereților (Al): peste 1,5 mm Grosimea pereților (Al): peste 1,5 mm
confecționării matriței Limitată de posibilitatea confecționării matriței
ceva mai mică
aliaje neferoase Oțeluri carbon aliate, aliaje neferoase,mase plastice Oțeluri carbon aliate, precum și aliaje neferoase Oțeluri carbon aliate, precum și aliaje neferoase
mare
0,4...2,5; în direcția deschiderii matriței ceva mai mică
Rugoasă
Simple
0,4...2,5
Rugoasă
Simple
0,2...0,5
Netedă
0,4...1,8
Netedă
Oțeluri carbon aliate, precum și aliaje neferoase
De serie și de masă
0,5...0,10
Foarte netedă
Oțeluri carbon aliate, precum și aliaje neferoase
De serie și de masă
Simple
0,1...0,25
Netedă
Complicate
0,05...0,5
Netedă
0,05...0,25
Foarte netedă
0,1...0,25 în direcția mișcării poansonulu; 0,05 în direcția perpendiculară
Foarte netedă
Toate materialele
De serie și de masă
0,25...0,5
Netedă
Oțeluri, fonte și aliaje de aluminiu
Individuală și de serie
Limitată de posibilitatea confecționării matriței Limitată de posibilitatea confecționării matriței
Limitată de posibilitatea confecționării matriței Simplă, limitată de forma matriței și a presiunii în direcția mișcării poansonului Complicate
22
Oțeluri carbon aliate, precum și aliaje neferoase Toate tipurile de materiale în foi Mase plastice cu umplutură fibroasă sau pulvelurentă
De serie și de masă De serie și de masă De serie și de masă
De serie și de masă De serie și de masă De serie și de masă
2.2. Stabilirea poziției semifabricatului în formă sau matriță și a planului de separație Pentru stabilirea poziției semifabricatului în matriță și a planului de separație, trebuie să se țină cont de anumite criterii. Cele mai importante sunt: - planul de separație să faciliteze curgerea ușoară a materialului; - planul de separație trebuie să împartă piesa în părți egale și simetrice; - planul de separație să fie astfel ales încât suprafețele ce vor fi ulterior supuse prelucrărilor mecanice prin așchuere să fie perpendiculare pe direcția matrițării și să nu prezinte unghiuri laterale de înclinare. - planul de separație să asigure fibraj continuu. Planul de separație poate fi ales sub diferite forme. Cel mai simplu totodată cel mai avantajos plan de separație este cel drept. Este indicat pentru piesele având forme simple deoarece permite alegerea unor blocuri de matrițe mai simple și mai mici și permite prelucrarea mai ușoară a formei cavității în care se matrițează piesa. În consecință se alege pentru piesa specificată în tema de proiectat un plan de separație drept-orizontal, schema matriței fiind prezentata în figura 2.1.
Fig.2.1. Schema semifabricatului în matriță S-a notat: 1 – semifabricat; 2 - semimatrița superioară; 3 – adaos de prelucrare; 4 – planul de separație; 5 – semimatrița inferioară; 6- dorn extractor; 7 – ghidaj coadă de rândunică
23
2.3. Stabilirea preliminară a adaosurilor de prelucrare și executarea desenului semifabricatului Precizia semifabricatelor matrițate pe mașini verticale de matrițat este reglementată prin STAS 767 0 - 80. Adaosurile de prelucrare și abaterile limită ale semifabricatului matrițat destinat pieselor auto se încadrează în clasele I - II de precizie atunci când este vorba de piese simple ca în cazul roților dințate. Adaosul se adoptă numai în cazul pieselor matrițate ale căror suprafețe se prelucrează prin așchiere. În funcție de caracteristicile de prelucrare de 1,5 mm la care se adaugă 0,5 mm pentru obținerea rugozității prescrise în cadrul capitolului 1. La suprafețele matrițate care se prelucrează ulterior inclinările de matrițare și razele de racordare se aplică la cotele nominale ale piesei la care se adaugă valoarea adaosului de prelucrare respectiv.
2.4. Întocmirea planului de operații pentru executarea semifabricatului
Nr. crt. 1 2 3 4 5 6 7 8 9
Tabel 2.4. Planul de operații Mașini, utilaje, Operații și faze de Materiale Parametrii instalații și S.D.V.semifabricare auxiliare tehnologici uri Debitarea materialului Fierăstrău mecanic Viteza și avansul Temperatura și Încălzire material Cuptor electric durata de încălzire Nicovală Cavitate de Preforjare Ciocan Forța de apăsare eboșare pneumatic Forța de apăsare Matriță deschsă Forjare primară Cursa presei Presă verticală Timp apăsare Extracția Extractoare semifabricatului Forța de apăsare Debavurare Ștanță Cursa Matriță de Forjare secundară de Forța de apăsare redresare redresare Cursa Presa cu excentric Sablare cu alice Mașina de sablat Viteza de impact Pensulă Lupă C.T.C. Banc Vopsea C.T.C.
24
Fig.2.2. Debavurarea semifabricatului brut matrițat 1-poanson de debavurat 2 – semifabricatul brut matrițat 3 – bavură 4 – placă de tăiere 5 – matriță de debavurat
În figura 2.2 s-a prezentat procesul de debavurare al semifabricatului brut matrițat
25
3. Elaborarea procesului tehnologic de prelucrare mecanică și control al piesei 3.1 Analiza proceselor tehnologice similar existente În principiu, la prelucrarea pieselor de tip roată dințată se parcurg următoarele etape: operații pregătitoare; prelucrări de degroșare, prefinisare, finisare; prelucrarea danturii; tratament termic; rectificare; control final. Tabel 3.1 Proces tehnologic similar Nr. Crt.
Metoda de prelucrare
Mașini, unelte și utilaje
SDV-uri
1.
Frezarea bazelor tehnologice principale
Mașină de frezat
Agregat de frezat
2.
Găurire
Mașină de găurit
3.
Strunjit interior și față
Strung normal
Universal cu 3 bacuri, cuțit, cheie pentru cuțit
4.
Broșare
Mașină de broșat
Dispozitiv de broșat, placă de bază, placă intermediară, borșa rotundă, cap filetat spate
5.
