Proiect Tehnologii de presare la rece

Cuprins

Cap. I Memoriu tehnic 1. Consideraţii generale asupra prelucrărilor prin presarea la rece 2. Analiza materialului piesei

3-4

4-6

Cap. II Memoriu justificativ de calcul 1. Analiza desenului şi tehnologicităţii piesei

6-8

2. Stabilirea formei şi dimensiunilor semifabricatului

8-12

3. Analiza utilizării eficiente a semifabricatului. Calculul C.U.M.

13-18

4. a) Stabilirea succesiunilor prelucrărilor necesare pentru obţinerea piesei 18 b) Stabilirea numărului de operaţii intermediare şi a dimensiunilor intermediare (la piese ambutisate)

19-20

5. Stabilirea variantei optime de prelucrare. Justificare itinerariul tehnologic tabelar pentru varianta optimă

21-25

6. Calculul parametrilor energetici ai procesului combinat de presare F.L.P. 7. Stabilirea tipului, parametrilor geometrici şi energetici ai presei 8. Calculul centrului de presiune a ştanţei/matriţei

28

9. Calculul dimensiunilor elementelor active

29-30

10. Calculul de rezistenţă a elementelor active

30-32

11. Normarea tehnică a procesului tehnologic

33-40

12. Calculul preţului de livrare a unei piesei 40-41 13. Desenele de executie a elementelor active 42-44 14. Desenul de ansamblu al stantei 45 15. Desenul Piesei cu Tolerante 46 Bibliografie

42

1

28

25-27

Tema de proiect Să se proiecteze pentru piesa prezentată în desenul anexat:

a) - procesul tehnologic de prelucrare prin deformare plastică la rece; b) - o ştanţă (matriţă) combinată utilizată în acest proces;

Fig. 1. Material Al 99,5 – STAS 7607/1 – 80. Abateri limită clasa 2 STAS 11111 – 86

2

Serie de fabricaţie 500.000 piese/an. Cap. I Memoriu tehnic

1. Consideraţii generale asupra prelucrărilor prin presare la rece Toate corpurile solide au proprietatea de a se deforma sub acţiunea unor forte exterioare si a altor factori cum ar fi : - temperatura - acţiunea îndelungata a timpului,etc. Diferite materiale supuse deformării se comporta diferit in funcţie de mărimea forţelor care acţionează precum si de condiţiile in care are loc deformarea. Deformaţia unui corp solid se compune de obicei din doua tipuri de deformaţii:una de tip plastic si o deformaţie de tip elastic. Definiţia presării la rece: Presa rea la rece este o metoda tehnologica de prelucrare mecanica prin care,in scopul obţinerii de semifabricate sau de piese finite,se realizează deformarea plastica(permanenta)a materialului cu sau fara separarea acestuia,fara producere de aşchii,la temperaturi inferioare celei de recristalizare De regula presarea la rece se face la temperatura mediului ambiant. Presarea la rece este o metoda moderna cu un grad ridicat de productivitate,frecvent aplicata in construcţia de maşini. Utilajele folosite sunt prese de diferite forme,caracteristici tehnice si dimensiuni dar si anumite maşini-unelte automate sau speciale. Clasificarea proceselor tehnologice Procesele tehnologice de presare se împart in doua categorii: - Procedee de stanţare - Procedee de matriţare Procedeele de stanţare realizează taiere si separare de material. Procedeele de matriţare realizează fie deformare plastica propriu-zisa fie taiere si deformarea plastica. Stanţele si matriţele se montează si sunt acţionate de diferite tipuri de prese sau de maşini speciale. Avantaje si dezavantaje ale prelucrărilor prin presare la rece Prelucrarea prin presare la rece este o metoda des întâlnita in construcţia de maşini si utilaje tehnologice,in construcţia de maşini,in construcţia de aeronave,in construcţia de aparate casnice si electrocasnice,in industria de armament,in mecanica fina.

3

Se poate constata ca aproape toate societăţile comerciale de profil mecanic au in cadrul lor o secţie sau un sector de prelucrare prin presare,proiectând si punând in aplicare diferite tehnologii de presare. Avantaje:- Procedeele de presare la rece oferă următoarele avantaje 1. Se obţin piese cu adaosuri mici de prelucrare sau chiar fara adaosuri de prelucrare. 2. Se realizează o economie de material si de manopera importanta in comparaţie cu procesele de aşchiere sau alte metode de prelucrare. 3. Se pot obţine piese intr-o gama larga de forme si dimensiuni:monede,uşi de garaj,şaibe,roti dinţate,filtre,cleme,elemente de caroserii auto,etc. 4. Se obţin piese cu o configuraţie complexa,care nu se pot realiza prin alte metode,sau se pot realiza dar foarte greu. 5. Precizie ridicata a pieselor executate. 6. Productivitatea prelucrării este foarte ridicata,se folosesc prese lente,rapide sau ultrarapide. Presele lente realizează pana la 200 de curse duble pe minut;presele rapide au o viteza cuprinsa intre 200 si 600 curse duble pe minut iar presele ultrarapide depăşesc 600 curse duble pe minut. 7. Utilajele de presare au caracter universal si,având stanţe si matriţe adecvate,acoperă o gama larga de piese diferite dimensiuni. 8. Muncitorii care servesc utilajele pot avea calificare redusa. 9. Posibilitatea de mecanizare,robotizare,automatizare a proceselor. Dezavantaje:- Singurul dezavantaj al prelucrărilor prin presare este acela ca stanţele si matriţele utilizate sunt deosebit de complexe. Acest lucru are doua aspecte: - cost ridicat al proiectării stanţei sau matriţei - cost ridicat al execuţiei stanţei si matriţei, rezulta astfel ca stanţele si matriţele au preţ ridicat si exista posibilitati ridicate de aplicare a acestor procedee la serie mica. Un procedeu de presare presupune fabricarea unui număr mare de piese astfel incat investiţia iniţiala repartizata pe numărul de piese sa duca la un preţ acceptabil pe unitate de produs. Presarea la rece este specifica producţiei de serie mare si masa.

