Ceva ce mie mi sa parut interesant
Cautand articole despre tema de referat "Tehnologia de prelucrare a gaurilor adanci"am gasit un articol,zic eu destul de interesant pe care m-am gandit sa-l public pe blog si asa nu am m-ai scris de mult pe el.Despre ce este vorba: Ascuţirea fiecărui cuţit în parte, pe maşini universale de ascuţit (sau pe maşini speciale pentru ascuţirea cuţitelor) se poate face numai dacă există posibilitatea reglării radiale şi axiale a poziţiei cuţitelor în corpul frezei.
O astfel de soluţie este prezentată în figura 7.42. Reglarea axială se realizează printr-un şurub cu hexagon înecat 1, înşurubat în corpul frezei, care acţionează cu gulerul lui într-un canal îngust frezat pe suprafaţa de sprijin a corpului cuţitului. Pentru reglarea radială se roteşte bucşa cu excentric 2 pe care se sprijină cele două cepuri aplicate pe suprafaţa laterală a corpului cuţitului. Bucşa poate fi rotită prin hexagonul înecat de pe partea frontală, şi poate fi imobilizată cu ajutorul unui cui conic.
Deoarece aceste sisteme sunt complicate şi necesită precizie mare de execuţie, se utilizează în mod curent în practică doar sistemul de reglare axială, reglarea radială facându -
se cu plăci de adaos calibrate (“bailagăre”).
În figura 7.43 se prezintă o soluţie constructivă de cap de frezat cu cuţite armate cu plăcuţe din carburi metalice, fixate prin pene bilaterale. Avantajul soluţiei constă în posibilitatea montării unui număr mai mare de cuţite.
De asemenea, în figura 7.44 se prezintă soluţia constructivă a unui cap de frezat echipat cu un singur cuţit armat cu plăcuţe din carburi metalice, folosit atunci cînd suprafaţa de prelucrat este greu accesibilă pentru freze de diametru mai mare.
6.6.4. Capete de frezat cu ascuŢire continuĂ.
Sculele fabricate în ţară după acest principiu sunt rodul cercetărilor efectuate la Institutul Politehnic Iaşi, sub îndrumarea Prof. Dr. Ing. Belousov V.
La baza acestor construcţii stă ideea că prin poziţionarea diferită a tăişurilor, pentru aşchiere şi pentru ascuţire se evită ascuţirea dinte cu dinte şi se înlocuieşte cu rectificări cilindrice, conice sau elicoidale, realizate continuu, cu discuri abrazive cu diametrul mare.
6.6.5. Capete de frezat cu plĂcuŢe schimbabile din carburi metalice.
Reprezintă soluţia cea mai modernă prezentând avantaje economice şi tehnologice. Tăişurile aparţin plăcuţelor din carburi metalice schimbabile. Plăcuţele schimbabile au fost standardizate pe plan internaţional pentru două forme caracteristice: pătrat şi triunghi. Forma plăcuţelor şi forma locaşului din suport se aleg astfel încât geometria rezultantă să asigure condiţii normale de aşchiere.
7.7. Freze disc
CONCLUZII
FAZA A III-a
INTRODUCERE
CAPITOLUL 2. PROIECTAREA FREZELOR FRONTALE CU DINŢI DEMONTABILI, CU CORPUL DIN MASTERIALE NECONVENŢIONALE
2.2. PROIECTAREA FREZEI
În continuare se prezintă memoriul tehnic privind proiectarea unei freze ce va fi supusă experimentărilor. În vederea măririi posibilităţilor fizice de execuţie, s-a ales o freză cu diametrul de 200 mm, cu plăcuţe din carburi metalice demontabile. O astfel de freză este prezentată în fig. 2.24, dar corpul este total diferit, nefiind monobloc, ci alcătuit din 5 piese în afara elementelor de poziţionare-fixare a plăcuţelor. Aceste piese au fost astfel concepute, încât să se poată realiza o freză pentru încercări, pornind de la o freză existentă, achiziţionată de la o fabrică de scule (ISEH Focşani). Desenul de ansamblu al unei astfel de freze este prezentat în fig. 2.25 şi fig. 2.26 pentru a se putea pune în evidenţă diferenţele constructive care apar la freza cu beton faţă de freza clasică, în construcţie standardizată. Precizăm că nu sunt prezentate detalii constructive ale sistemelor de prindere-poziţionare-fixare ale plăcuţelor în corpul frezei, acestea diferind la diferitele firme constructoare de scule.
