Mecanisme cu came 1. Prezentarea generală a mecanismelor cu came Mecanismele cu came sunt alcătuite dintr-un element profilat numit camă (elemen (elementt conducăt conducător) or) care care transm transmite ite mişcar mişcarea, ea, prin prin interm intermedi ediul ul unei unei cuple cuple superioare, unui element condus, numit tachet. Printr-o construcţie corespunzătoare a profilului camei, aceste mecanisme pot realize orice lege de mişcare pentru elemental condus şi de aceea sunt utilizate în toate domeniile de activitate (construcţia de maşini, industria textilă, industria alimentară, mecanică fină, maşini unelte, maşini de calcul etc.) unde se impun anumite legi de mişcare cerute de procesul tehnologic sau de necesităţile de mecanizare şi automatizare. Mecanismele cu came prezintă o serie de avantaje comparativ cu alte tipuri de mecanisme: gabarit mic; proiectare uşoară; durabilitate foarte bună; flexibilitate - pentru a modifica legea de mişcare a tachetului se schimbă doar cama; construcţie simplă. Există Există însă însă şi dezava dezavanta ntaje je ale utiliz utilizări ăriii acestor acestor tipur tipurii de mecanis mecanisme me comparativ cu mecanismele cu bare. Astfel, pentru legi de mişcare simple este mai eficientă utilizarea mecanismelor cu bare, iar uzarea cuplei superioare poate avea efecte secundare: zgomote, vibraţii precum şi alterarea considerabilă a legii de mişcare.
1.1. Structura mecanismelor cu came. Terminologie Un mecanism cu came este alcătuit din următoarele elemente (fig. 1): 2
4 3
2
4
profilul teoretic profilul real
3
profilul teoretic
v1
ω1 1
a
1
profilul real
b
Figura 1 1. Cama Cama – care care poate avea avea o mişcare mişcare de rotaţi rotaţiee (fig. (fig. 1a) sau o mişcare mişcare de translaţie (fig. 1b); 2. Tachetul Tachetul – poate avea avea diverse diverse forme construc constructive tive şi poate poate executa executa mişcări mişcări de translaţie (fig. 1a) sau de rotaţie (fig. 1b); 3. Ro Rolla sau sau gale galettul – un elem elemen entt supl supliiment mentar ar,, a căr cărui prez prezen enţă ţă est este opţională. Rolul acestui element este de a micşora pierderile prin frecare şi de a reduce uzura elementelor în contact şi, nu în ultimul rand, de a realiza curbura minimă a profilului camei în scopul asigurării unghiurilor de transmitere a mişcării; 4. Arc sau un element element elasti elasticc care asigură asigură prin prin forţă contact contactul ul dintre dintre camă şi galet sau dintre camă şi tachet. Cercul de rază r b se numeşte cerc de bază, iar valoarea minimă a razei acestui cerc se determină din condiţia ca unghiul de presiune să fie inferior unei valori admisibile, aşa cum se va vedea mai departe. Profilul teoretic (Pt) al camei este un profil echidistant faţă de profilul real şi reprezintă înfăşurătoarea familiei de cercuri ce au raza egală cu raza rolei (galetului) şi centrul pe profilul real al camei. Analizând funcţionarea unui mecanism cu came, se pot evidenţia mai multe faze sau etape. Repr Re preze ezent ntar area ea graf grafic icăă a succe succesi siuni uniii faze fazelo lorr (eta (etape pelo lor) r) se numeş numeşte te ciclograma ciclograma mişcării şi poate fi polară (fig.2a), (fig.2a), carteziană carteziană (fig. 2b) sau sub formă tabelară (fig. 2c). h
ϕ r ϕu ϕc ϕ r O
ϕu
ϕ r
a
ϕc
ϕ r
ϕ
b ϕ
π/3
π/2
2π/3
π/2
h
c Figura 2 Unghiurile Unghiurile cu care se roteşte roteşte cama se numesc unghiuri unghiuri de fază şi au următoarele semnificaţii: ϕ - unghiul corespunzător fazei de ridicare (urcare) a tachetului; ϕ - unghiul corespunzător fazei de repaus (pauză) a tachetului; ϕ - unghiul corespunzător fazei de coborâre a tachetului. u
r
c
Figura 1 1. Cama Cama – care care poate avea avea o mişcare mişcare de rotaţi rotaţiee (fig. (fig. 1a) sau o mişcare mişcare de translaţie (fig. 1b); 2. Tachetul Tachetul – poate avea avea diverse diverse forme construc constructive tive şi poate poate executa executa mişcări mişcări de translaţie (fig. 1a) sau de rotaţie (fig. 1b); 3. Ro Rolla sau sau gale galettul – un elem elemen entt supl supliiment mentar ar,, a căr cărui prez prezen enţă ţă est este opţională. Rolul acestui element este de a micşora pierderile prin frecare şi de a reduce uzura elementelor în contact şi, nu în ultimul rand, de a realiza curbura minimă a profilului camei în scopul asigurării unghiurilor de transmitere a mişcării; 4. Arc sau un element element elasti elasticc care asigură asigură prin prin forţă contact contactul ul dintre dintre camă şi galet sau dintre camă şi tachet. Cercul de rază r b se numeşte cerc de bază, iar valoarea minimă a razei acestui cerc se determină din condiţia ca unghiul de presiune să fie inferior unei valori admisibile, aşa cum se va vedea mai departe. Profilul teoretic (Pt) al camei este un profil echidistant faţă de profilul real şi reprezintă înfăşurătoarea familiei de cercuri ce au raza egală cu raza rolei (galetului) şi centrul pe profilul real al camei. Analizând funcţionarea unui mecanism cu came, se pot evidenţia mai multe faze sau etape. Repr Re preze ezent ntar area ea graf grafic icăă a succe succesi siuni uniii faze fazelo lorr (eta (etape pelo lor) r) se numeş numeşte te ciclograma ciclograma mişcării şi poate fi polară (fig.2a), (fig.2a), carteziană carteziană (fig. 2b) sau sub formă tabelară (fig. 2c). h
ϕ r ϕu ϕc ϕ r O
ϕu
ϕ r
a
ϕc
ϕ r
ϕ
b ϕ
π/3
π/2
2π/3
π/2
h
c Figura 2 Unghiurile Unghiurile cu care se roteşte roteşte cama se numesc unghiuri unghiuri de fază şi au următoarele semnificaţii: ϕ - unghiul corespunzător fazei de ridicare (urcare) a tachetului; ϕ - unghiul corespunzător fazei de repaus (pauză) a tachetului; ϕ - unghiul corespunzător fazei de coborâre a tachetului. u
r
c
Studiul mecanismelor cu came cuprinde: Analiza mecanismelor cu came, când se cunosc profilul camei şi legea de mişc mişcar aree a aces acestu tuia ia şi se urmă urmăre reşt ştee dete determ rmin inar area ea legi legiii de mişc mişcar aree a tachetului; Sinteza mecanismelor cu came, când se cunosc legile de mişcare pentru tachet şi pentru camă şi se urmăreşte determinarea profilului camei care asigură o anumită lege de mişcare a tachetului. Pentru Pentru studiu studiull mecani mecanisme smelor lor cu came came se foloseş foloseşte te metoda metoda invers inversări ăriii mişcării, potrivit căreia dacă se imprimă întregului mecanism o viteză egală şi de sens contrar cu cea a camei, aceasta devine element fix, batiul va avea viteza opusă camei, iar tachetul va avea o mişcare compusă din două mişcări simple, în funcţie de tipul mecanismului.