2. Analiza materialului piesei Materialul piesei este Al 99,5 STAS 7607/1 – 80. Principalele domenii de utilizare: piese obţinute prin ambutisare la rece, cu grad mediu de deformare, în industria de autovehicule, maşini agricole, articole de menaj. Clasificare: -

după caracteristicile de ambutisare sunt table şi benzi pentru ambutisare foarte adâncă;

-

după aspectul suprafeţei sunt table şi benzi cu suprafaţă fără zgârieturi şi pori.

4

Notarea mărcilor de aluminiu primar se face prin simbolul Al urmat de cifre care reprezintă conţinutul minim de aluminiu, în procente.

Compoziţia chimică a mărcilor de aluminiu primar, conform tab. 1. Marca

Tab.1.

Impurităţi % max

Al % min

Fe

Si

Cu

Zn

Ti

Alte

Total

impurităţi

impurităţi

0,03

0,50

B. Aluminiul tehnic Al 99,5

99,5

0,40

0,30

0,02

0,07

0,03

Culorile de marcare prin vopsire, conform tab. 2. Tab. 2. Marca

Culorile de marcare

Al 99,5

O dungă roşie

Caracteristicele mecanice ale materialului utilizat sunt: -

are o comportare mai bună la presare faţă de oţeluri deoarece au o rezistenţă la deformare mai mică şi o deformabilitate mai mare.

-

aliajele de aluminiu vor avea un conţinut de elemente gen Fe, Si, Sn, Zn, Cu, Pb, etc în cantităţi reduse, deoarece modifică radical comportarea la deformare Caracteristici mecanice ale materialului conform tab. 3.

Tab. 3. Tipul mat. Al %

Starea mat.

Rez. la rupere

Limita

r

elastică

Alungirea



daN / mm 

daN / mm 

2

2

5

l

%

Duritatea Brinel HB

Recopt 99,5

8

4

42

20

11

10

14

29

18

15

5

47

ecruisat 1-2 dur ecruisat dur

Cap. II. Memoriu justificativ de calcul

1. Analiza desenului şi tehnologicităţii piesei Analiza formei piesei se face pentru a defini posibilitatea execuţiei, a raportului de uzinat, prin prelucrări de presare la rece. Posibilitatea execuţiei se defineşte pe baza: -

corelării proprietăţilor tehnologice ale materialului cu deformaţiile ce survin la prelucrări;

-

încadrarea cerinţelor constructive ale reperului în condiţiile privind formele şi preciziile realizabile prin presare la rece;

Piesa suportă următoarele operaţii: -

decupare;

-

ambutisare;

-

perforare. Tehnologicitatea piesei reprezintă îmbinarea elementelor tehnice şi economice pentru ca

piesa să respecte condiţiile constructive şi funcţionale prescrise. În concluzie, piesa trebuie să îndeplinească următoarele condiţii: -

să fie asigurată cea mai economică fabricare a piesei;

-

respectarea condiţiilor tehnice şi funcţionale. Printre criteriile de bază ale tehnologicităţii se pot enumera:

-

asigurarea unui consum minim de material;

-

realizarea piesei printr-un număr minim de operaţii;

-

proiectarea formei şi a parametrilor geometrici ai piesei, în aşa fel încât aceasta

să fie realizată cu uşurinţă prin ştanţare paralel cu respectarea condiţiilor de precizie necesare.

6

Pentru ambutisarea ce urmează a fi obţinută în acest caz este necesar să se respecte următoarele condiţii: 

razele de racordare au o influenţă deosebită asupra tehnologicităţii de ambutisare şi ele

trebuie să fie mai mici decât razele minime de îndoire pentru materialul şi grosimea din care se execută piesa ambutisată: - verificarea condiţiei pentru raza R  3 mm  Condiţia pe care trebuie să o verifice este următoarea:

9, pag.200 

R  3g

R=raza de racordarea peretelui piesei .

R  3 mm 

g – grosimea semifabricatului g  0,5 mm 

R  1,5 mm  r≥1.5g , unde r = raza de racordare a peretelui lateral cu arcul. g= grosimea tablei. 3≥0.75 Condiţia este satisfăcută. Pentru perforarea ce urmeaza a fi facuta este necesar sa respecte urmatoarele conditii: d≥0.7g

[9,pag75,tab3.2]

unde d=uametrul gaurii circulare g=grosimea 6≥0.35 coditie indepinita

7

d≥0.7g 20≥0.35 conditie indeplinita

=39mm =3mm

≤

+2

=20mm conditie indeplinita ≥

+2(g+ )+d

=80mm ,

=39mm , =0.5mm ,

=3mm ,

mm

conditie indeplinita 

piesele cilindrice se recomandă a fi executate cu o uşoară conicitate pentru a putea fi

scoasă de pe elementele active. Conicitatea trebuie să fie de cel puţin 0,02...0,05

mm 

pe

înălţimea piesei. 