Piesele esenţiale sunt concepute ca elemente detaşate ale unui corp monobloc, adică pot fi ipotetic considerate ca fiind detaşat din acesta. Astfel, se păstrează coroana exterioară (vezi desenul de ansamblu, fig. 2.27 şi fig. 2.28), la care s-ar putea executa frezaje după nişte plane perpendiculare pe o rază a frezei. Rostul acestor frezaje este acela de a servi ca element de sprijin pentru elementele de pretensionare ale frezei. Frezajele respective reprezintă o dificultate de execuţie majoră, motiv pentru care freza propusă nu le are, preferându-se folosirea pieselor de prestrângere 5 de formă convenabilă, mult mai uşor de executat. Un al doilea element este partea centrală, care conţine partea de poziţionare-fixare-antrenare a frezei. Radial, în acest corp sunt practicate găuri pentru prezoane în care se fixează prin înşurubare prezoane (piesele6) cu rol de tendoane de pretensionare a amestecului de beton sau alt material neconvenţional folosit. Tendoanele sunt solicitate la întindere de către piuliţele care se sprijină pe piesele “călăreţ” 5.
Fig. 2.5. - 2.6. Soluţia constructivă - desen de ansamblu - al capului de frezat F200, cu corpul armat beton În momentul strângerii piuliţelor (strângere care se execută cu cheia dinamometrică, după o schemă care permite tensionarea egală pe toate direcţiile radiale), piesele 5 se sprijină pe peretele exterior al coroanei circulare 8, executată dintr-un semifabricat circular (ţeavă cu pereţi groşi). Prin această soluţie, fiecare piesă 5 apasă în două puncte coroana circulară exterioară, dublând numărul punctelor de apăsare pe carcasă şi asigurând pretensionare uniformă pe întreaga circumferinţă. Butucul interior 2 este solidarizat cu coroana circulară 8 prin plăcile 3 şi 4, fixate cu şuruburile 7 şi 10. În spaţiul în formă de coroană circulară rămas între butucul 2, coroana exterioară 5 şi plăcile superioară şi inferioară 3 şi 4 se toarnă beton sau orice altă compoziţie.
Se face precizarea că diametrul de 200 de milimetri a fost ales pentru freza experimentală proiectată din considerentul că este mai uşor de executat. Soluţia constructivă aleasă se poate aplica fără probleme la diametre mai mari, crescând corespunzător spaţiul în care se toarnă beton, micşorând consumul de oţel, păstrând dimensiunile butucului central nemodificate, dar mărind diametrul coroanei circulare şi lungimea tendoanelor de pretensiunare, fără a afecta grosimea acesteia.
O problemă deosebit de importantă pentru corecta funxcţionare a frezelor în construcţie neconvenţională este aceea a echilibrării ansamblului. Pentru acest motiv este necesară o execuţie îngrijită, cu respectarea pentru toate piesele care formează ansamblul a unor condiţii tehnice deosebite.
Astfel, se impun următoarele condiţii tehnice:
1. Abaterea unghiului de atac este de ± 10.
2. Toleranţa la perpendicularitatea suprafeţei frontale de sprijin a frezei faţă de alezaj este admisă la o valoare maximă de 0,01/100 mm.
3. Bătaia frontală a locaşului plăcuţelor este de 0,01 la sisteme de prindere a plăcuţelor cu reglare axială şi 0,04 mm la sisteme de prindere a plăcuţelor fără reglare axială.
4. Bătaia radială a locaşului plăcuţelor este de maximum 0,03 mm.
5. Corpul frezelor şi elementele de fixare a plăcuţelor se execută din oţel aliat STAS 791-80, cu rezistenţa la tracţiune de minimum 1000 N/mm2.
6. Durităţilor părţilor componente ale frezelor sunt: pentru corp 45...50 HRC; pentru suportul plăcuţei şi pene 48...52 HRC; pentru şuruburi 45...48 HRC; pentru bride 52...56 HRC.