1.2. Clasificarea mecanismelor cu came Criteriile de clasificare a mecanismelor cu came se referă fie la tachet, fie la camă, fie la întregul mecanism. Cele mai frecvente clasificări se fac după următoarele criterii: 1. După tipul contactului camă – tachet: A A
2
2 B
B
3
ω1 e
O
O
1
a) tachet cu vârf
ω1
1
b) tachet cu rolă A
2
A
B 2
B
O
O
ω1
1
c) tachet cu talpă sau
ω1
1
d) tachet cu talpă curbă sau disc
disc
curb
Figura 3
2. După mişcările camei şi ale tachetului: A 2
2 B 3
O
ω1
1
a) camă de rotaţie – tachet de rotaţie (CR-TR)
1
b) camă de rotaţie – tachet de translaţie (CR-TT)
2
2 3 1
1
v1
v1
c) camă de translaţie – d) camă de translaţie – tachet tachet de rotaţie (CT-TR) de translaţie (CT-TT) Figura 4 3. După poziţia contactului camă – tachet fată de axa de rotaţie a camei: A
2
2
3
B
3
e
ω1 1
a) cu tachet axat
O
ω1
b) cu tachet dezaxat
Figura 5 4. După numărul curselor tachetului la o rotaţie a camei:
1
2
2
1 1
a) came simple
b) came multiple (duble) 2
2
1
c) came multiple (triple)
1
Figura 6
d) came multiple
5. După forma curbei de profil, camele pot fi:
ω1
1
a) plane
b) plane
c) spaţiale- cilindrice
d) spaţiale - conice
Figura 7 6. După dispunerea profilului, camele pot fi:
ω1
1
a) exterioare
b) exterioare
c) interioare
d) interioare
Figura 8
7. După modul de închidere a cuplei superioare camă-tachet: 3
2
2 3
1
ω1
a) închidere prin forţă
1
b) închidere prin greutatea proprie
A
2 2
B
3
1
1
c) închidere cinematică prin canal
d) închidere cinematică prin came duble şi tacheţi dubli
2
1
e) închidere prin came duble şi f) închidere prin tachet dublu şi un tachet o camă Figura 9
2. Legi de mişcare pentru tacheţi Mecanismele cu came sunt utilizate în tehnică deoarece, teoretic, elementul condus (tachetul) poate realiza orice lege de mişcare. Legile de mişcare ale tachetului pot fi date într-o mare varietate de forme, în funcţie de destinaţia mecanismului. Astfel, se poate impune legea de variaţie a spaţiului în scopul prelucrării unui profil dat, la comanda sculei unei maşini-unelte automate; se poate impune legea de variaţie a acceleraţiei atunci când se urmăreşte limitarea forţelor de inerţie; se poate impune legea de mişcare prin combinarea criteriului dinamic cu alte criterii funcţionale. Cele mai uzuale legi de mişcare pentru tacheţi sunt: legea parabolică, legea sinusoidală, legea cosinusoidală, legea logaritmică, legi de mişcare combinate.
2.1. Legea de mişcare parabolică În etapa de urcare spaţiul s parcurs de tachet variază parabolic în raport cu unghiul de rotaţie a camei, după legea generală: 2 s = C 1ϕ + C 2ϕ + C 3 (1) Pentru a obţine viteza şi acceleraţia tachetului se derivează de două ori în raport cu timpul, relaţia (1), ţinând cont că ω = ct v a
= 2C 1ωϕ + C 2ω ⇒
= 2C 1ω 2 ⇒
unde ω =
d ϕ dt
a 2
ω 1
v ω
= 2C 1ϕ + C 2
= 2C 1
(2) (3)
este viteza unghiulară a camei.