2. Stabilirea formei şi dimensiunilor semifabricatului Dimensiunile semifabricatului plan se determină pe baza egalării ariei suprafeţei acestuia cu a piesei finite, la care se adaugă şi adaosul pentru tăierea marginilor dacă este necesar. La piesele de revoluţie, semifabricatul este de formă cilindrică, un disc plan cu diametrul

Du . Metoda egalării ariilor: 1. Calculul ariei semifabricatului: Aria semifabricatului se determină cu relaţia:

A

D 2 4

mm  ;

unde: D – diametrul semifabricatului;

8

Fig. 2.

Calculul ariei piesei finite: Aria piesei finite se determină ca suma ariilor suprafeţelor piesei: A  A1  A2  A3  A4  A5  A6  A7

mm 

unde : a) A1  cerc, şi se calculează cu relaţia:

A1  A1 

d 2 4

  33 2 4

d   40  2R  2 g  33

, unde:

 854 .298

b) A2  sfert de inel sferic convex

9

A2 



2  d  r  8r  4 2

2, pag.119 , tab.6.7

d=33;

r=3.5;

A2 

3,14  2    33  3.5  8  3.52   646.938 4

c) A3  cilindru A3    d  h , unde: h  40  2r  g  33.5 A3    40  33 .5  4209 .734

d) A4  sfert de inel sferic concav

A4 



2  d 4

1

 r  8r 2  , unde: d1   40  2r  46

10

2, pag.119 , tab.6.7

A4 

3,14  2    46  3.5  8  3.52   717.169 4

e) A5  inel plan

A5 

 4





 d 22  d12 , unde: d 2  100  2 R  g  93

2, pag.119 , tab.6.7

d1   40  2 R  46

A5 

f)

 4

 932  462   5131

A6  sfert de inel sferic convex

A6  A6 



2  d  r  8r , 4

 4

2

unde: d  100  2r  2 g  93

2    93  3.5  9  3.5   1683.247 2

g) A7  cilindru

11

2, pag.119 , tab.6.7

A7    d  h , unde: h  40  r  g  36,5 A7    100  36,5  11466 .813

Ca urmare aria piesei finite va fi:

A  854.298  646.938  4209.734  717.169  5131  1683.247  11466.813  24710.2 mm 2 La ambutisarea din banda intacta, diametrul zonei utile a semifabricatului (Du) se precizeaza cu relatia : Du 1.2√ [2,pag. 161, tab.6.36 ] F-aria piesei de executat α-coeficentul de subtiere a peretilor, care se ia de :α=0.96...0.98 pentru ambutisarea pe mai multe randuri. Diametrul efectiv al semifabricatului (Ds) tine cont si de adaos pentru tundere (b), precizat in tabelul [2,pag. 161, tab.6.46 ] b=2mm Du 1.2√ Du 182 Ds=Du+b Ds=184mm

12

3. Analiza utilizării eficiente a semifabricatului. Calculul C.U.M. Semifabricatul individual aferent realizării unei piese se obţine din produse laminate sub formă de foi de tablă, benzi sau profile. Prin croire se înţelege dispunerea judicioasă pe suprafaţa semifabricatului a desfăşuratei piesei. Croirea se asigură urmărindu-se realizarea unui coeficient de utilizare maxim pentru

2, pag.14 

material. (consum specific minim) Coeficientul de utilizare a materialului se calculează cu relaţia:



NA BL

2, pag.14, rel.3.1 ;

unde: - N – numărul de piese ce rezultă din semifabricat cu dimensiunile B şi L - A – aria suprafeţei unei piese.

Croirea pe un singur rând cu împingere laterală de bandă

Fig. 3.

13

Din tabelele pentru grosime g  0,5 mm  -

puntiţa a  2.5 mm  ;

-

puntiţa laterală b  3.5

Obs.

mm  .

5, pag.99.tab.3.3 .

Pentru piese rotunde cu diametrul mai mare de 50mm (50

) si grosimea

materialului g≤1mm (0.5≤1mm) valoarea puntitei se mareste cu 1.5mm la puntita a ,iar la puntita b cu 2mm. a=2.5 b=3.5 Valorile puntitelor sunt date pentru avansul manual al benzilor; in cazul avansului automat cu valturi(role) valorile date se micsoreaza cu 20% iar la avansarea cu carlige se maresc cu 10-20 % Calculul lăţimii fâşiei de tablă se face în funcţie de dimensiunile piesei,schema de croire, mărimea admisibilă a puntiţelor, precizia lăţimii benzii, precum şi modul de conducere a benzii în ştanţă, de scheme de lucru şi construcţia ştanţei. Calculul lăţimii fâşiei de tablă La croirea pe un singur rând lăţimea fâşiei de tablă este: B  D  2b  Tl

5, pag.99 .tab.33 ;

unde: B – dimensiunea nominală a semifabricatului individual plan calculat; a,b – puntiţele, longitudinală a, respectiv laterală b; T l - toleranţa unilaterală în minus a benzii sau fâşiei.