7. Elementele de prindere a plăcuţelor trebuie să fie interschimbabile, în cadrul unei aceleiaşi tipodimensiuni.
8. Rugozităţile suprafeţelor părţilor componente trebuie să fie: pe suprafaţa alezajului Ra = 0,8mm; pe suprafeţele de sprijin frontale, precum şi pe suprafeţele canalelor suporturilor Ra = 1,6 mm; pe suprafeţele funcţionale ale părţilor componente (suportul plăcuţei şi pana) Ra = 1,6 mm; pe restul suprafeţelor, inclusiv lae piueselor componente ale corpului (plăci, coroane) Ra = 3,2 mm.
9.
Fig. 3.2. Caracteristică de uzură la frezare şi precizarea intensităţii uzurii.Pe suprafeţele frezelor nu se admit fisuri, urme de coroziune şi de săruri, provenite de la tratament termic, şi nici culori de revenire.
10. Pe părţile de prindere nu se admit abateri de formă vizibile cu ochiul liber.
11. Toate piesele componente ale frezelor se vor bruna conform STAS 8472 - 69.
Frezele trebuie să corespundă încercării de comportare la aşchiere. După încercare, frezele trebuie să corespundă condiţiilor tehnice de calitate precizate mai sus şi să-şi păstreze calităţile aşchietoare, neadmiţându-se smulgerea sau slăbirea plăcuţelor, spargerea plăcuţei de sprijin sau slăbirea sau deformarea elementelor de prindere ale plăcuţei.
În încheierea acestui capitol al lucrării, sugerăm încercarea de a prevedea freza cu sisteme de echilibrare. Acest lucru este cu atât mai necesar, cu cât diametrul frezei este mai mare. Tot prin prisma necesităţii unei echilibrări foarte bune, se recomandă executarea pieselor componente în limitele claselor de precizie 3...4, iar tehnologia de execuţie a acestora va asigura centrările reciproce ale elementelor componente.
CAPITOLUL 3. CAPACITATEA DE AŞCHIERE A SCULELOR CU CORPUL DIN MATERIALE NECONVENŢIONALE
În acest capitol se prezintă modul de stabilire a capacităţii de aşchiere globale a frezelor frontale în cazul în care acestea sunt constituite din oţel şi armate masiv cu materiale neconvenţionale de tipul betoanelor, simple sau armate cu răşini epoxidice sau de altă natură. Determinarea capacităţii de aşchiere se face luând în considerare criteriile de evaluare definite în literatura de specialitate, dar se va ţine seama de particulatităţile specifice frezelor, precum şi de particularităţile specifice ale procesului de prelucrare prin frezare.
3.1. RELAŢIA DINTRE DURABILITATEA FREZELOR ŞI CAPACITATEA LOR DE AŞCHIERE
Principalul criteriu de evaluare a capacităţii de aşchiere a frezelor estedurabilitatea. Prin complexitatea fenomenelor de care depinde durabilitatea şi prin implicaţiile tehnologice şi economice pe care aceasta le are, durabilitatea este şi în cazul frezelor în general şi a celor frontale în special criteriul principal de apreciere a capacităţii de aşchiere.
După cum s-a stabilit în lucrări anterioare ale colectivului de autori, capacitatea de aşchiere a unei freze, evaluată pe baza criteriului durabilităţii, se măsoară direct prin timpul de aşchiere efectiv între două reascuţiri sau schimbări ale plăcuţelor aşchietoare, respectiv
prin durabilitate: CAdi = Ti [min].
Această definire se utilizează cu precădere în cazul prelucrărilor de degroşare şi semifinisare (eventual prefinisare).
În cazul utilizării frezei la degroşare, o caracterizare mai bună a calităţilor sculei este posibilă dacă se măsoară capacitatea de aşchiere prin columul aşchiilor îndepărtate pe durata unui ciclu de utilizare (între două reascuţiri sau schimbări ale plăcuţelor). În acest caz, relaţia pentru definirea capacităţii de aşchiere este:
CAdi = Vaşch = t t1 L [mm3]
în care: t este adâncimea de aşchiere în mm; t1 - lăţimea de frezare în mm; L - lungimea drumului parcurs de axa frezei în direcţia avansului, până la atingerea criteriului de uzură, în mm.