Strunjire frontală față stânga
Strung normal
Dispozitiv de strunjit cu bucșă elastică, intalație pneumatică, cuțit, cheie cuțit, cală
6.
Strunjire frontală față dreapta
Strung normal
Dispozitiv de strunjit cu bucșă elastică, intalație pneumatică, cuțit, cheie cuțit, cală
7.
Frezare dantură
Mașină de frezat
Freză melc, cuțit de debavurat, dorn pentru freză, dispozitiv de debavurat
8.
Ajustare
Banc de ajustaj
Pilă semirotundă, dispozitiv de ajustat
9.
Rectificare
Mașină de rectificat
Piatră cilindrică abrazivă
Burghiu spiral Universal cu 3 bacuri
26
Observații
interioară
universală
10.
Teșire dantură
Dispozitiv de teșit
Freză, bucșă pentru freză, disc de divizare
11.
Răzuire dantură
Mașină de răzuit
Dispozitiv telescopic de răzuit, suport susținere stânga-dreapta, cuțit sever, cheie fixă
12.
Îndepărtarea loviturilor
Polizor drept (biax)
Piatra de cauciuc, pinion etalon, bucșă pentru piesă
3.2 Analiza posibilităților de realizare a preciziei dimensionale și a rugozității prescrise în desenul de execuție
Obiectivul acestei etape este stabilirea acelor procedee de prelucrare care, fiind ultimele aplicate în succesiunea operațiilor, pentru fiecare suprafață, asigură condițiile tehnice impuse prin desenul de execuție. Rezultatele acestei analize sunt prezentate în tabelul 3.2
27
28
Tabel 3.2 Analiza particularităților de realizare a preciziei dimensionale și a rugozității
29
Condiții tehnice impuse Abateri Dimensiude Rugozinea și formă tate precizia și poziție
Nr. Suprafeței
Tipul suprafeței
S1
plană
Ø187,06
-
S2
tronconică
1x45˚
-
S3
inelară
Ø187,06Ø53,5
-
S4
cilindrică interioară
Ø168x15
-
S5
plană
49,16
-
S6
cilindrică exterioară
Ø70x9
-
S7
inelară
Ø70Ø53,5
-
S8
plană
Ø53,5
-
S9
cilindrică interioară
∅ 220−0.02
12,5
Criterii de decizie Procedee posibile de aplicat Clasa de precizie
Cost
Strunjire de finisare
5-8 ISO
10
Frezare plană
5-7 ISO
9
Strunjire de finisare
5-8 ISO
10
Strunjire de finisare
5-8 ISO
10
Strunjire de finisare
5-8 ISO
10
Strunjire de finisare
5-8 ISO
10
Strunjire de finisare
5-8 ISO
10
Strunjire de finisare
5-8 ISO
10
Broșare
3-6 ISO
10
Strunjire interioară
5-6 ISO
9
Rectificare interioară
4-6 ISO
9
Strunjit șanfren
5-6 ISO
9
Strunjire de finisare
5-8 ISO
10
Strunjire de finisare
5-8 ISO
10
Frezare cu freză melc
3-6 ISO
9
Rabotare
5-6 ISO
10
Strunjit șanfren
5-6 ISO
9
Broșare
3-6 ISO
10
Strunjire interioară
6-8 ISO
9
25
12,5 25 25
25 25 25
6,3
S10
conică
1x45˚
-
S11
cilindrică exterioară
Ø53,5x5
-
S12
cilindrică
∅193.0600.115
-
S13
evolventică
Ø187,06
-
3,2
S14
conică
1x45˚
-
25
25
25 6,3
30
S15
cilindrică
Ø8,6x7
25 25
S
S
S
3.3 Stabilirea succesiunii logice și economice a operațiilor de prelucrare mecanică, tratament termic (termochimic) și control
3.3.1 Stabilirea succesiunii logice, economice, a operațiilor de prelucrare mecanică pentru fiecare suprafață
Analizând desenul de execuție al piesei s-a constatat faptul că suprafața cu condițiile tehnice cele mai severe este suprafața S13, pentru care valorile diametrului și a rugozității sunt: d= 187,06mm R=3,2μm
Pentru stabilirea operațiilor de prelucrare mecanică în succesiunea lor logică se va aplica criteriul coeficientului global al rugozității suprafeței. Rugozitatea semifabricatului obținut prin forjare în matriță este: Rsf = 25µ m
Plecând de la condiția de rugozitate a suprafeței se vor inventaria toate procedeele de finisare care sunt adoptabile pentru suprafața S13. Acestea sunt: •
Frezare cu freză melc
•
Rabotare
Operația de frezare cu freză melc este mai economică și asigură obținerea unei rugozități a suprafeței de R f = 3, 2 µ m Coeficientul global al calității suprafeței este:
ε gR =
Rsf Rf
=
25 = 7.81 3, 2
Operația anterioară frezării este forjarea în matriță ce va asigura obținerea unei rugozități a suprafeței R1 = 25µ m . Atunci coeficientul parțial al rugozității suprafeței va fi:
ε nR =
R1 25 = = 7.81 R f 3, 2
Coeficientul parțial al rugozității suprafeței ce trebuie realizat prin frezare este: 31
εR =
Rsf
ε
R g
=
25 = 3.2 7.81
Verificând relația:
ε gR ≤ ε R ×ε nR 7.81 ≤ 3.2 ×7.81
Rezultă că succesiunea logică a operațiilor este: Forjare în matriță; Frezare cu freză melc.