La începutul şi la sfârşitul etapei de ridicare, viteza tachetului este nulă. Ca urmare, legea de variaţie a spaţiului parcurs de tachet se va compune din două arce de parabolă: unul pe intervalul ( 0, K ϕu ), iar celălalt pe intervalul ( (0,1) . K ϕ , ϕ ) unde K Unghiul ϕ este unghiul cu care se roteşte cama atunci când tachetul a parcurs spaţiul maxim corespunzător etapei de urcare. Se impun următoarele condiţii la limită: pentru ϕ ∈[ 0, K ϕ ] ϕ = 0 ⇒ s = 0; v = 0 (4) ϕ = K ϕ ⇒ s = Kh cu ajutorul cărora se determină constantele: h 2 2 ; C 2 = 0; C 3 = 0 Kh = C 1 K ϕ ⇒ C 1 = (5) 2 u
∈
u
u
u
u
u
unde sunt:
K ϕ u
este cursa maximă a tachetului. Pentru acest interval expresiile spaţiului, vitezei şi acceleraţiei tachetului
h
h
s
=
v
=2
a
=2
2
2 ϕ u
K
ϕ ;
h K ϕ u2 h 2 ϕ u
K
ωϕ ;
(6)
2
ω
pentru ϕ ∈[ K ϕ u ,ϕ u ] ϕ = K ϕ ⇒ s = Kh; (7) ϕ ϕ = ⇒ = ; = K v o s h Înlocuind în relaţiile 1,2,3, se obţine următorul sistem: u
u
Kh = C 1 K 2ϕ 2 + C 2 K ϕ + C 3 2 (8) h = C 1ϕ + C 2ϕ + C 3 0 = 2C ω ϕ + C 1 2 Rezolvarea sistemului (8) furnizează valorile constantelor C , C , C cu ajutorul cărora se exprimă spaţiul, viteza şi acceleraţia tachetului pentru intervalul [ K ϕ u ,ϕ u ] . Constantele au următoarele valori: u
u
u
u
u
1
−h 2h C 2 = 2 ; (1 − k )ϕ u ; (1 − k )ϕ u iar ecuaţiile 1,2,3 devin: C 1
=
C 3
=
− Kh 1 − K
2
3
(9)
h Kh h 2h 2 2 h ϕ + ϕ − = − ϕ − ϕ ( ) s = − 2 2 (1 − K )ϕ (1 − K )ϕ 1 − K (1 − K )ϕ 2ω h 2h 2hω ϕ + ω = (ϕ − ϕ ) (10) v = − 2 2 K )ϕ K )ϕ K )ϕ − − − ( 1 ( 1 ( 1 2 2ω h a = − (1 − K )ϕ 2 u
u
u
u
u
u
u
u
u
Deci, legea de variaţie a cursei tachetului este parabolică, a vitezei tachetului este liniară, iar acceleraţia este constantă.
5
8
s
6
7
8
7 6
A
5 4
h 3
h k
2 1 0
0
1
2
3
4
ϕ
ϕu
ϕ'u=k ϕu
v
x a m v
0
ϕu' =k ϕu
ϕu
ϕ
v
x a m a
ϕ'u=k ϕu ϕu
0
ϕ
Figura 10 În figura 10 este arătat modul de construcţie grafică a parabolelor. În punctul A( K ϕ , Kh ) cele două parabole se racordează şi admit tangentă u
comună a cărei valoare este
ds dt
= vmax =
2ω h ϕ u
.
(11)
Această lege de mişcare se caracterizează prin apariţia şocurilor moi, ca urmare a salturilor finite înregistrate de acceleraţie, la capetele cursei.
2.2. Legea sinusoidală În cazul acestei legi de mişcare, în etapa de ridicare spaţiul s parcurs de tachet variază în funcţie de unghiul de rotaţie a camei după legea: s = C 1 sin K ϕ + C 2ϕ + C 3 (18) Pentru a exprima legile de variaţie ale vitezei şi acceleraţiei tachetului, se derivează relaţia (18) de două ori în raport cu timpul, obţinându-se: v = KC 1ω cos K ϕ + C 2ω (19) 2 2 a = − K C 1ω sin K ϕ (20) Unde
ω
=
d ϕ dt
=constant, reprezintă viteza unghiulară constantă a camei.
Constantele
C 1 , C 2 , C 3
se determină din condiţiile la limită:
ϕ = 0 ⇒ s = 0; v = 0 ϕ = ϕ ⇒ s = h; v = 0
(21)
u
Înlocuind în relaţiile (18), (19), (20) se obţin constantele: C 1
=
h 2π
;
C 2
=
h ϕ u
;
C 3
=
0 ; K =
2π
(22)
ϕ u
Cu ajutorul cărora se exprimă legile de variaţie ale spaţiului parcurs de tachet, ale vitezei şi acceleraţiei tachetului: ϕ 1 2π ϕ = h − sin ϕ u ϕ u 2π hω 1 − cos 2π ϕ v= ϕ u ϕ u
(23)
s
a
=
2π hω 2 2
ϕ u
sin
(24)
2π
(25)
ϕ u
Viteza tachetului este maximă atunci când
ϕ =
ϕ u
2
şi are valoarea
vmax
(26) Acceleraţia tachetului este maximă pentru ϕ =
ϕ u
4
şi are valoarea
amax
=
2h
2 ⋅ π ⋅ h 2
ω
ϕ u
⋅ ω 2
ϕ u
(27) În figura 11 sunt reprezentate grafic variaţiile spaţiului parcurs de tachet, vitezei şi acceleraţiei tachetului. Pentru reprezentarea acestor curbe s-a ţinut cont de faptul că pentru a obţine variaţia spaţiului, se scade o sinusoidă dintr-o dreaptă înclinată, pentru viteze se scade o cosinusoidă dintr-o constantă, iar acceleraţia este o sinusoidă.
s
h
π
2 / h 6
7 0
5
14 2 1 2
3
4
5
6
7
8
ϕ
ϕu
3
v/ ω 4 5
3
u
ϕ
/ h 4
6
2
7 1 0
1
2
3
4
5
6
7
8
ϕ
ϕu
a/ ω
2
2 2
u / h
3=1
ϕ
π
2
4=0 0
1
2
3
4
5
6
7
8
ϕu
ϕ
7=5 6
Figura 11
Observaţie: În cazul legii de mişcare sinusoidale, funcţionarea mecanismului cu camă nu este însoţită de şocuri.