În final se obţine:
CAdV = t t1 vf T = t t1 T n sd z = t t1 T sd z
în care: vf este viteza de avans în mm/min; n - turaţia frezei în rot/min; sd este avansul pe dinte în mm; z este numărul de dinţi ai frezei; vaş - viteza de aşchiere în m/min; D - diametrul frezei în mm.
Înlocuirea durabilităţii cu expresia determinată din relaţia vitezei economice de aşchiere (obţinută din normative departamentale sau din literatura de specialitate) conduce în final la următoarea expresie:
[mm3]
Pentru a se determina capacitatea de aşchiere a frezei frontale propuse spre testare, s-au utilizat programe factoriale fracţionate, care permit estimarea independentă a coeficienţilor modelului matematic al durabilităţii, cu consumuri mici de materiale, energie şi timp. Variabilele independente considerate sunt viteza de aşchiere vaş, avansul pe dinte sd, adâncimea de aşchiere t şi lungimea de contact t1. S-a pornit de la modelul de bază al frezei C200 ´ 750I - SNAN 1504 EN STAS9211/2-86, cu următoarea geometrie:
an =70, gn = -70, l = -70, kr =750, k’r = 00, notaţii conform STAS 6599/1-81.
Prin prelucrarea rezultatelor conform metodicii expuse în literatura de specialitate [2.53] utilizând tehnica de calcul, se determină coeficienţii modelului matematic şi se face analiza de regresie, obţinându-se pentru criteriul de uzură VB = 0,3 mm expresia durabilităţii frontale:
[min]
Modelul matematic astfel obţinut este adecvat,având raportul R’ = 0,418<1.
3.2. INFLUENŢA BĂTĂII RADIALE A TĂIŞURILOR ASUPRA DURABILITĂŢII FREZELOR
Deoarece durabilitatea frezelor depinde de parametrii regimului de aşchiere, ea depinde şi de bătăile radiale şi axiale ale dinţilor frezei, care fac ca aceştia să aşchieze cu avansuri, adâncimi de aşchiere şi lăţimi de frezare diferite, şi deci să se uzeze diferit. Uzura diferită a dinţilor după orice direcţie modifică continuu bătăile radială şi axială a dinţilor şi încărcările fiecărui tăiş.
Discuţia asupra bătăilor dinţilor frezei este extrem de importantă în cazul frezelor armate cu materiale de tipul betoanelor sau de tipul răşinilor sintetice. Importanţa decurge din caracterul asamblat al frezei care poate produce mult mai uşor dezechilibrări ale ansamblului (vezi capitolul 2 al prezentului memoriu - raport de cercetare). Aceste dezechilibre pot fi produse de:
- neomogenitatea materialului de umplutură (beton, răşini etc.);
- dezechilibre provocate de prelucrarea mecanică sau de asamblarea corpului;
- deformarea diferită după direcţii radiale diferite ale capului de frezat, în urma strângerii tendoanelor pentru pretensionarea materialului de umplutură;
- nesimilaritatea tendoanelor, a piuliţelor sau a pieselor de aplicare a forţelor de pretensionare.
Aceste efecte sunt cu atât mai mari cu cât turaţiile frezei sunt mai mari. Astfel, la turaţiile obişnuite necesare atingerii vitezelor de aşchiere de 200 ...300 m/min (valori de xcirca 200 ...300 rot/min), forţele centrifuge care produc bătăile radiale pot avea valori importante.
Fig. 3.3. Bătaia radială a dinţilor frezei.
Fig. 3.5. Scăderea durabilităţii unei freze frontale cu creşterea bătăii radiale.
Fig. 3.6. Bătaia corpului frezei frontale şi influenţarea razelor tăişurilor. Modificarea prin uzură a încărcării dinţilor (plăcuţelor) se face în sensul mixcşorării neuniformităţii, dar freza va avea durabilităţi scăzute, căci tăişurile cu bătăile radiale relative cele mai mari vor atinge mai repede criteriul de uzură, pentru că viteza lor de uzare este mai mare. Relaţia pentru intensitatea uzurii este:
tg h =
După j intervale de timp Dt uzurile tăişurilor calculate succesiv prin recurenţă cu relaţiile de mai sus au valorile:
h1,j = h1,j-1 + Ch ;
hi,j = hi,j-1 + Ch ;
hz,j = hz,j-1 + Ch Uzurile tăişurilor se calculează astfel pas cu pas pe intervale de timp Dt până la atingerea criteriului de uzură sau a unei uzuri maxime admisibile.