Tăierea tablei în fâşii se face cu foarfece ghilotină de precizie normală pe foarfece ghilotină F.G. 30, toleranţa la lăţimea fâşiei este TB  0.75

mm  , 5 pag.88 .tab.32 ,

B=D+2b+T1

B  184  2  3.5  0.75  191.8  192 mm 

14

Alegerea dimensiunilor semifabricatului din STAS: Tablă 0,5 x1500x1500 STAS 428/2 – 80

Fig. 4. Pp=D+a =184+2.5=186.5mm 1500/186.5=8.04 8piese/fasie 1500/192=7.8 7 fasii 1500 mm   7 fâşii  8 piese/fâşie  n  7 x8  56 piese/tablă

C.U .M . 

An  100  

%

unde: A= 24710.2 n=56

15

  1500   1500 C.U .M . 

24710.2  56  100  61,5 % 1500  1500

Tablă 0,5x1000x2000

STAS 428/2 – 80

Fig. 5. 2000/186.5=10.7 1000/192=5.203 1000 mm   5 2000 mm   10 piese/fâşie  n  10x5  50 piese/tablă

C.U .M . 

24710.2  50  100  41.183 % 1000x 2000

16

Tablă 0,5 x1250x1500

STAS 428/2 – 80

Fig. 6. 1250/192=6.5 1500/186.5=8.04 1250 mm   6 fâşii 1500 mm   8 piese/fâşie  n  6  8  48 piese/tablă

C.U .M . 

24710.2  48  100  63.257 % . 1250  1500

Evaluare C.U.M.

17

Dacă C.U .M . 60 % , condiţia este satisfăcută. În varianta I si III C.U .M . 60 % , am ales varianta III deoarece procentul este mai mare.

4. a). Stabilirea succesiunii prelucrărilor necesare pentru obţinerea piesei Pentru obţinerea piesei în condiţiile date în desenul de execuţie, procesul tehnologic proiectat trebuie să conţină toate prelucrările necesare, adică atât prelucrări de presare cât şi celelalte prelucrări pregătitoare, ajutătoare şi de finisare. 1). Inventarierea tuturor prelucrărilor necesare obţinerii piesei a) tăierea tablei în fâşii; b) decuparea fâşiei în semifabricat circular; c) tunderea marginilor; d) perforarea orificiilor; e) ambutisarea semifabricatului; f) control tehnic de calitate. 2). Ordonarea prelucrărilor în ordinea lor tehnic firească a) tăierea tablei în fâşii; b) decuparea fâşiei în semifabricat circular; c) ambutisarea semifabricatului; d) perforarea orificiilor: - o gaură  20 ; - 4 găuri  6 . e) tunderea marginilor semifabricatului; f) control tehnic de calitate. b). Stabilirea numărului de operaţii intermediare şi a dimensiunilor intermediare Piesă cilindrică în trepte

18

Fig.7. Procesul de ambutisare a unui semifabricat plan de diametru D în vederea obţinerii unei piese cilindrice cu diametrul d şi înălţimea h depinde pe lângă aceste dimensiuni şi de grosimea materialului, natura acestuia, procedeul de ambutisare, etc. În funcţie de acestea, ambutisarea se poate face într-una sau mai multe operaţii de deformare. Coeficientul de ambutisare se calculează cu relaţia: m

d ; unde m  0... 1 D0

d – diametrul piesei ambutisate;

Ds - diametrul semifabricatului plan. Dar, fiind cazul unei piese cilindrice în trepte ambutisarea este posibilă dintr-o singură operaţie dacă coeficientul convenţional de ambutisare m x este mai mare sau egal cu valoarea coeficientului de ambutisare a pieselor cilindrice fără flanşă pentru prima operaţie. Coeficientul convenţional de ambutisare se stabileşte cu relaţia:

19

mx 

k1 

d d1 d  k 2  2  ...  k n  n Ds Ds Ds ; k1  k 2  ...  k n 1  1

6, rel.6.46 . pag.257 

unde: - k 1 - raportul înălţimilor, k1 

h1 40  1 h2 40

- d 1 - diametrul tronsonului mare,

mm  ,

d1  100

- Ds - diametrul semifabricatului,

Ds  184

mm  ;

100 0.735 mx  184   0.367 11 2 1

Coeficientul de ambutisare pentru piesele cilindrice fără flanşă este:

ma1 

g  100  0,271 % , Ds

m x  m a1

0.367  0,271 Din cele menţionate rezultă că piesa se realizează dintr-o singură ambutisare. Piesă cilindrică în trepte  1 ambutisare

20

5. a). Stabilirea variantei optime de prelucrare Varianta I 1.Debitarea tablei în fâşii 2.Decupare – ambutisare – perforare 3. Decupare – ambutisare – perforare 4.Tunderea marginilor 5.C.T.C. Varianta II 1. Debitarea tablei în fâşii 2. Decupare 3. Ambutisare 4. Perforare 1-2 5. Tunderea marginilor 6. C.T.C. Varianta III 1. Debitarea tablei în fâşii 2. Decupare 3. Ambutisare 4. Perforare 1 5. Perforare 2 6. Tunderea marginilor 7. C.T.C. Am ales varianta III de prelucrare deoarece la o producţie de 500.000 piese/an, producţie de serie mijlocie, nu se justifică o comprimare a operaţiilor, lucru ce duce la proiectarea unei matriţe complicate cu un cost ridicat. Precizia pe care o necesită piesa ne permite descompunerea procesului tehnologic în mai multe operaţii mai simple.