3.3.2 Stabilirea traseului tehnologic al operațiilor de prelucrări mecanice, tratament termic și control al piesei
Traseul tehnologic al operațiilor de prelucrări mecanice, tratament termic și control al piesei este prezentat în tabelul 3.3. Pentru întocmirea traseului tehnologic a trebuit să se stabilească preliminar suprafețele alese ca baze tehnologice. Se recomandă ca pentru piesele cilindrice scurte de tip roată dințată să se folosească 3 suprafețe de așezare ( două de ghidare și una de reazem). Roțile dințate se orientează și se fixează în universal. Tabelul 3.3 Traseul tehnologic Suprafața prelucrată
Suprafețele baze tehnologice
Denumirea operației
Faza
Control defectoscopic nedistructiv Tratament termic de revenire 1 8 9
12
Frezarea bazelor tehnologice principale
-prins piesa în universal
12
Găurire
-găurire 32
-frezare
15 9
12
Strunjire interioară
-strunjit interior din 2 treceri -desprins piesa din universal -prins piesa în universal
3, 5, 7, 8, 10
9
Strunjire față și șanfrenat
-strunjit frontal -șanfrenat la 1x45˚ suprafața 10
6, 11
9
Strunjire interioară
-strunjit interior
4
9
Strunjire interioară
-strunjit interior
12, 2, 19
9
-strunjit
Strunjire
-desprins piesa din universal -întors piesa
1, 17, 16, 14
12
Strunjire față și șanfrenat
-prins piesa în universal -strunjit frontal și șanfrenat
18
12
Strunjire interioară
-strunjit interior -desprins piesa din universal -spălat piesa în petrol -prins piesa în dorn
13
9
Frezare și teșire dantură
-frezat dantura -teșit la 0.2+0.4 -desprins piesa -spălat piesa în petrol
13
9
-prins piesa în dispozitiv
Șeveruire
-șeveruit în 3 curse -desprins piesa
Spălare Tratament termic 9
12
Rectificare interioară
-prins piesa în universal -rectificare interioară
33
-desprins piesa din universal 1,3,8
Îndreptare lovituri
1-19
Control final
-bioaxat piesa cu piatra cauciuc -control dantură -control suprafețe
3.4 Alegerea utilajelor și instalațiilor tehnologice
Alegerea utilajelor și a instalațiilor tehnologice se face având în vedere particularotățile procesului logic adoptat, referitoare la: Precizia de execuție ce trebuie realizată; Productivitatea; Gradul de tehnologicitate al piesei; Economicitatea procedeului folosit.
Utilajele folosite sunt: Mașină de frezat și danturat cu freză melc FD250 34
Tabel 3.4 FD250 Nr. Crt.
Caracteristici tehnice
Valori
1
Diametrul maxim de lucru
250mm
2
Modulul maxim
6mm
3
Cursa axială a sculei
280mm
4
Cursa tangențială maximă a sculei
150mm
5
Numărul maxim de dinți
30
6
Diametrul platoului masei
310mm
7
Diametrul alezajului mesei
70mm
8
Dimensiuni maxime ale sculei
130x180mm
9
Conul axului port-sculă
Morse 4
10
Limitele turației arborelui principal
60-300 rot./min
11
Limite de avansuri
Axial
0,63-6,3 mm/rot
Radial
0,05-2 mm/rot
Tangențial
0,1-4 mm/rot
12
Puterea motorului principal
5,5 kW
13
Greutate
5400 daN
Strungul SNB400 Tabelul 3.5 SNB400 Nr. Crt.
Caracteristici tehnice
Valori
1
Diametrul maxim de strunjit
400mm
2
Distanța dintre vârfuri
400 mm
3
Turația arborelui principal
31,5-200 rot/min
35
4
Numărul de trepte de turație
22
5
Avans longitudinal
0,046-3,32 mm/rot
6
Avans transversal
0,017-1,17 mm/rot
7
Numărul de trepte de avansuri
60
8
Puterea motorului principal
7,5 kW
9
Dimensiuni de gabarit
10
Lungime
2500 mm
Lățime
940 mm
Înălțime
1425 mm
Masa
2000kg
Mașină de găurit G-40 Tabelul 3.6 G-40 Nr. Crt.
Caracteristici tehnice
Valori
1
Diametrul maxim de găurire
40mm
2
Cursa maximă a pinionului arborelui principal
280 mm
3
Cursa maximă a carcasei
280 mm
4
Conul arborelui principal
Morse 5
5
Gama de turații
31,5-200rot/min
6
Gama de avansuri
0,11-1,72 mm/rot
7
Puterea motorului electric
4 kW
8
Turația motorului electric
1500 rot/min
9
Masa
1500kg
36
Mașină de rectificat interior și frontal RIF 125 Tabelul 3.7 RIF 125 Nr. Crt.
Caracteristici tehnice
Valori
1
Diametrul maxim de rectificare
125mm
2
Înălțimea centrelor
135 mm
3
Masa maximă a piesei între centre
100 kg
4
Gama de turații
63-800rot/min
Normal cu pasul
0,005 mm
Micrometric cu pasul
0,001 mm
Unghi de rotire al mesei în plan orizontal
±10°
6
Puterea motorului principal
3 kW
7
Puterea motorului dispozitivului pentru rectificat interior
0,75 kW
8
Masa
2200kg
5
Avans transversal intermitent reglabil
37
3.5 Adoptarea schemelor de bazare și fixare a piesei Tabelul 3.7 Scheme de bazare și fixare Nr. Crt.
Denumirea operației
1
Frezarea bazelor tehnologice principale
Agregat de frezat
2
Găurire
Mașină de găurit G-40
Schema de bazare și fixare optimă
38
Dispozitivul utilizat
3
Strunjire interioară
Strung SNB400
4
Strunjire față și șanfrenat
Strung SNB400
39
5
Strunjire interioară
Strung SNB400
6
Strunjire interioară
Strung SNB400
40
7
Strunjire
Strung SNB400
8
Strunjire față și șanfrenat
Strung SNB400
41
9
Strunjire interioară
Strung SNB400
10
Frezare și teșire dantură
Mașină de frezat FD250
11
Șeveruire
Mașină de șeveruit
42
12
Mașină de rectificat RIF 125
Rectificare interioară
43
3.6 Alegerea SDV-urilor
La întocmirea listei de SDV-uri se ține cont în primul rând de tipul producției adoptate. Pentru producția de masă gradul de utilizare al SDV-urilor este ridicat, dispozitive de control automat și active, verificatoare speciale. Tabelul 3.8 Lista SDV-urilor Nr. Crt.