Timpul de lucru după care unul dintre dinţii frezei atinge uzura admisă drept criteriu de uzură se consideră a fi durabilitatea Tb a frezei cu bătaie radială a tăişurilor.
Considerăm că cercetările privind bătăile radiale şi axiale ale dinţilor frezelor frontale trebuie continuate şi aprofundate, deoarece soluţia de asamblare a corpului poate crea dezechilibre şi deci excentricităţi, echivalente cu bătăile dinţilor ca gravitate. Facem observaţia că bătăile axiale încarcă energetic tăişul ieşit din şirul celorlalţi dinţi, cu cotă nominală, ceea ce presupune o uzare mai rapidă a sa. Scoaterea din funcţionare a frezei va fi determinată de consumarea durabilităţii tăişului mai proeminent, mai ales în cazul semifinisării şi al finisării. În cazul degroşării, fenomenele care se petrec sunt în primul rând alterarea rugozităţii tăişului mai proeminent, ceea ce produce accentuarea uzurii, micşorarea înălţimii sale şi alinierea la celelalte tăişuri.
Fig. 3.7. Comparaţie între bătaia corpului şi bătaia dinţilor frezei.Pentru exemplificare, în fig. 3.5 se prezintă un grafic (din literatura de specialita-te, 2.53) în care se pune în evidenţă variaţia durabilităţii cu bătaia relativă maximă a tăişurilor frezei.
Bătaia corpului frezei bf faţă de axa de rotaţie a arborelui principal pe care acesta se montează conduce la poziţionarea tăişurilor la razele Ri faţă de axa de rotaţie OM (fig. 3.6). Diferenţele dintre razele Ri şi raza R sunt similare bătăilor radiale alwe tăişurilor bi:
; bi = Ri - R
Pentru freza cu D = 200 mm având z = 12 dinţi, s-a determinat influenţa bătăii corpului frezei bf asupra durabilităţii comparativ cu influenţa bătăii radiale relative obţinute prin montarea unui set de plăcuţe SNUN 1504 EN în locaşurile frezei.
Prima concluzie arată că bătaia corpului frezei duce la bătăi radiale relative ale tăişurilor cu variaţie sistematică, adică la dinţi cu bătaie radială pozitivă pe o parte şi dinţi cu bătaie negativă pe cealaltă parte, opusă. Ca urmare, scăderile de durabilitate ale frezei sunt mai mari decât în cazul bătăiolor radiale cu variaţie aleatoare, obţinută prin montarea setului de plăcuţe. Comparaţia este vizualizată în figura 3.7.
În realitate, cele două tipuri de bătaie radială date de erorile de poziţionale ale locaşelor şi de abaterile plăcuţelor, respectiv de bătaia radială a corpului frezei se suprapun, putându-se însuma, ducând la micşorări importante ale durabilităţii frezei.
3.1. RELAŢIA DINTRE ENERGIA SPECIFICĂ CONSUMATĂ LA AŞCHIERE ŞI CAPACITATEA DE AŞCHIERE A FREZELOR
În cazul frezării frontale, modelele matematice pentru calculul energiei specifice consumate la aşchiere au fost determinate prin adaptarea relaţiilor prezentate în literatura de specialitate [2.53]. Pe baza energiei specifice de aşchiere se poate decermina capacitatea de aşchiere parţială conform criteriului energiei specifice consumate.
În cazul procedeului de frezare, dacă se cunosc parametrii regimului de aşchiere şi puterea consumată în procesul de aşchiere, se determină energia cu relaţia următoare:
Energia specifică consumată la aşchiere se poate determina indirect prin măsurarea forţei principale de aşchiere Fz, care se poate determina experimental sau prin calcul, în funcţie de parametrii regimului de aşchiere, cu una din relaţiile cunoscute.