21

b. Itinerariul tehnologic tabelar pentru varianta optimă Tab.4. Denumirea piesei

Piesă

Desenul piesei

ambutisată cilindrică în trepte Material

Denumire

Al 99,5

STAS

Al 7607/1 – 80

Grosime

0,5

Tipul tablei 0,5x1000x2000

Caracteristici  r  8 daN / mm 2 mecanice

STAS 428/2-80





 4

daN / mm  2

 l  42

%

HB  20 Nr.

Denumirea

oper.

operaţiei/faz-

Schiţa operaţiei

Masina Unealta

ei

22

S.D.V.

Tăierea

Foarfece

tablei în fâşii

Ghilotina

Subler

1.

Presa 2.

Decupare

Stanta de decupat simpla

3.

Ambutisare

Presa

Matrita de Ambutisare

23

4.

Perforare 1

Presa Stanta de perforat cu actiune simpla

5.

Perdorare 2

Presa

Stanta de perforat cu actiune simpla

6.

Tunderea

Presa

marginilor

Strung cu cuţit disc S.N. 400

24

7.

Şubler,

C.T.C.

comparator

6. Calculul parametrilor energetici ai procesului F.L.P. Forta totala la perforare Ft

Ft  F  Qi  3015 .92  263 .89  3279 .81 N unde : F – forta de perforare propriu-zisa Qi – forta de scoatere a piesei de pe poanson Forta de perforare propriu-zisa F    D  g   af  k    9  1  300  3015 .92 N

25

[3, pag xx]

D – diametrul perforat D=20 mm g – grosimea semifabricatului g=0.5 mm

 af – rezistenţa la rupere

 af = 80 N/mm2 k – coeficientul de majorare =1.2 Forta de scoatere a piesei de pe poanson F    D  g  q i   i    20  0.5  28  0.3  263 .89 N unde: q i  (0.6... 0.7) C  0.7  40  28 N / mm 2 - presiune radiala

 i  0.2... 0.35 - coeficientul de frecare al materialului placii active Calculul lucrul mecanic la perforare L La 

  Ftot  g 1000

J 

[2, pag.145]

 - coeficient dat în funcţie de grosimea g iar pt table sub 2 mm = 0.75... 0.55 Pt g=0.5 se alege

 =0,70

Ftot – forţa maximă la perforare Ftot = 3279.81 N

g– grosimea tablei h = 0.5 mm La 

0,70  3279.81  0.5 =1.14 [J] 1000

[3.pg. xx]

Calculul puterii la perforare Puterea utilă la perforare se determină cu relaţia:

26

Pu  unde:

Ln 60  103

KW  ,

3, pag.xx

L - lucrul mecanic la perforare; Ld  1.14 J 

n - numărul de curse duble efective;

n  5cd / min  evacuarea se face manual Pu 

1.14  5  0.0000956 KW  ; 60  10 3

Puterea necesară la perforare Pnec 

Pu



KW  ,

a

3, pag.xx

unde: Pu - puterea utilă,

 - randamentul presei;

  0,5...0,75  0.5 , a - coeficient ce ţine seama de regimul de lucru; a  1,1...1,4  1,4

Pnec 

0,0000956  1,4  0,000191 0,5

KW  .

7. Stabilirea tipului parametrilor geometrici şi energetici ai presei Se alege presa de acţionare: Presă hidraulică PYE  10 Cu următoarele caracteristici: Tab. 5.

27

Caracteristicele tehnice principale

Valori

Unitate de măsură

Forţa maximă de presare F

100

KN

Viteza maximă la:

- cursa de lucru

100

mm/s

- cursa în gol

400

mm/s

Distanţa între masă şi culisou H

500

mm

Cursa reglabilă C până la:

400

mm

Dimensiunile mesei A1 xB1

400x400

mm

Dimensiunile culisoului KxS

200x200

mm

Distanţa dintre axa culisoului şi batiu R

250

mm

Orificiul din masa presei

140

mm

Orificiul din culisou d

-

mm

Puterea motorului

4

KW

8. Calculul centrului de presiune Deoarece stanța are un poanson, iar conturul prelucrat este simetric rezultă că centrul de presiune se găseşte pe axa de simetrie a poansonului. Pentru ca ştanţa să funcţioneze în bune condiţii este necesar ca centrul de presiune al acesteia să coincidă cu axa cepului de fixare. În caz contrar jocurile nu vor mai fi uniforme şi va rezulta o uzură accentuată, urmată de eventuale daune ale presei.

