FRA - Fabricarea unei roti dintate

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


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



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


Aliaje de zinc, aluminiu, magneziu, cupru, staniu și plumb


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


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


Laminare profilată


Matrițare prin extruziune fără nervuri

Până la diametrul de 200 mm

Matrițare la prese de calibrare


Grosimea pereților: 1,5 mm

Calibrarea pieselor matrițate


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


0,5...0,10

Foarte netedă

Oțeluri carbon aliate, precum și aliaje neferoase


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


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


5-8 ISO

10


5-8 ISO

10


5-8 ISO

10


5-8 ISO

10


5-8 ISO

10


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


5-8 ISO

10


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


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


-prins piesa în universal

12

Găurire

-găurire 32

-frezare

15 9

12


-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


-strunjit interior

4

9


-strunjit interior

12, 2, 19

9

-strunjit

Strunjire

-desprins piesa din universal -întors piesa

1, 17, 16, 14

12


-prins piesa în universal -strunjit frontal și șanfrenat

18

12


-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


-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.


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


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.


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.


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


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.


1


Agregat de frezat

2

Găurire

Mașină de găurit G-40

Schema de bazare și fixare optimă

38

Dispozitivul utilizat

3


Strung SNB400

4


Strung SNB400

39

5


Strung SNB400

6


Strung SNB400

40

7

Strunjire

Strung SNB400

8


Strung SNB400

41

9


Strung SNB400

10

Frezare și teșire dantură

Mașină de frezat FD250

11

Șeveruire

Mașină de șeveruit

42

12

Mașină de rectificat RIF 125


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.


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


Cuțit de strung


Cheie de cuțit

Instalație pneumatic 44

Șubler

Strung SNB400

6

7

8


Cuțit de strung


Cuțit de strung


Universal cu 3 bacuri Instalație pneumatic


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


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


Șubler


Cheie de cuțit

Strunjire

12

Universal cu strângere hidraulică

Cheie de cuțit

9

11

Strung SNB400


Micrometru cu dispozitiv special pt măsurat dinți

-

Suporți de susținere stângadreapta

Micrometru special pentru roți dințate

15

Spălare

Container

Mașină de spălat

-

16


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


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


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


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.


Norma de timp

Volumul de lucrări

Fondul de timp

1

Găurire

2,25

13190

2


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.


Norma de timp

Volumul de lucrări

Fondul de timp

1

Găurire

2,25

13190

2


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 .


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


Frezor 4-I

15,25

4

1,02

4

Găurire

Lăcătuș 3-II

14

2,17

0,51

5


Strungar 5-II

16,3

1,88

0,51

6


Strungar 5-II

16,3

2

0,54

7


Strungar 5-II

16,3

1,5

0,41

8


Strungar 5-II

16,3

1

0,27

9

Strunjire

Strungar 5-II

16,3

1,5

0,41

10


Strungar 5-II

16,3

2

0,54

11


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


280300

4,43

0,709


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

FRA - Fabricarea unei roti dintate

Recommend Documents