Denumirea operației
Scule
Dispozitive
Verificatoare
1
Control defectoscopic nedistructiv
-
Dispozitiv de control ultrasonic
-
2
Tratament termic de revenire
-
Cuptor termic
-
3
Frezare baze tehnologice principale
Freză
Agregat de frezat
-
Mașină de găurit 4
Găurire
2 Burghiuri spiral
Universal cu 3 bacuri
ø20 și ø6
Reducție mase
-
Cheie universal 5
Strunjire interioară
Cuțit de strung
Universal cu 3 bacuri
Cheie de cuțit
Instalație pneumatic 44
Șubler
Strung SNB400
6
7
8
Strunjire față și șanfrenat
Cuțit de strung
Strunjire interioară
Cuțit de strung
Strunjire interioară
Universal cu 3 bacuri Instalație pneumatic
Strunjire interioară
Cuțit de strung
Strung SNB400 Universal cu strângere hidraulică
Cheie de cuțit
Teșire dantură
Universal cu strângere hidraulică
Cheie de cuțit
Instalație pneumatic
Șeveruire
Mașină de frezat
Freză melc
Dorn Mașină de teșit
Bucșă pt freză
Cheie fixă
Șubler
Strung SNB400
Dispozitiv de teșit
Disc de divizare
14
Șubler
Universal cu 3 bacuri
Cheie de cuțit
Cuțit sever cu același modul ca freza melc
Șubler
Strung SNB400
Freză pentru teșit 13
Șubler
Strung SNB400
Cuțit de strung
10
Șubler
Strung SNB400
Cheie de cuțit
Cuțit de strung
Frezare
Instalație pneumatic
Cuțit de strung
Strunjire față și șanfrenat
Șubler
Universal cu 3 bacuri
Cheie de cuțit
Strunjire
12
Universal cu strângere hidraulică
Cheie de cuțit
9
11
Strung SNB400
Mașină de șeveruit
Micrometru cu dispozitiv special pt măsurat dinți
-
Suporți de susținere stângadreapta
Micrometru special pentru roți dințate
15
Spălare
Container
Mașină de spălat
-
16
Rectificare interioară
Piatră abrazivă cilindrică
Mașină re rectificat
Șubler interior
45
universal Universal pt rectificat Pinion etalon
16
Îndreptarea loviturilor
Piatră de cauciuc
Biax
17
Tratament termic
-
Cuptor termic
-
17
Control final
-
Masă de lucru
-
Bucșă pt piesă
4. Stabilirea regimurilor optime de lucru și a normelor tehnice de timp
4.1 Stabilirea regimurilor optime de așchiere
Se vor stabili regimurile de așchiere pentru fiecare operație de prelucrare mecanică în parte
4.1.1. Regimul optim de așchiere la găurire
Determinarea regimului de așchiere presupune: -
Alegerea sculei așchietoare;
-
Adâncimea de așchiere t [mm];
-
Avansul la o rotație S [mm/rot];
-
Viteza de așchiere v p [m/min].
−0.02 Se va analiza regimul de așchiere doar pentru gaura cu ∅ 220 . Se va alege un burghiu
elicoidal pentru oțel aliat cu Mo și Cr având duritatea de 200-250 HB și unghiul de așezare α = 8 − 11° Calculul adâncimii de așchiere se face pe baza relației: 46
t=
D−d [mm] 2
Unde: D – diametrul burghiului; d – diametrul găurii inițiale.
Astfel:
t=
20 − 0 =10 [mm] 2
Calculul avansului se face astfel: S = K S ×CS ×D 0,6 [mm/rot]
Unde: D – diametrul burghiului; K S - coeficient de corecție în funcție de lungimea găurii. Pentru cazul în care l < 3 ×D se consideră K S = 1 ; CS - coeficient de avans. Pentru găuri cu precizie ridicată se consideră CS = 0, 031
Astfel: S = 1 ×0.031 ×200,6 =0.19 [mm/rot]
Viteza de așchiere se determină cu relația: vp =
Cv ×Dvzv ×K v p [m / min] T m ×S yv
Unde: Cv = 12.4 ; zv = 0.4 ; m = 0.2 ; yv = 0.5 Coeficientul K v p este: K v p = K M v ×KT ×K lv ×K Sv v
47
0.9
Unde: K M v
0.9
75 75 = ÷ = ÷ = 0.708 110 σr
KTv = 1 K lv = 1 pentru lungimea gaurii l ≤ 2 ×D K Sv = 0.85 pentru otel aliat imbunatatit Astfel: K v p = 0.708 ×1 ×1 ×0.85 = 0.602
vp =
12.4 ×200.4 ×0.602 = 27.14 m / min 400.2 ×0.190.5
ns =
1000 27.14 × = 431.94rot / min π 20
Din gama de turații n p = 400rot / min => v p = 25.13 m / min
4.1.2 Regimul optim de așchiere la strunjire
În funcție de material și de diametrul exterior maxim al piesei se alege o durabilitate a piesei de T = 45 min Adâncimea de așchiere se determină ținând cont de adaosul de prelucrare simetric de 1,75mm.
t=
Ac 1.75 = = 0.875mm 2 2
Avansul de așchiere în general se adoptă în conformitate cu recomandările în funcție de adâncimea de așchiere, urmând ca apoi acest avans să fie supus unor verificări. Pentru t ≤ 3mm se alege: S = 0.8mm / rot 48
Din punct de vedere al rezistenței corpului cuțitului: Fz =
b ×h 2 ×σ i [daN ] 6L
Unde:
σ i - efortul unitar admisibil de încovoiere a materialului din care este confecționat cuțitul σ i = 20daN / mm 2 b – lățimea secțiunii cuțitului. b=18mm h – înălțimea secțiunii cuțitului. h=18mm L – lungimea în consolă a cuțitului. L=100mm Fz =
18 ×182 ×20 = 194.4 daN 6 ×100
Forța Fz se poate calcula și pe baza relației următoare: Fz = C4 ×t x1 ×S y1 ×HB n1 [daN] Unde: C4 - coeficient ales în funcție de materialul prelucrat. C4 = 27.9 t – adâncimea de așchiere. t = 0.875mm S – avansul de așchiere. S = 0.8rot / min x1 , y1 - exponenții adâncimii și avansului de așchiere. x1 = 1. y1 = 0.75 HB – duritatea Brinell a materialului de prelucrat. HB=255 n1 - exponentul durității materialului de prelucrat. n1 = 0.35 Din cele două formule ale lui Fz reiese:
S=
y1
h 18 b ×h × ×σ i 18 ×18 × ×20 0.75 2 2 = = 1.19mm / rot 6 ×C4 ×HB n1 ×t x1 6 ×27.9 ×2550.35 ×0.8751
Deci avansul se verifică.