9.Calculul dimensiunilor elementelor active la perforare Abaterile la perforarea piesei in clasa de precizie 2 sunt conform STAS 11111/86 :

d   20 00..44  T  0.8mm

28

unde : d – diametrul nominal al gaurii T – toleranta piesei Valorile tabelare ale jocurilor diametrale pentru ştanţe de tăiere sunt: Prin functionare elementele active ale stantei se uzeaza si in timp jocul se mareste. De aceea la proiectare se alege jocul minim ca fiind joc optim. Un joc optim asigura o calitate maxima a suprafetei prelucrate. j min  0.06  g  0.06  0.5  0.03mm j m ax  0.1  g  0.1  0.5  0.05 mm

[1,tab.4.6,pag.93]

j opt  j m in  0.03 mm

Pentru perforarea formulele de calcul sunt: Diametrul poansonului :

d p  d n   s  p  20  0.40.2  20.4 00.2 mm 0

0

unde: d n  20 - diametrul nominal al gaurii de perforat  p - valoarea absoluta a abateri placii active

 p  0.25  T  0.25  0.8  0.2mm

 s  0.4mm - abaterea superioara a diametrului gaurii de perforat

29

[1,rel.4.9, pag.95]

Diametrul plăcii active :

d pt  d p  jopt  20.4  0.03  20.43mm '

-cota orientativa a placii active

'

d p - fiind cota după ajustarea poansonului în funcție de placa activă pana la atingerea jocului optim

10.Calculul de rezistenţă al elementelor active Calculul de rezistenţă la compresiune a poansonului de perforare

c 

3, pag.xx

Fc   ac Am in

unde: Fc – forţa care acţionează asupra poansonului

Fc  3279 .81 N

Am in – aria secţiunii transversale minime Am in 

  d m in 2 4

d m in – diametrul minim al poansonului de perforare d min  19 mm

Amin 

  19 2 4

 283 .52 mm 2

 ac - efortul unitar admisibil de compresiune pentru OSC 10  ac  1200 N / mm 2

c 

3279.81  11.57 N/mm2   ac 283.52

30

Calculul de rezistenţă la strivire a poansonului de perforare Există placă de presiune  nu se calculează rezistenţa la strivire.

Verificarea rezistenţei la flambaj a poansonului de perforare

Verificarea la flambaj se face în special la poansoanlele cu diametru mic la care apare în mod frecvent pericolul pierderii stabilităţii statice la solicitare cu forţa de lucru. Verificarea la flambaj se face în funcţie de mărimea coeficientului de zvelteţe al poansonului care se calculează cu relaţia:



lf imin

[1 rel. 17.9] în care :

l f  25 mm - lungimea de flambaj im in - raza de inerţie minimă

imin 

I min Amin

Imin - momentul de inerţie minim

Am in - aria secţiunii transversale minime I m in  Am in 

I m in 



 d4 64



  d m in 2 4

  19 4 64

 6397 .11

 283 .52 mm 2

6397 .11  22 .56 mm 283 .52

25  12.5 ;   12.5  90  flambaj plastic deci verificarea nu este necesară. 2

31

Verificarea la încovoiere a PA de perforare

i 

1,5  F 2d (1  )   ai 2 3d 0 Ha

3, pag.xx

F – forţa care solicită placa activă F= 3279.81 N Ha – grosimea plăcii active Ha=7 mm

 ai - rezistenţa admisibilă de încovoiere  ai =300 N/mm2

[4, tab.17.11, pag.401]

d=20 mm – diametrul placii active d 0  24 mm – diametrul plăcii pe care se reazemă

i 

1,5  3279.81 2  20 (1  )  44.62 N/mm2   ai 2 3  24 7

Verificarea la forfecare a PA de perforare

f 

F 3279 .81   104 .41 N / mm 2   af Af 31 .41

unde:

 af  120  150N / mm2 - pt OL50 A f - aria forfecată

Af    H  d 0    0.5  20  31.41mm2

32

11.Normarea tehnică a procesului tehnologic Normarea tăierii pe ghilotină

N TG 

Tpi N

 Tu

[2, rel.3.9,pag.27]

Tpi – timpul de pregătire încheiere Tpi=4 min

[2, tab.3.16, pag.29]

N – numărul de fâşii N=6 fâşii Tu – timpul unitar Tu=0,17 min

N TG 

[2, tab.3.17, pag.29]

4  0,17  0,83 min/fasie 6

Cum fiecare fâşie are 8 semifabricate:

N TG 

0,83  0,10 min/buc 8

Norma de producţie pentru operaţia de tăiere pe ghilotină este:

N PG 

1  10 buc/min NTG Normarea operaţiei de decupare

N TD 

T pi N

 Tu

[2, pag.27]

Tpi – timpul de pregătire încheiere Tpi=Tpi1+Tpi2 Tpi1 – timpul de pregătire – încheiere la lucrul pe piese Tpi1=13 min

`

[2, tab.3.19, pag.30]

Tpi2 – timpul pentru înlocuirea stantei Tpi2=10 min

[2, tab.3.20, pag.30]

Tpi=13+10=23 min

33

N – mărimea lotului N=41666 piese/lună Tu – timpul unitar Tu=(tb+ta)k2

[2, pag.30]

tb – timpul de bază tb 

1 q ncd

[2, pag.30]

ncd – numărul de curse duble a presei ncd=5 cd/min q – coeficient ce ţine seama de cuplajul presei q=1,17

[2, tab.3.21, pag.31]