2.3. Legea cosinusoidală Spaţiul parcurs de tachet în atapa de urcare variază în raport cu unghiul de rotaţie a camei, după legea: s = C 1 ⋅ cos K ϕ + C 2ϕ + C 3 (28) Se determină legile de variaţie a vitezei şi acceleraţiei tachetului, derivând de două ori în raport cu timpul relaţia (28): v = − K ⋅ ω ⋅ C 1 ⋅ sin K ϕ + C 2 (29) 2 2 a = − K ⋅ ω ⋅ C 1 ⋅ cos K ϕ (30)
Cama se roteşte cu viteza unghiulară
ω
= d ϕ = ct , iar constantele dt
şi K se determină dincondiţiile la limită: ϕ = 0 ⇒ s = 0; v = 0 (31) ϕ = ϕ ⇒ s = h; v = 0 Înlocuind în relaţiile (28), (29), (30) se determină necunoscutele:
C 1 , C 2 , C 3
u
C 1
=−
h 2
;
C 2
=0;
C 3
h
π
2
u
= ; K = ϕ
(32)
iar legile de variaţie ale spaţiului parcurs de tachet, vitezei şi acceleraţiei tachetului devin: π ⋅ ϕ h = ⋅ 1 − cos 2 ϕ π ⋅ h ⋅ ω π ⋅ ϕ sin v= ϕ 2 ⋅ ϕ 2 2 π ⋅ h ⋅ ω π cos a= 2 2 ⋅ ϕ ϕ
(33)
s
u
u
(34)
u
u
(35)
h
Viteza are valoarea maximă pentru vmax
=
⋅
π h
2 ⋅ ϕ u
⋅ ω
ϕ =
ϕ u
2
şi este: (36)
iar acceleraţia este maximă pentru ϕ 0 şi are valoarea: 2 π ⋅ h amax = ⋅ ω 2 (37) 2 2 ⋅ ϕ În figura 12 sunt reprezentate variaţiile spaţiului, vitezei şi acceleraţiei tachetului, în funcţie de unghiul de rotaţie a camei. =
u
s 8
7 6 5 4
h
3 2 1
0
1
2
3
4
5
6
7
8
ϕ
ϕu
v/ ω 4
3
5
2
u
ϕ
6
2 / h
1
π
7 0
0
1
2
3
4
8
5
6
7
8
ϕ
ϕu
a/ ω
2
1
0 2
u
ϕ
2
2 / h 2
3
π
4
0
5
1
2
3
4
5
6
7
8
ϕu
ϕ
6 7
8
Figura 12 Pentru acest tip de lege de mişcare se constată apariţia şocurilor moi la începutul şi la sfârşitul etapelor active, ca urmare a salturilor finite ale acceleraţiei în aceste puncte. Observaţie: Pentru acelaşi unghi de rotaţie a camei, se constată că valoarea maximă a acceleraţiei se atinge pentru legea sinusoidală, ceea ce constituie un dezavantaj. Această lege nu conduce la apariţia şocurilor moi.
2.5. Legea de mişcare liniară În cazul acestei legi de mişcare, spaţiul parcurs de tachet variază liniar cu unghiul de rotaţie a camei, viteza este constantă, iar acceleraţia este nulă. Forma generală a acestei legi este: s = C 1 ⋅ ϕ + C 2 (50) Legile de variaţie ale vitezei şi acceleraţiei tachetului se obţin derivând relaţia (50) de două ori în raport timpul, în ipoteza că viteza unghiulară a camei este constantă. v = C 1 ⋅ ω ; (51) a =0 Constantele C1 şi C2 se determină din următoarele condiţii la limită:
ϕ = 0 ⇒ s = 0 ϕ = ϕ u ⇒ s = h
(52)
şi au valorile:
C 2 = 0; h C 1 = ϕ u
(53)
Expresiile spaţiului parcurs de tachet, ale vitezei şi acceleraţiei devin:
s = h ⋅ ϕ ; ϕ h; v = ϕ a = 0 u
(54)
u
În figura 15 sunt reprezentate grafic variaţiile spaţiului parcurs de tachet, ale vitezei şi acceleraţiei tachetului, în funcţie de unghiul de rotaţie a camei. La această lege de mişcare salturile finite de viteză, la capetele etapei, atrag salturi infinite ale acceleraţiei şi acest lucru conduce la apariţia şocurilor dure. De aceea, se recomandă utilizarea acestei legi de mişcare numai la camele cu viteze de rotaţie mici ( ω ≤ 25 s −1 ). Când condiţiile tehnologice impun acest tip de lege de mişcare şi când vitezele sunt mari, se pot adopta legi de mişcare combinate, în scopul evitării producerii şocurilor.
s
0
ϕu
0
ϕu
ϕ
v
ϕ
a 8
+
ϕu 0
ϕ
8
Figura 15
3. Itinerariul tehnologic de fabricare a mecanismului de distribuţie 3.1. Stabilirea condiţilor tehnice de fabricare Condiţiile tehnice principale la fabricarea arborelui cu came privesc precizia de execuţie a fusurilor şi a camelor, ca şi duritatea lor superficială. Precizia lor dimensională trebuie să se incadreze în toleranţe de 0,04...0,05 mm pe porţiunea cilindrică şi 0,02...0,04 pe porţiunea activă de ridicare a profilului, înălţimea de ridicare a tachetului asigurată de vârful camei trebuie să fie respectatăcu abateri de maximum 0,03...0,012 mm. Poziţia unghiulară a vârfului camelor trebuie să se respecte cu toleranţe de 1°...2°.