Viteza de așchiere se determină cu relația: vp =
Cv n
HB T ×t ×S × ÷ 200 xv
×k1 ×k2 ×k3 ×k4 ×k5 ×k6 ×k7 ×k8 ×k9
yv
49
Unde: Cv - coeficient al dependeței de caracterisitici ale materialului. Cv = 285 xv , yv , n - coeficienții adâncimii de așchiere, avansului și durității. xv = 0.18; y v = 0.45; n = 1.5 k1...k9 coeficienți ce depind de diferiți factori: k1 - influența secțiunii transversale a cuțitului ξ
q k1 = ÷ 20 ×30
Unde ξ - coeficient ce ține seama de materialul prelucrat. ξ = 0.08 q – suprafața secțiunii transversale 0.08
18 ×18 k1 = ÷ 20 ×30
= 0.95
k2 - influența unghiului de atac principal ρ
45 k2 = ÷ χ
ρ = 0.3 χ = 70° 0.3
45 k2 = ÷ = 0.876 70
k3 - ține seama de influența unghiului tăișului secundar 0.09
a k3 = ÷ χS a = 15 χ = 20
0.09
15 k3 = ÷ 20
= 0.97 50
k4 - ține seama de influența razei de racordare a vârfului cuțitului µ
σ k4 = ÷ = 0.87 2
µ = 0.1 pentru strunjire de degroșare a oțelului k5 - ține seama de influența materialului din care este confecționată partea așchietoare a sculei k5 = 0.85 k6 - ține seama de tipul materialului prelucrat k6 = 1 k7 - ține seama de modul de obținere a semifabricatului k7 = 1 k8 - ține seama de stratul superficial al semifabricatului k8 = 1 k9 - ține seama de forma suprafeței de degajare. Pentru suprafața plană: k9 = 1 Astfel:
vp =
285 n
255 450.125 ×0.8750.18 ×0.80.45 × ÷ 200 v p = 91.37 m / min
×0.95 ×0.876 ×0.97 ×0.87 ×0.85 ×1 ×1×1 ×1
Atunci turația va fi: np =
1000 91.37 × = 267 rot / min π 109 Se alege n p = 250rot / min , iar viteza de așchiere recalculată va fi: 51
vp =
250 ×π ×109 = 85.61m / min 1000
4.1.3 Regimul optim de așchiere la frezarea danturii
Pentru mașina unealtă considerată FD250 puterea motorului este Pe = 5.5kW deci se încadrează în categoria III pentru modulul de roți dințate, m=3…10 Se alege un avans al piesei de S=2,2mm/cursa Viteza de așchiere va fi: vp =
312 [m / min] T ×S 0.5 0.33
Unde: S – avansul de așchiere; T – durabilitatea sculei așchietoare. T=360min Atunci: vp =
312 = 30.15m / min 360 ×2.20.5 0.33
Iar turația sculei va fi: np =
1000 30.15 × = 95.97 rot / min π 100
Se alege n p = 100rot / min , iar viteza de așchiere recalculată va fi: vp =
100 ×π ×100 = 31.42m / min 1000
4.1.4 Regimul optim de rectificare
52
Diametrul discului abraziv se alege în funcție de diametrul găurii Dg = 22mm Dda = 0.9 ×Dg = 0.9 ×22 = 20mm
Lățimea discului abraziv se alege în funcție de lungimea găurii ce trebuie rectificată Lg = 21mm Lda = 14mm
Avansul discului abraziv se determină cu relația următoare, în care β = 0.5 : Sl = β ×B = 0.5 ×14 = 7 mm
Viteza periferică a pietrei este: vp =
Cv ×Dgρ T m ×t x ×β y
[m / min]
Unde: Cv - coeficientrul vitezei care ține seama de natura materialului. Cv = 0.05 Dg - diametrul găurii ce trebuie rectificată. Dg = 22mm T – durabilitatea discului abraziv. Se alege economic T=2,5min t – avansul de pătrundere. t = 0.003mm / c.d .
Pentru oțel aliat, folosind disc abraziv din electrocordon mobil cu granulația de 50 se aleg următoarele valori: ρ = 0.5; m = 0.6; x = y = 0.9 Astfel rezultă: vp =
0.05 ×220.5 = 47.09[m / min] 2.50.6 ×0.0030.9 ×0.50.9
Atunci turația sculei va fi: 53
np =
1000 47.09 × = 749.46rot / min π 20
Se alege n p = 800rot / min iar viteza de prelucrare recalculată va fi: vp =
800 ×π ×20 = 50.26m / min 1000
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 așchiere. Se calculează normele de timp pentru o singură operație de același timp. Pentru celelalte operașii normele tehnice de timp se adoptă fără justificare, în limitele acceptabile. În acest context se vor calcula normele tehnice de timp în limitele acceptabile doar pentru operațiile pentru care s-au calculate regimurile de așchiere.