Relaţia permite determinarea energiei specifice consumate la aşchierea unui material cu proprietăţi mecanice cunoscute, cu o freză cu caracteristici definite, precum şi evaluarea sensului şi mărimii influenţei variabileloer t, sd,t1,D.
Capacitatea de aşchiere determinată pe baza criteriului energiei specifice consumate la aşchiere se calculează prin indicele CAe, care poate fi considerat egal cu energia specifică consumată.
Energia specifică consumată are aceeaşi valoare numerică cu apăsarea specifică de
aşchiere şi este cel mai mult influenţată (pentru o aceeaşi freză şi pentru un acelaşi material prelucrat) de grosimea medie a aşchiei, deci de avansul pe dinte.
Efectuând derivata dEsa/dsd, aceasta este negativă, prin urmare energia specifică consumată la aşchiere se micşorează la mărimea avansului pe dinte, fără să aibă un minim. Corespunzător acestei variaţii, capacitatea de aşchiere CAe se măreşte odată cu avansul pe dinte la frezare.
Pentru freza în construcţie normală care a reprezentat baza de la care s-a proiectat freza cu corpul din materiale neconvenţionale, energia specifică de aşchiere are următoarea expresie:
Energia specifică consumată la frezarea cu freza frontală este influenţată de unghiul de degajare, de excentricitatea frezei şi de uzura tăişurilor. În cazul ferzelor cu corpul armat cu materiale neconvenţionale, diferenţele de capacitate de aşchie pe baza criteriului energiei consumate pot fi date doar de execuţia neîngrijită, respectiv de apariţia bătăilor radiale, axiale şi excentricităţii frezei.
Spre exemplificare, se prezintă relaţia prin care uzura frezei influenţează capacitatea de aşchiere pe baza criteriului energiei consumate:
CONCLUZII GENERALE ŞI DIRECŢII DE CERCETARE VIITOARE
În urma cercetărilor efectuate, se desprind unele concluzii, pe care le prezentăm în continuare.
1. Industria naţională românească are un număr relativ important de întreprinderi constructoare de maşini profilate pe aşa numitele “construcţii grele”, necesitând prelucrări mecanice prin aşchiere a unor piese de mari şi foarte mari dimensiuni. Aceste întreprinderi sunt dotate cu maşini-unelte de mari dimensiuni care folosesc scule aşchietoare corespunzătoare. Se folosesc capete de frezat (freze frontale) freze cilindrice, cuţite de strung, scule pentru executarea şi prelucrarea găurilor de mari dimensiuni, scule pentru danturare. Frezele frontale pot atinge diametre de până la 1000 mm, ceea ce presupune un consum ridicat de material de scule (oţel pentru corp) al cărui preţ este foarte ridicat.
2. Numărul sculelor de mari dimensiuni este deastul de mare pentru a justifica o cercetare referitoare la reducerea costurilor acestora.
3. În lume s-au dezvoltat maşini-unelte cu batiuri din materiale înlocuitoare, ca betoanele simple, betoanele cu răşini de reacţie, materiale ceramice etc. Proprietăţile acestor materiale sunt studiate şi deci bine cunoscute, ele având o utilizare din ce în ce mai largă, datorită calităţilor lor la preţuri net inferioare oţelurilor.
4. Deşi utilizarea acestor materiale presupune unele complicaţii constructive, există situaţii în care costul final este mai mic pentru sculele având în componenţă materiale neconvenţionale decât pentru cele în construcţie clasică.
5. Utilizarea betoanelor de orice tip prezintă riscul alterării lor în contact cu lichidele de răcire utilizate, dar mai ales în contact cu uleiurile utilizate la maşini-unelte. Din acest motiv, se impune ca măsură de siguranţă închiderea completă a materialelor înlocuitoare în carcase (incinte) complet închise.
6. Betoanele şi materialele ceramice rezistă foarte bine la solicitările de compresiune şi nesatisfăcător la solicitările de tracţiune şi încovoiere. Din aceste motive, se propune adoptarea unor sisteme de pretensionare a betoanelor din corpul capului de frezat. Un astfel de sistem a fost elaborat de colectivul de autori şi este brevetabil, făcându-se diligenţe pentru depunerea dosarului la OSIM.