Precizia dimensională a fusurilor paliere se înscrie ăm standardul de calitate 6 ISO, cu conicitate şi ovalitate admise de 0,03...0,02 mm, iar abaterea maximă admisă de la concentricitatea axelor fusurilor paliere se admite de 0,04...0,06 mm. Rugozitatea fusurilor paliere şi a suprafeţelor de lucru ale canalelor trebuie să fie de circa Ra= 0,6...0,2 μm, iar duritatea aceloraşi suprafeţe se înscrie în valorile 54-52 HRC. În cazul roţii de curea precizia dimensională a diametrelor alezajului precum şi precizia lăţimii roţii se înscrie în calitatea 8 ISO. Precizia formei geometrice şi a poziţiei suprafeţelor este relativ ridicată, admiţânduse abateri de la perpendicularitatea suprafeţei frontale pe axa de simetrie a alezajului de aprox 0,04 mm. Duritatea superficială a danturii şi a alezajului trebuie sa fie de circa 52-54 HRC. Rugozitatea danturii trebuie sa fie de aproximativ Ra=1,6 μm. Culbutorul va avea pe porţiunile de contact cu cama şi cu supapa rugozitatea Ra=0,4 μm. Precizia lor dimensională trebuie să se incadreze în toleranţe de 0,04...0,05 mm pe porţiunile de, iar duritatea aceloraşi suprafeţe se înscrie în valorile 54-52 HRC. Axul culbutorilor va avea precizia dimensională înscrisă în standardul de calitate 6 ISO, cu conicitate şi ovalitate admise de 0,03...0,02 mm, iar abaterea maximă admisă de la concentricitatea se admite de 0,04...0,06 mm. Rugozitatea fusurilor paliere şi a suprafeţelor de lucru ale canalelor trebuie să fie de circa R a= 0,4 μm, iar duritatea aceloraşi suprafeţe se înscrie în valorile 54-52 HRC.
3.1.1. Alegerea materialelor Oţelurile folosite pentru fabricarea arborilor cu came sunt oţeluri carbon de calitate sau slab aliate, cum ar fi OLC 10, OLC 15, OLC 45x, OLC55 STAS 880 — 79 sau l5C08, 18MC10, 31M14 STAS 791-79 si se matritează în mai multe etape realizîndu-se precizie dimensională în calităţile 12—13 ISO, ceea, ce necesită adaosuri de prelucrare mai mari ca la turnare, de ordinul 1,5.. .2,5 mm. În cazul arborelui cu came ce echipeaza automobilul Dacia Logan se alege OLC 45, acesta realizânduse prin matriţare în mai multe etape. Roata de curea şi culbutori se realizează prin turnare din fontă.
Axul culbutorilor se realizează din OLC 15 dintr-un semifabricat laminat.
3.1.2.Alegerea semifabricatelor Semfabricatele de arbori de distributie se confectionează din fontă sau oţel si se pot obtine prin turnare sau matriţare. Pentru piesele unicat se practica forjarea. Se toarnă arbori cu came din fontă cenuşie sau fontă cu grafit nodular având un continut mediu de 3,2 % C si ca principale elemente de aliere Si, Mn, Mo, Cr. Turnarea se face in cochilie sau in coji de bachelită, ceea ce reprezinta procedee de precizie ridicată, deci semifabricatul va avea o forma apropiata de forma finită, prelucrarile mecanice necesare fiind într-un numar mai redus. Alte avantaje constau in faptul ca se poate turna semifabricat tubular si că, prin montare in forma de turnare a unor bare metalice cu rol de răcitoare în dreptul camelor si fusurilor, se poate obtine o duritate superficiala sporita a lor, ceea ce usureaza procesul de tratament termic de durificare. Principalul dezavantaj al turnări, rămâne dificultatea mare a procedeului, dificultate care decurge din forma complicată a axei cu came, care creeaza pericolul umplerii incomplete (in special in zona virfului camelor) a formei de turnare. Deaceea se practica turnarea simultană prin mai multe orificii de turnare. Semifabricatele confecţionate din oţel se obţin aproape exclusiv prin matriţare în mai multe etape (foarte rar ele se toarnă). În cazul autovehiculului Logan semifabricatul folosit pentru fabricarea arborelui cu came este din OLC 45 şi se obţine prin matriţare. Axul culbutorilor se obţine din semifabricat laminat OLC 15. Roata de curea şi culbutorii se toarnă din fontă.
3.2. Tehnologia de prelucrare mecanică 3.2.1. Aspecte particulare şi etape principale ale procesului tehnologic de prelucrare
În cazul arborelui de distribuţie prelucrarea mecanică este un proces dificil din cauza raportului nefavorabil dintre lungimea şi diametrul, în cazul sprijinirii lui între vârfuri. Se impune, deci, sprijinirea suplimentară, prin intermediul unei linete, a fusului palier central. Rezulta că principalele suprafeţe de bazare şi fixare sînt două găuri de centrare de tipul cu con de protecţie executate în suprafeţele frontale ale arborelui de distribuţie, la care se adaugă suprafaţa suplimentară de rezemare a palierului central; antrenarea arborelui se face de la unul din capete prins în universalul maşinii-unelte. Pentru a se obţine precizia de formă geometrică impusă, primele operaţii sînt prelucrate prin frezare sau strunjire a suprafeţelor frontale şi centruirea, apoi strunjirea palierului central. Prelucrarea prin strunjire eboş, finisare şi rectificare se face simultan pentru toate palierele şi camele, pe principiul copierii după arbore etalon, pe strunguri semiautomate multicuţite. La camele cu înălţime de ridicare mai mică de 6 mm, prelucrarea se face prin copiere la o poziţie unghiulară constantă a cuţitelor iar pentru înălţimi de ridicare ce depăşesc 6 mm, copierea se face cu portcuţite oscilante La semifabricatele matriţate este necesară o strunjire de degroşare şi finisare a porţiunii cilindrice dintre came şi dintre paliere care se realizează tot simultan pe strunguri multicuţit. La semifabricatele turnate, care au o precizie ridicată, aceste operaţii nu sînt necesare. Tratamentul termic este o operaţie de mare importanţă, care poate provoca deformări remanente ce vor duce la rebutarea piesei. El constă dintr-o călire urmată de răcire în ulei, iar pentru asigurarea unei răciri uniforme a piesei (ceea ce reduce pericolul apariţiei deformărilor) se practică răcire cu ulei sub presiune sau cu ulei avînd debitul parţial reglat, piesa fiind introdusă într-un fel de matriţă foarte precisă şi împreună cu aceasta cufundîndu-se în ulei. Prelucrarea mecanică a arborelui cu came se încheie cu finisarea camelor şi fusurilor prin rectificare şi durificare. Ca si la operaţiile precedente, se practică prelucrarea simultană a tuturor camelor, pe principiul copierii după şablon. Durificarea se face prin tasare-rulare şi, în general, se practică simultan cu ,
.