4.2.1 Calculul normei tehnice de timp de găurire
Se va analiza aceeași gaură ca mai devreme. Timpul de bază la găurire se calculează pe baza relației: tb =
L + l1 + l2 ×i n ×S
Unde: L – lungimea suprafeței prelucrate. L=21mm i – numărul de treceri. i=2 l2 = (0.5...4) se alege l2 = 3.5mm l1 – este dat de relația: D ×ctg ( χ ) + (0.5...3) 2 l1 = 13.04mm l1 =
54
tb =
21 + 13.04 + 3.5 ×2 = 0.86 min 335 ×0.26 Timpul auxiliar pentru comanda mașinii este: tacm = 0.03min Timpul auxiliar pentru prinderea și desprinderea piesei se aproximează: tapd = 1min Timpul auxiliar pentru evacuarea așchiilor: taea = 0.06 min Timpul auxiliar specificației de lucru: tasf = 0.12 min Deci timpul efectiv de lucru va fi: tef = tb + tacm + tapd + taea + tasf tef = 0.86 + 0.03 + 1 + 0.06 + 0.12 tef = 2.07 min Timpul de descriere tehnică: tdt = 2% ×tb = 0.02 ×0.86 = 0.017 min Timpul de descriere organizatorică: tdo = 1% ×tef = 0.01 ×2.07 = 0.021min Timpul de odihnă și necesități fiziologice: tod = 3% ×tef = 0.03 ×2.07 = 0.062 min Deci timpul unitar va fi: tu = tef + tdt + tdo + tod tu = 2.07 + 0.017 + 0.021 + 0.062 tu = 2.17 min Timpul de pregătire de încheiere: t pi = 0.078 min Norma tehnică de timp va fi: 55
tn = tu + t pi = 2.17 + 0.078 = 2.25 min
4.2.2 Calculul normei tehnice de timp de strunjire
Timpul de bază la strunjire este: L+ tb =
t + (0.5...1) tgγ [min] S ×n
Unde: L – lungimea suprafeței prelucrate pentru strunjirea suprafeței S9. d 22 L = 2 ×π × = 2 ×π × = 69.11mm 2 2 t – adâncimea de așchiere. t = 0.875mm
γ = 70° S – avansul. S = 0.8mm / rot n – turația. n = 250rot / min Astfel: 0.875 +1 tg 70 = 0.35[min] 0.8 ×250
69.11 + tb =
Timpul auxiliar pentru prinderea piesei în universal: tau = 0.5 min Timpul auxiliar pentru controlul cu șublerul: tas = 1min Timpul efectiv este: tef = tb + tau + tas = 0.35 + 0.5 + 1 tef = 1.85 min Timpul de descriere tehnică: tdt = 1% ×tb = 0.01 ×0.35 = 0.0035 min 56
Timpul de odihnă și necesități fiziologice: tod = 3% ×tef = 0.03 ×1.85 = 0.0185 min Timpul unitar este: tu = tef + tdt + tod = 1.85 + 0.0035 + 0.0185 = 1.875 min Timpul de pregătire de încheiere: t pi = 0.28 min Norma tehnică de timp: tn = tu + t pi = 1.875 + 0.28 = 2.155 min
4.2.3 Calculul normei tehnice de timp la frezarea danturii
Calculul timpului de bază se face cu formula: tb =
( L + L1 ) ×z S ×n f ×k
Unde: L – lungimea dintelui. L=30mm L1 - lungimea de pătrundere și ieșire a sculei. L1 = 40mm z – numărul de dinți. z=36 S – avansul sculei. S=2.2mm/rot n f = 100rot / min k=1 Astfel tb =
(30 + 40) ×36 = 11.45 min 2.2 ×100 ×1
Timpul auxiliar pentru prinderea și desprinderea piesei se adoptă ținând cont de faptul că la o prindere se folosesc două piese: tapd = 2 min Timpul auxiliar pentru comanda mașinii: 57
tacm = 2 ×0.04 = 0.08 min Timpul efectiv: tef = tb + tapd + tacm = 11.45 + 2 + 0.08 tef = 13.53min Timpul de descriere tehnică: tdt = 2.5% ×tb = 0.025 ×11.45 = 0.286 min Timpul de descriere organizatorică: tdo = 1% ×tef = 0.01 ×13.53 = 0.1353min Timpul de odihnă și necesități fiziologice: tod = 3% ×tef = 0.03 ×13.53 = 0.4059 min Timpul unitar va fi: tu = tef + tdt + tdo + tod = 13.63 + 0.286 + 0.1353 + 0.4059 tu = 14.457 min Timpul de pregătire de încheiere: t pi = 0.707 min Norma tehnică: tn = tu + t pi = 14.457 + 0.707 = 15.164 min
4.2.4 Calculul normei tehnice de timp la rectificare
Calculul timpului de bază se face cu relația: tb =
Ac ×k [min] t ×n p
Unde: Ac = 0.39mm k = 1.25 t = 0.003mm / rot
n p = 800rot / min 58
Astfel rezultă:
tb =
0.39 ×1.25 = 0.2[min] 0.003 ×800
Timpul auxiliar pentru prinderea și desprinderea piesei: tapd = 0.63min
Timpul auxiliar pentru comanda mașinii: tacm = 0.18 min
Timpul auxiliar pentru control cu șublerul: tas = 0.29 min
Timpul efectiv: tef = tb + tapd + tacm + tas = 0.2 + 0.63 + 0.18 + 0.29 = 1.3min
Timpul de descriere tehnică: tdt = 2.5% ×tb = 0.025 ×0.2 = 0.005 min
Timpul de descriere organizatorică: tdo = 2% ×tef = 0.02 ×1.3 = 0.026 min
Timpul de odihnă și necesități fiziologice: tod = 3% ×tef = 0.03 ×1.3 = 0.039 min
59
Timpul unitar va fi: tu = tef + tdt + tdo + tod = 1.3 + 0.005 + 0.026 + 0.039 = 1.37 min
Timpul de pregătire încheiere: t pi = 0.617 min
Norma tehnică pe fază va fi: tn = tu + t pi = 1.37 + 0.617 = 1.987 min
Toate datele calculate mai sus se centralizează în tabelul 4.1. Tabel 4.1 Variația diferitelor norme de timp Denumirea operației
tb [min]
tu [min]
tn [min]
Găurire
0,86
2,17
2,25
Strunjire de finisare
0,35
1,88
2,16
Frezarea danturii
11,45
14,46
15,16
Raionare
2,55
3,37
3,65
Șeveruire
3,2
4,12
4,43
Spălare
0,2
1,3
1,55
Tratament termic
0,77
0,803
0,806
Rectificare interioară
0,2
1,37
1,987
*Ceilalți timpi au fost aleși conform unor operații efectuate la roți dințate similare în cadrul altor proiecte analizate în prealabil
60
5. Stabilirea necesarului de forță de muncă, de utilaje, de scule și de materiale
5.1 Determinarea volumului anual de lucrări
În cadrul acestui subcapitol se va determina volumul anual de lucrări pentru fiecare operație în parte, dintre cele menționate în tabelul 4.1. V=
tn ×N pp 60
[ore]