1 t b   1,17  0,234 min 5 ta 

t a1  nm  t a 2  t a 3  t a 4 (nm  1)  t a 5  t a 6  t a 7  t a 8 z s  nm

ta1 – timpul ajutător pentru pornirea presei ta1=0,018 min

[2, tab.3.23, pag.32]

ta2 – timpul ajutător pentru aducerea fâşiei la presă ta2=0,023x1,3=0,031 min

[2, tab.3.24, pag.32]

ta3 – timpul ajutător pentru aşezarea semifabricatului ta3=0,025x1,3=0,032 min

[2, tab.3.25, pag.33]

ta4 – timp ajutător pentru avansarea fâşiei ta4=0,015x1,3=0,019 min

[2, tab.3.26, pag53]

ta5 – timp ajutător pentru îndepărtarea deşeurilor ta5=0 ta6 – timp ajutător pentru extragerea piesei ta6=0,021 min

[2, tab.3.36, pag.34]

ta7 – timp ajutător pentru ungerea semifabricatului ta7=0,056 min

[2, tab.3.32, pag.35]

ta8 – timp ajutător pentru întoarcerea fâşiei ta8=0

34

zs – numărul de piese obţinute simultan pentru o fâşie la fiecare cursă dublă zs=1 piesă nm – numărul de curse duble ale presei pentru o fâşie nm=8 cd/fâşie 0,018  7  0,031  0,032  0,019  (8  1)  0  0,021  0,056 1 8 t a  0,05 min ta 

k2 – coeficient ce ţine seama de timpul de adaos k2=1,10

[2, tab.3.22, pag.31]

Tu=(0,234+0,05)1,10=0,31 min/buc

37  0,31  0,310 min/buc 41666

N tD A 

Norma de producţie pentru operaţia de decupare este:

N PD 

1  3,22 buc/min N TD Normarea operaţiei de ambutisare

N TA 

T pi N

 Tu

[2, pag.27]

Tpi=Tpi1+Tpi2 Tpi – timpul de pregătire încheiere Tpi1 – timpul de pregătire încheiere la lucrul pe piese Tpi1=13 min

[2, tab.3.19, pag.30]

Tpi2 – timpul pentru înlocuirea matriţei Tpi2=24 min

[2,tab.3.20, pag.30]

Tpi=13+24=37 min N – mărimea lotului N=41666 piese/lună Tu – timp unitar Tu=(tb+ta)k2

[2, pag.30]

tb – timp de bază

35

1 q ncd

tb 

[2, pag.30]

ncd – număr de curse duble ale presei ncd=5 cd/min q – coeficient ce ţine seama de cuplajul presei q=1,17

[2, tab.3.21, pag.31]

1 t b   1,17  0,234 min 5 ta=ta1+ta2+ta3+ta5+ta6+ta7

[2, pag.31]

ta1=0,018 min

[2, tab.3.23, pag.23]

ta2=0,016 min

[2, tab.3.24, pag.32]

ta3=0,022 min

[2, tab.3.25, pag.33]

ta5=0 ta6=0,011 min

[2, tab.3.36, pag.34]

ta7=0,023 min

[2, tab.3.32, pag.35]

ta=0,018+0,016+0,022+0,011+0,023=0,09 min Tu=(0,234+0,09)1,10=0,356 min/buc

N TA 

37  0,356  0,356 min/buc 41666

Norma de producţie pentru operaţia de ambutisare este:

N PA 

1  2,80 buc/min N TA Normarea operaţiei de perforare 1

N TA  

T pi N

 Tu

[2, pag.27]

Tpi=Tpi1+Tpi2 Tpi – timpul de pregătire încheiere Tpi1 – timpul de pregătire încheiere la lucrul pe piese Tpi1=13 min

[2, tab.3.19, pag.30]

36

Tpi2 – timpul pentru înlocuirea stantei Tpi2=24 min

[2,tab.3.20, pag.30]

Tpi=13+24=37 min N – mărimea lotului N=41666 piese/lună Tu – timp unitar Tu=(tb+ta)k2

[2, pag.30]

tb – timp de bază tb 

1 q ncd

[2, pag.30]

ncd – număr de curse duble ale presei ncd=5 cd/min q – coeficient ce ţine seama de cuplajul presei q=1,17

[2, tab.3.21, pag.31]

1 t b   1,17  0,234 min 5 ta – timp ajutător ta=ta1+ta2+ta3+ta5+ta6+ta7

[2, pag.31]

ta1=0,018 min

[2, tab.3.23, pag.32]

ta2=0,016 min

[2, tab.3.24, pag.33]

ta3=0,022 min

[2, tab.3.25, pag.33]

ta5=0,006

[2, tab.3.27, pag.34]

ta6=0,011 min

[2, tab.3.36, pag.34]

ta7=0,023 min

[2, tab.3.32, pag.35]

ta=0,018+0,016+0,022+0,006+0,011+0,023=0,096 min Tu=(0,234+0,096)1,1=0,363 min/buc

N TP 

37  0,363  0,363 min/buc 41666

Norma de producţie pentru operaţia de perforare este:

N PA 

1  2,75 buc/min N TA

37

Normarea operaţiei de perforare 2

N TA  

T pi N

 Tu

[2, pag.27]

Tpi=Tpi1+Tpi2 Tpi – timpul de pregătire încheiere Tpi1 – timpul de pregătire încheiere la lucrul pe piese Tpi1=13 min