tratamentul termic. Maşinile de rectificat arbori cu came sînt de construcţie specială. Controlul final cuprinde controlul de formă, dimensional, de calitate a suprafeţelor camelor, de duritate superficială şi poziţie reciprocă a axelor de simetrie. El se execută pe o instalaţie specializată, cu ajutorul unui ax cu came etalon, pe principiul copierii: axa etalon şi axa controlată se rotesc sincron şi un set de comparatoare indică abaterile dimensionale ale axului controlat faţă de axul etalon. Tehnologia de prelucrare mecanică a roţii de curea este formată dintr-o succesiune de operaţii (strunjiri interioare şi exterioare, găuriri) care asigură precizia formei şi dimensiunilor impuse piesei finite, după care se execută danturarea. Principala bază de aşezare pentru prelucrarea oricărei roţi ce se va monta pe un arbore (cu pană sau caneluri) este alezajul roţii, care se va prelucra, în consecinţă, primul prin bazarea piesei pe suprafeţe brute. Ca bază auxiliară se adoptă o suprafaţă perpendiculară pe axa de simetrie a roţii şi se va prelucra după degroşarea alezajului. În general se execută operaţii de strunjire eboş şi finisare şi rareori, numai dacă prin condiţiile tehnice se impun rugozităţi mici ale suprafeţelor, se execută rectificări. Pentru finisarea flancurilor danturii se execută şeveruirea ei. Controlul roţilor dinţate se execută în scopul determinării erorilor de execuţie a danturii. Erorile de execuţie ale danturii sunt formate din ansamblul erorilor la dimensiunile cercului de divizare, la grosimea dintelui şi la dimensiunea pasului, la înălţimea vîrfului şi piciorului dintelui, la forma profilului dintelui, la valoarea unghiului de angrenare. Erorile de montare sînt formate din eroarea valorii distanţe dintre axe, abaterea de la paralelism sau abaterea de la valoarea nominală a unghiului dintre axe, abaterea de la valoarea jocului în angrenaj. Axul culbutorilor va avea un procedeu de fabricaţie relativ simplu. Acesta se execută din semifabricat laminat supus operaţiilor de strunjire, frzare şi gaurire. Va avea loc şi o rectificare pentru obţinerea unei bune rugozităţi a suprafetelor pe care vor fi montaţi culbutori. Principalele baze de aşezare vor fi,
la fel ca în cazul arborelui cu came, porţiunile de capat ale axului. Acesta va fi frezat şi gaurit la capete la fel ca şi arborele de distributie. Culbutorii sunt executaţi din fontă, prin turnare. Ei vor fi supusi unor operaţii de frezare, strunjire şi rectificare.
3.2.2. Alegerea bazelor tehnologice În cazul arborelui cu came ca baze tehnologice se aleg capetele de arbore unde se vor prelucra gauri de centrare. Acestea se pot realiza pe strung sau, în cazul producţiei de serie pe maşini specializate. Aceste maşini au în compoziţia lor câte două capete de centruit şi frezat care se rotesc continuu cu turaţiile date de vitezele optime de aschiere (fig. 3.1). Semifabricatul este asezat într-un dispozitiv care se deplasează la cele două posturi prin intermediul masei deplasabile pe ghidaje. Poziţia corectă a semifabricatului, în plan vertical, pe masa maşinii, se obţine prin reglarea elementelor de asezare 1,2,3 prin care se modifică cotele h1, h2, h3, h4, h5, h6, pâna ce linia centrelor este paralelă cu axa maşinii: h01=h02=h03=(h1+h2)/2==(h3+h4)/2=(h5+h6)/2, mm. În planul orizontal centrarea se face verificând (cu un vârf montat în arborele pricipal al maşinii), în lungul sculei, dacă generatoarea A1B1;A2B2; este paralelă cu direcţia de mişcare a sculei. Înainte de a trasa şi executa găurile de centrare se verifică dacă centrele celor două suprafeţe frontale definesc o axă de rotaţie, corectă pentru arbore. Verificarea se face prin verificarea poziţiei celor două centre O1 şi O2, prin rotirea piesei cu ajutorul platoului rotativ al mesei maşinii. Se obţine astfel o repartiţie uniformă a adaosului de prelucrare. Gaura de centare pe care o executăm pe arborele cu came de la Dacia Logan 1.4 MPI este: A 2 STAS 1361-82 cu rugozităţile: Ra=0,8 Ra=3,2 Principala bază de aşezare pentru prelucrarea roţi de curea ce se va monta pe arborele cu came este alezajul roţii, care se va prelucra, în consecinţă, primul prin bazarea piesei pe suprafeţe brute. Ca bază auxiliară se adoptă o suprafaţă perpendiculară pe axa de simetrie a roţii şi se va prelucra după degroşarea alezajului.
La fel ca în cazul arborelui cu came, la axul culbutorilor , ca baze tehnologice se aleg capetele de arbore unde se vor prelucra gauri de centrare. Acestea se pot realiza pe strung sau, în cazul producţiei de serie pe maşini specializate. Reglarea, fixarea şi găurirea piesei se face în mod analog tehnologiei descrise mai sus, la arborele cu came, găurile de centrare fiind de tipul: A 2 STAS 1361-82 cu rugozităţile: Ra=0,8 Ra=3,2 Culbutorii vor avea ca bază de aşezare alezajul principal al acestora. Acesta se va prelucra prima dată prin bazarea piesei pe suprafeţe brute.
Fig. 3.3. Schema unui agregat de frezat suprafeţe centrale şi de centruit.