Unde: tn - norma de timp de operație; N pp - planul de producție de piese de același tip. N pp = 351750 piese / an
Volumul anual de lucrări pentru fiecare operație în parte s-a calculat și trecut în tabelul 5.1 Tabelul 5.1 Volumul de muncă pentru principalele operații Denumirea operației
tn [min]
V [ore]
Găurire
2,25
13190
Strunjire de finisare
2,16
12663
Frezarea danturii
15,16
88876
Raionare
3,65
21398
Șeveruire
4,43
25971
Spălare
1,55
9087
Tratament termic
0,806
4725
Rectificare
1,987
11649
5.2 Calculul necesarului de forță de muncă și utilaje
5.2.1 Fondul de timp anual al muncitorului Fm = ( Z c − Z d − Z s − Z sl − Z co ) ×t s ×k1 61
Unde: Z c - numărul zilelor calendaristice dintr-un an; Z c = 365 zile / an ; Z d - numărul zilelor de duminică dintr-un an; Z d = 52 zile / an; Z s - numărul zilelor de sâmbătă dintr-un an; Z s = 52 zile / an; Z sl - numărul zilelor de sărbători legale; Z sl = 6 zile / an ; Z co - numărul de zile de concediu dintr-un an; Z co = 20 zile / an; t s - durata unui schimb; t s = 8ore / schimb ; k1 - coeficient care ține seama de pierderile de timp de lucru datorită reparațiilor executate în timpul normal de lucru al schimbului respectiv. Pentru ns = 2 avem k p = 0.96 Astfel se calculează: Fm = (365 − 52 − 52 − 6 − 20) ×8 ×0.96 = 1805ore / an
5.2.2 Fondul de timp anual al utilajului Fu = ( Z c − Z d − Z s − Z sl − Z rp ) ×t s ×ns ×k 2 Unde: Z c - numărul zilelor calendaristice dintr-un an; Z c = 365 zile / an ; Z d - numărul zilelor de duminică dintr-un an; Z d = 52 zile / an; Z s - numărul zilelor de sâmbătă dintr-un an; Z s = 52 zile / an; Z sl - numărul zilelor de sărbători legale; Z sl = 6 zile / an ; Z rp - numărul de zile pentru reparații Se alege Z rp =
6% ×Fr 0.06 ×3917 = = 15 zile 16 16
t s - durata unui schimb; t s = 8ore / schimb ; ns = 2 ; k2 - coeficient cu valori în intervalul (0,8...0,9). Se alege k2 = 0.85
Astfel se calculează: 62
Fu = (365 − 52 − 52 − 6 − 15) ×8 ×2 ×0.85 = 3264ore / an
5.2.3 Calculul necesarului de forță de muncă la fiecare utilaj nmi =
Vi Fm
Unde: nmi - numărul de muncitori pentru operația ”i”; Vi - volumul de lucrări pentru operația ”i”; Fm - fondul de timp anual al muncitorului, calculate mai sus.
Rezultatele sunt trecute în tabelul 5.2
Tabelul 5.2 Calculul necesarului de forță de muncă la fiecare utilaj Nr. Crt.
Denumirea operației
Norma de timp
Volumul de lucrări
Fondul de timp
1
Găurire
2,25
13190
2
Strunjire de finisare
2,16
3
Frezarea danturii
15,16
nmi Calculat
Ales
1805
7,31
8
12663
1805
7,02
7
88876
1805
49,24
50
63
4
Raionare
3,65
21398
1805
11,85
12
5
Șeveruire
4,43
25971
1805
14,39
15
6
Spălare
1,55
9087
1805
5,03
5
7
Tratament termic
0,806
4725
1805
2,62
3
8
Rectificare
1,987
11649
1805
6,45
7
5.2.4 Calculul necesarului de forță de utilaje ui =
Vi Fu
Unde: ui - numărul de utilaje; Vi - volumul de lucrări la operația ”i”; Fu - fondul de timp anual al utilajului, calculat mai sus. Tabelul 5.3 Calculul necesarului de utilaje Nr. Crt.
Denumirea operației
Norma de timp
Volumul de lucrări
Fondul de timp
1
Găurire
2,25
13190
2
Strunjire de finisare
2,16
3
Frezarea danturii
4
ui Calculat
Ales
3264
4,04
4
12663
3264
3,88
4
15,16
88876
3264
27,23
28
Raionare
3,65
21398
3264
6,56
7
5
Șeveruire
4,43
25971
3264
7,96
8
6
Spălare
1,55
9087
3264
2,78
3
7
Tratament termic
0,806
4725
3264
1,45
2
8
Rectificare
1,987
11649
3264
3,57
4
5.3 Calculul necesarului de SDV-uri
Norma anuală de consum de scule se calculează în funcție de timpul total de utilizare a sculei și durabilitatea totală a sculei. Timpul total este dat de formula: Te = tb ×N pp Consumul de scule este: 64
N cs =
tb ×k y ×N pp (r + 1) ×T
Unde: r – grosimea stratului ce poate fi îndepărtat la toate ascuțirile; r =
M h
M = (1…20mm); h ≅ 0.5mm; k y - coeficient care ține seama de distrugerile accidentale ale sculei. Se alege k y = 1.1
Rezultatele sunt trecute în tabelul 5.4 Tabelul 5.4 Calculul necesarului de scule Denumirea sculei
M
Cuțit
1,5
0,5
3
45
2,16
Cuțit profilat
1
0,5
2
45
Burghiu
1,2
0,5
2,4
Freză melc
0,8
0,4
Piatră abrazivă
20
0,5
h
r
T
tb
N cs
ky
Calculat
Adoptat
1,1
4643,1
4643
2,16
1,1
6190,8
61091
40
2,25
1,1
6401,33
6401
1,6
360
15,16
1,1
6304,07
6304
40
25
1,987
1,1
750,06
750
65
5.4 Calculul necesarului de material
Materialul din care este fabricată roata dințată este un oțel aliat (18MoCrNi13) cu densitatea
ρotel = 7.85 g / cm3 Pentru calculul volumului s-a folosit funcția Inquiry Area din Autocad. Astfel s-a obținut: Vsf = 1094.065cm3 Masa unei bucăți de semifabricat va fi: msf = 1094.065 ×7.85 = 8588.4 g La aceasta se adaugă un procent de 3% pentru fiecare bucată, adaos reprezentat de masa de material inclus în rețeaua de turnare. Atunci: mrt = 0.03 ×8588.4 = 257.6 g Pentru un plan de producție anual de N pp = 351750 piese / an necesarul de material va fi: m = (8.5884 + 0.2576) ×351750 m ; 3111581kg
66
6. Calculul costurilor de fabricație
6.1 Structura generală a costului de fabricație C p = B + A ×N pp [lei / an]
Unde: A – termen ce reprezintă cheltuielile directe; B – termen ce reprezintă cheltuielile indirect.