[2, tab.3.19, pag.30]

Tpi2 – timpul pentru înlocuirea stantei Tpi2=24 min

[2,tab.3.20, pag.30]

Tpi=13+24=37 min N – mărimea lotului N=41666 piese/lună Tu – timp unitar Tu=(tb+ta)k2

[2, pag.30]

tb – timp de bază tb 

1 q ncd

[2, pag.30]

ncd – număr de curse duble ale presei ncd=5 cd/min q – coeficient ce ţine seama de cuplajul presei q=1,17

[2, tab.3.21, pag.31]

1 t b   1,17  0,234 min 5 ta – timp ajutător ta=ta1+ta2+ta3+ta5+ta6+ta7

[2, pag.31]

ta1=0,018 min

[2, tab.3.23, pag.32]

38

ta2=0,016 min

[2, tab.3.24, pag.33]

ta3=0,022 min

[2, tab.3.25, pag.33]

ta5=0,006

[2, tab.3.27, pag.34]

ta6=0,011 min

[2, tab.3.36, pag.34]

ta7=0,023 min

[2, tab.3.32, pag.35]

ta=0,018+0,016+0,022+0,006+0,011+0,023=0,096 min Tu=(0,234+0,096)1,1=0,363 min/buc

37  0,363  0,363 min/buc 41666

N TP 

Norma de producţie pentru operaţia de perforare este:

N PA 

1  2,75 buc/min N TA Normarea operaţiei de tundere

NT 

T pi n

  Tu

min/ buc

6, rel.16,15, pag.359 

unde: T pi - timpul de pregătire –încheiere;

6, tab.16,27 , pag.372 

T pi  23 min Tu - timp unitar pentru operaţia de tundere;

6, tab.16,28, pag.373 

Tu  0,32 min n - mărimea lotului

n  41666 piese/lună NT 

23  0,32  0,32 min/ buc 41666

Norma de producţie pentru operaţia de tundere este:

buc / min 

NP 

1 NT

NP 

1  3,125 0,32

6, rel.16 .19, pag.360 

buc / min 

Timpul total de prelucrare a unei piese din lot este:

39

N T1

TT 

n1

 N T2  N T3  N T4  N T5

unde: n1 - numărul de piese de pe o fâşie; n1  8

TT 

0,08  0,310  0,356  0,363  0,32  1,35 min/ buc 8

12. Calculul preţului de livrare al piesei 1. Cheltuieli cu materii prime şi materiale

C M  A sf  Pu Asf – aria semifabricatului Asf 

  n1  n2

 – lungimea semifabricatului  =1500 mm

 – lăţimea semifabricatului  =1250 mm n1 – numărul semifabricatelor pe lungime n1=8 n2 – numărul semifabricatelor pe lăţime n2=6

Asf 

1500  1250  39062.5 mm2  0,39 m 2 86

Pu – preţ unitar pentru TDA – Al 99,5 (g=0,5) Pu=40 lei/m2 C M  0,39  40  15 .6

lei 

2. Cheltuieli cu salariile

40

C s  TT  R0 TT – timpul total de prelucrare a piesei TT  1,35 min/ buc  0,0225 h

R0 – retribuţia muncitorului R0 = 5 lei/h (categoria a III-a) C s  0,1125

3. Cotă asigurări sociale C.A.S.=19.5%xCs=0,02 4. Asigurări de sănătate A.S  7%  0,5%  0,75 % C s  0,0928

5. Contribuţie la fondul de şomaj C.F.S.=2,5%xCs=0,028 6. Cheltuieli cu munca vie Cmv=Cs+C.A.S.+A.S.+C.F.S. Cmv=0,1125+0,022+0,0928+0,028 =0,255 8. Cheltuieli directe Cd=Cm+Cmv = 15.6+0,255 =15.8 9. Cheltuieli comune ale secţiei Ccs=(200...300)%Cmv=200%Cmv=0,51 10. Costul de secţie Csc = Cd+Ccs = 15.8+0,51 = 17.3 11. Cheltuieli generale ale întreprinderii Cgî=25%Csc=0,766 12. Cost de uzină Cu=Csc+Cgî=17,35+0,766=18 13. Profitul P=(5...15)%Cu=1,5 14. Preţ de producţie Pp = Cu+P=18+1.5 = 19.5 15. Preţul de livrare al piesei

41

PL = Pp+TVA = 3.7  19.5  23.2

42

Bibliografie

[1] TEODORESCU, M.,ş.a.Tehnologia presării la rece, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1980. [2] ROSINGER, S.

Procese şi scule de presare la rece, Ed. Facla, Timişoara, 1987.

[3] Conf. Univ. dr. ing. Butnar, L., „Curs de mână” [4] MUNTEANU, I., [5] CIOCÂRDIA, A., ş,a. [6] TĂPĂLAGĂ, I. ş.a.

Presarea la rece, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1991 Tehnologia presării la rece, Tehnologia presării la rece, Litografia I.P. Cluj Napoca, 1980

[8] BUTNAR, L.,

Tehnologii de forfecare şi ştanţare, Editura Risoprint, Cluj-

[9] C. Iliescu

Napoca, 2003. Tehnologia stantarii si matritarii la rece Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1977

[7]

Colecţia de STAS-uri.

43