Fig. 3.2. Prelucrarea suprafeţelor frontale şi a găurilor de centrare pe maţini de găurit şi frezat orizontale
3.2.3. Calculul adaosului de prelucrare 1. Pentru fusurile paliere a. Rectificare de finisare Diametrul nominal d=58 mm dupa rectificarea de finisare Lungimea de rectificare l=18 mm In functie de aceste doua elemente se ia din tabelul 8.6(Vlase)adaosul de prelucrare Ap=0.4mm Diametrul palireului inainte de rectificare de finisare va fi d sem
= d + Ap = 58 + 0.4 = 58 .4mm
b. Rectificare ebos Diametrul nominal d=58.4mm dupa rectificarea ebos Lungimea de rectificare l=18 mm In functie de aceste doua elemente se ia din tabelul 8.6(Vlase)adaosul de prelucrare Ap=0.4mm Diametrul palireului inainte de rectificare de finisare va fi d sem
= d + Ap = 58 .4 + 0.4 = 58 .8mm
c. Strunjire de finisare Diametrul nominal d=58.8mm dupa strunjirea de finisare Lungimea de rectificare l=18 mm Clasa de precizie asemifabriatului matritat I In functie de aceste doua elemente se ia din tabelul 8.48(Vlase)adaosul de prelucrare Ap=3.1mm Diametrul palireului inainte de srunjirea de finisare va fi d sem
= d + Ap = 58 .8 +1.1 = 59 .9mm
d. Strunjire de degrosare Diametrul nominal d=59.9mm dupa strunjirea de derosare Lungimea de rectificare l=18 mm Clasa de precizie asemifabriatului matritat I In functie de aceste doua elemente se ia din tabelul 8.48(Vlase)adaosul de prelucrare Ap=3.1mm Diametrul palireului inainte de srunjirea de degrosare va fi d sem
= d + Ap = 59 .9 +1.1 = 61mm
e. Pentru forjare Se recomanda un adaos de 3.25mm pentru dimensiunea piesei si precizia matritariidi tab 8.23 cu abatere pediametru de 0.9 mm Din matritare piesa va avea diametrul maxim
d max
= d sem +1.25 + 0.9 = 63 .15 mm
Iar diametrul minimva fi d min = d sem +1.25 − 0.9 = 61 .35 mm 2. Pentru intervalele dintre came a. Rectificare de finisare Diametrul nominal d=37mm dupa rectificarea de finisare Lungimea de rectificare l=15mm In functie de aceste doua elemente se ia din tabelul 8.6(Vlase)adaosul de prelucrare Ap=0.35mm
Diametrul intervalelor dintre came inainte de rectificare de finisare va fi d sem
= d + Ap = 41 + 0.35 = 37 .35 mm
b. Rectificare ebos Diametrul nominal d=37.35mm dupa rectificarea de ebos Lungimea de rectificare l=15mm In functie de aceste doua elemente se ia din tabelul 8.6(Vlase)adaosul de prelucrare Ap=0.35mm Diametrul intervalelor dintre came inainte de rectificare de finisare va fi d sem
= d + Ap = 41 .35 + 0.35 = 37 .7mm
c. Strunjire de finisare Diametrul nominal d=37.7mm dupa strunjirea de finisare Lungimea de rectificare l=15mm Clasa de precizie asemifabriatului matritat I In functie de aceste doua elemente se ia din tabelul 8.48(Vlase)adaosul de prelucrare Ap=3.0mm Diametrul intervalelor dintre came inainte de srunjirea de finisare va fi d sem
= d + Ap = 37 .7 +1.0 = 38 .7mm
d. Strunjire de degrosare Diametrul nominal d=38.7mm dupa strunjirea de derosare Lungimea de rectificare l=15mm Clasa de precizie asemifabriatului matritat I In functie de aceste doua elemente se ia din tabelul 8.48(Vlase)adaosul de prelucrare Ap=3.0mm Diametrul intervalelor dintre came inainte de srunjirea de degrosare va fi d sem
= d + Ap = 38 .7 +1.0 = 39 .7mm
e. Pentru forjare Se recomanda un adaos de 3.0mm pentru dimensiunea piesei si precizia matritariidi tab 8.23 cu abatere pediametru de 0.5 mm
Din matritare piesa va avea diametrul maxim
d max
= d sem +1.0 + 0.5 = 41 .3mm
Iar diametrul minimva fi d min = d sem +1.0 − 0.5 = 40 .2mm 3. Pentru lungimea arborelui (suprafetele frontale) Pentru frezare frontala Diametrul suprafetei din fata D1=58 mm Diametrul suprafetei din spate D2=34 mm Lungimea piesei este 524 mm Pentru aceste dimensiuni in tab 8.1(Vlase) se recomanda adaosul de prelucrare de 3.0mm pe o parte si se recomanda pentru lungimea piesei la matritare adaos total de 4
3 2
+ −
mm tabelul 8.23
Lungimea arborelui va fi Lmax = 524 + 2 ⋅1 + 4 + 3 = 533 mm •
•
Lmin
= 524 + 2 ⋅ 1 + 8 − 2 = 532mm
3.2.4 Calculul regimului de lucru pentru o operatie Calculul regimului de lucru pentru operatia de frezare frontala 1. Stabilirea adaosului de prelucrare Din tabelul 8.23 se alege adaosu lde prelucrare total
4
1 0.5
+ −
mm.