6.2 Cheltuielile directe 67
6.2.1 Costul materialului
Cmat = ksf ×msf − kdr ×mdr [lei / piesa ]
Unde: k sf - costul unitar al semifabricatului; msf - masa semifabricatului; kdr - costul desenului recuperabil; mdr - masa desenului recuperabil.
În conformitate cu site-urile producătorilor de specialitate se consider prețul unui kg de oțel aliat de 20lei iar costul unui kg de deșeu recuperabil de 3,3 lei. Astfel: Cmat = 20 ×8.59 − 3.3 ×0.26 Cmat = 170.94lei / piesa
6.2.2 Costul manoperei Cman =
∑ r ×t i
60
ni
C ×1 + as ÷[lei / piesa] 100
Unde: ri - remunerația orară a muncitorului la operația ”i”; tni - timpul normat la operația ”i”; Cas ≅ (30...35)% În tabelul 6.1 s-a trecut costul manoperei pentru fiecare operație efectuată:
68
Tabelul 6.1 Costul manoperei Nr. Crt .
Denumirea operației
1
Control defectoscopic nedistructiv
2
ri
tni
[lei/oră]
[min]
CTC-ist 4-II
16
4
1,07
Tratament termic de revenire
Tratamentist 2-II
13,75
0,8
0,18
3
Frezarea bazelor tehnologice principale
Frezor 4-I
15,25
4
1,02
4
Găurire
Lăcătuș 3-II
14
2,17
0,51
5
Strunjire interioară
Strungar 5-II
16,3
1,88
0,51
6
Strunjire față și șanfrenat
Strungar 5-II
16,3
2
0,54
7
Strunjire interioară
Strungar 5-II
16,3
1,5
0,41
8
Strunjire interioară
Strungar 5-II
16,3
1
0,27
9
Strunjire
Strungar 5-II
16,3
1,5
0,41
10
Strunjire față și șanfrenat
Strungar 5-II
16,3
2
0,54
11
Strunjire interioară
Strungar 5-II
16,3
1
0,27
12
Frezarea și teșirea danturii
Frezor 4-I
15,25
14,46
3,68
13
Raionare
Muncitor 5-I
11,75
3,37
0,66
14
Șeveruire
Strungar 5-II
16,3
4,12
1,12
15
Spălare
Spălător 2-II
11,75
1,3
0,25
16
Tratament termic
Tratamentist
13,75
0,8
0,18
Calificare muncitor
69
Cost manoperă
2-II 17
Îndreptare lovituri
Lăcătuș
14
0,2
0,05
18
Control final
CTC-ist 4-II
16
8,5
2,27
TOTAL
-
-
-
13,97
Totalul cheltuielilor directe va fi: A = 170.94 + 13.97 = 184.91lei / piesa
6.3. Cheltuielile indirecte
6.3.1. Cheltuieli cu întreținerea și funcționarea utilajelor n i Cifu = ∑ i =1 Ai ×1 + r ÷×Cui ×tni 100
Unde: Ai - cota de amortizare a utilajului sau a mașinii unelte; ir - cota de întreținere și reparații. ir = (30...40) Cui - costul utilajului; tni - timpul normat de lucru al utilajului
Tabelul 6.2 Cheltuielile de amortizare Costul utilajului
Norma de timp
[lei]
[min]
Mașină de găurit G-40
31500
2,25
0,04
Strunjire de degroșare
Strung SNB400
92600
2,16
0,114
Frezarea danturii
Mașină de frezat FD250
304800
15,16
2,637
Șeveruire
Mașină de șeveruit
280300
4,43
0,709
Denumirea operației
Utilaj
Găurire
70
Ai
Spălare
Instalație de spălare
12000
1,55
0,011
Tratament termic
Cuptor
175200
0,806
0,081
Deci Cifu = 3.592lei / piesa
6.3.2. Cheltuieli generale ale secției
Regia de secție, Rs , reprezintă cheltuielile privind salariul personalului de conducere și de altă natură din cadrul secției, amortizarea clădirilor și mijloacele fixe aferente secției, cheltuieli administrative – gospodărești la nivel de secție, cheltuieli pentru protecția muncii și cheltuieli de cercetare, invenții și inovații. Se calculează ca procent 180% din cheltuielile de manoperă. Astfel rezultă: Rs = 1.8 ×Cman = 1.8 ×13.97 = 25.15lei / piesa
Totalul cheltuielilor indirecte va fi: B = 3.592 + 25.15 = 28.74lei / piesa
6.4 Calculul costului piesei și al prețului piesei
Totalul cheltuielilor este: C p = B + A ×N pp [lei / an] C p = 28.74 + 184.91×351750 C p = 65042121lei / an
Costul de producție este: C pr =
Cp N pp
=
65042121 = 184.9lei / piesa 351750 71
Pretul de productie este: b Pp = 1 + ÷×C pr 100 Unde: b = (6...15) este cota de beneficiu. b = 10 10 Pp = 1 + ÷×184.9 = 203.39lei / piesa 100
72
7. Bibliografie
http://autoleonida.wikispaces.com/file/view/sistemul+de+distributie.pdf http://www.scribd.com/doc/54474030/proiect-FRA http://www.scritube.com/tehnica-mecanica/Materiale-si-tehnologii-de-exe21498.php http://www.scribd.com/doc/55465055/Mecanismul-de-Distributie# http://www.bizport.ro/burghiu-pag3.html Grunwald, B – Teoria, construcția și calculul motoarelor pentru autovehicule rutiere, EDP București, 1990 Marincaș, D și Abăitancei, D. – Fabricarea și repararea autovehiculelor rutiere, EDP București, 1982 Amza, G ș.a. – Tehnologia materialelor și produselor – Proiectarea Proceselor Tehnologice Volumul IX, Editura Printech Îndrumar – Proiectul de fabricare a pieselor de autovehicule Notițe de curs
73
View more...
Comments