Din tabelul 8.1 se alege adaosul de prelucrare itermediar pentru frezarea de finisare 2 mm 2. Alegerea sculei aschietoare Din tab 9.2 se allege o freza cilindo frontala cu dinti demontabili cu placute din carburi metalice in functie de adancimea de aschiere se da diametrul de 75-90 mm Din STAS 6308 o freza cilindro frontala cu dinti demontabili cu placute din carburi P20 cu diamerul de 80mm grosimea h=30mm nr dinti n=10 3. Stabilirea adancimii de aschiere
Adaosul de prelucrare pe o parte Ap=4/2+1=3mm total iar de finisar af=2/2=1mm, pentru degrosare t1=Ap-af=3-1=2mm, iar pentru finisare t2=af=1mm 4. Stabilirea durabilitatii economice Pentruaceasta scula se recomanda durabilitatea economica Tec=180min (tab.9.26) 5. Stabilirea viteze de avans si aturatiei frezei Din tabelu 13.13 se aleguratoarele valori pentru degrosare: n=475rot/min, Vs=175mm/min, Ne=6.4 KW Din caracteristicile masinii-unealta se aleg tab 10.1 Vs1=150mm/min, n1=475rot/min Din tabelu 13.13 se aleguratoarele valori pentru finisare: n=640rot/min, Vs=140mm/min Din caracteristicile masinii-unealta se aleg tab 10.1 Vs2=118mm/min, n2=600rot/min 6. Stabilirea viezei de aschiere Pentru degrosare: v1=п∙D∙n1/1000=119.3m/min Pentru finisare: v2=п∙D∙n2/1000=150.7m/min 7. Verificarea puterii consummate prin aschiere In functie de Ne=6.4 KW se allege di tab10.1 puterea masinii Nme=7.5 KW deci Ne
•
Frezarea de degrosate: adancimea de aschiere t1=2mm, viteza de avans Vs1=150mm/min, turatia frezei n1=475rot/min, viteza de aschiere v1=119.3 m/min Frezarea de finisare: adancimea de aschiere t2=1mm, viteza de avans Vs2=118mm/min, turatia frezei n2=600rot/min, viteza de aschiere v2=150.7 m/min
3.2.5 Normarea tehnica a opratiei de centruire
Volumul productiei este : Semifabricatul este din otel matritat Diametrul gaurii de centrare este de d=2.5 Centruirea se face pe masina de centruit a) Adaosul de prelucrare A p
= d / 2 = 2.5 / 2 = 1.25 mm
b) Alegerea sculei aschietoare Din STAS 1114-82 se allege un burghiu combinat de centruire cu con de protectie la 120`avand diametrul de 2.5 c) Regimul de aschiere •
Adancimea de aschiere este data de adaosul de prelucrare pe raza t
•
Avansul de aschiere se stabileste in functie de burghiul de centruit d=2.5, serecomanda s
•
= A p = d / 2 = 2.5 / 2 = 1.25 mm
=
0.025 mm / rot ( tab 9.109
−
Vlase )
Viteza de aschiere este recomandata in functie de diametrul burghiului de centruit v
= 18 m / min(
tab 9.109
− Vlase )
Se determina in continuare turatia sculei aschietoare n
= 1000 ⋅ v /(π ⋅ d ) = 1000 ⋅18 /(3.14 ⋅ 2.5) = 2293 rot / min
Din caracteristicile masinii unealta se allege n = 2300 rot / min Se calculeaza viteza de aschiere reala v r = π ⋅ d ⋅ n r / 1000 = 3.14 ⋅ 2.5 ⋅ 2300 / 1000 = 18.1m / min Puterea motorului nu are sens sa se calculeze pentru ca ea nu se atinge in cazul acestor operatii Rezulta ca pentru obtinerea acestor gauri de centrare s-a folosit masina de centruire cu urmatorii parametrii ai regimului de aschiere: •
•
Adancimea de aschiere t=3.25mm
•
Avansul s=0.025mm/rot
•
Viteza de aschiere vr=18.1m/min
•
Turatia nr=2300rot/min
d) Stabilirea normei tehnice de timp Din tabelul 13.53(Vlase) se alege timpul operativ in functie de diametrul sculei Top
=
0.8 min
Din tabelul13.81(Vlase) se aleg urmatorii timpi: •
Timpul de pregatire incheiere T pi
•
Timpul de deservire Td
•
= 4 + 4 = 8 min
= Top ⋅ 8 / 100 = 0.8 ⋅ 8 / 100 = 0.064 min
Timpul de odihna si necesitati firesti Ton
= Top ⋅ 8 / 100 = 0.8 ⋅ 8 / 100 = 0.064 min
Timpul de operatie pentru o gaura de cetrare va fi: Tn
=
Top
+
Td
+
Ton
+
T pi / 1 = 0.8 + 0.064
+
0.064
+
8 / 1 = 8.93 min
Timpul normat de operatie pentru un arbore va fi: Tnt = Tn ⋅ 2 = 8.93 ⋅ 2 = 17 .86 min
3.3
Intocmirea documentatiei tehnologice
3.3.1 Intocmirea fisei tehnologice si a planului de operatii Denumirea Pozitia tehnologica operatiei 3.FrezareCentruire -Frzare simultana la ambele capete -Centruire simultana la ambele capete
Masina unealta Masina frezat centruit
de si
2.Strunjirea celor patru fusuri paliere
Strung automat multicutit
3.Strunjirea fusului la unul din capete
Strung automat multicutit
4.Srtrunjirea simultana a tuturor intervalelor dintre came in doua faze
Strung normal
5.Executarea unei Gaura de orientare executata pentru Masina gauri de orientare orientarea unghiulara a axelor in vederea gaurit a camelor prelucrarii camelor
de
6.Strunjire simultana a tuturor camelor -ebos -finisare
Strung copier semiautomat multicutite
7.Strunjire de finisare a fusului palier din mijloc
Strung
8.Strunjire de finisare a celor doua fusuri paliere
Strung
9.Executarea Gaura de ungere se executa la fusurile Masina gaurii de ungere paliere gaurit 10.Rectificare de Masina degrosare a rectificat camelor 13.Rectificare de degrosare a fusurilor paliere
12.Tratamet termic
de de
Masina de rectificat
Calire prin CIF adancimea stratului 2-5 mm
Instalatie speciala de calire prin CIF
13.Control Axa cu came se prinde intre varfuri interoperational si redresare 14.Frezarea Asezare si prindere pe prisme locasului de pana
Masina indreptat
de
Masina frezat
de
15.Rectificare de finisare a fusurilor paliere
Masina rectificat rotund
de
16.Rectificare de finisare a camelor
Masina de rectificat prin copiere
17. Spalare
Se spala cu petrol, se usca cu aer, se Baie pregatesc axele cu came pentru controlul instalatie final aer
18. Controlul final
Se controleaza toate cotele functionale
3.4 Realizarea modelului geometric 3D
si de
Aparatura de control