7. Soluţiile constructive adoptate pentru construcţia capului de frezat îşi au ca bază soluţiile curente de capete de frezat cu plăcuţe sau cu cuţite, făcându-se doar modificările necesare, aşa cum rezultă din memoriul de calcul al proiectului.
8. Soluţiile constructive sunt cu atât mai convenabile şi mai rentabile economic cu cât dimensiunile sculelor sunt mai mari.
9. Precizia de execuţie a pieselor ansamblului de proiectat al capului de frezat este mare, dar nu depăşeşte clasele de precizie obişnuite pentru execuţia sculelor aşchietoare. Prin urmare, costurile prelucrărilor părţilor componente sunt economic acceptabile.
10. Reducerea costurilor se poate realiza prin tipizarea unor elemente care intră în
alcătuirea ansamblului sculei cu materiale neconvenţionale, ca de exemplu prezoanele cu rol de tendoane de pretensionare, piesele de exercitare a pretensionării pe carcasa exterioară, piesele de prindere-poziţionare-fixare a plăcuţelor în corp, piuliţe etc.
11. Soluţia constructivă cu plăcuţele fixate pe partea cilindrică (clasică) poate fi înlocuită cu o soluţie constructivă în care sistemele de prindere a plăcuţelor sunt fixate pe partea frontală, ceea ce implică posibilităţi mult mai mari de economisire a materialului se scule. În varianta clasică, din cauza sistemului de prindere, coroana cilindrică exterioară are pereţii groşi, în tim ce în cealaltă variantă, cu plăcuţele fixate pe partea frontală, coroana poate fi mult mai subţire. În acest fel, şi forţele de prestrângere pot fi mai mici, căci o parte din aceste forţe serveşte la deformarea coroanei. Cu cât coroana este mai subţire, cu atât fracţiunea din forţă care trebuie să învingă rezistenţa coroanei poate fi mai mică. În plus, pentru coroană se pot folosi semifabricate laminate care au pereţi mai subţiri, deci se găsesc mai uşor.
12. Prezentul memoriu prezintă unele rezultate privind capacitatea de aşchiere a frezelor frontale. Pentru a se putea face o comparaţie obiectivă, se analizează capacitatea de aşchiere a unei freze frontale în construcţie clasică, dându-se rezultate concrete.
13. La o analiză primară, capacitatea de aşchiere a unei freze în construcţie neconvenţională ar trebui să fie identică cu cea a frezei martor. Deoarece capacitatea de aşchiere depinde printre altele de bătăile radiale, axiale şi de excentricitatea frezei, rezultă că singurii factori care ar putea să influenţeze această capacitate globală de aşchiere ar fi execuţia neîngrijită a pieselor din alcătuirea corpului.
14. Principala problemă care a fost luată în considerare este realizarea unei metodici de cercetare a capacităţii de aşchiere unitare, precum şi a unei metodici de interpretare a rezultatelor, convenabilă. Metodica ţine seama de progresele realizate de colectivul de autori în studiul noţiunilor de capacitate de aşchiere şi prelucrabilitate a maşinilor, oferind elemente originale, prezentate în lucrare.
Ca direcţii viitoare de cercetare, sugerăm următoarele:
1.Proiectarea unor variante constructive de freze armate cu materiale neconvenţionale cu sistemele de prindere ale plăcuţelor dispuse pe partea frontală, şi nu pe partea cilindrică, aşa cum sunt ele concepute în prezent.
2. Stabilirea materialelor celor mai potrivite şi înlocuirea betonului cu ceramici.
3. Elaborarea unei teorii unitare privind pretensionarea betoanelor sau a ceramicilor (acestea au aproape aceleaşi proprietăţi ca şi betoanele), în vederea creşterii re4zistenţei mecanice şi a rigidităţii frezelor frontale cu corpul din materiale neconvenţionale.
4. Elaborarea unui calcul tehnico-economic amănunţit privind eficacitatea economică a acestui tip de construcţie de freze.
5. Volumul mare de muncă necesitat de cercetările primelor faze nu au permis realizarea unei cercetări integrale a problemei, rămânând numeroase activităţi şi cercetări care ar trebui să facă obiectul unor contracte de colaborare ulterioare. În plus, o cercetare ulterioară ar trebui să beneficieze de fonduri mult mai mari pentru a putea fi integral finalizată.
BIBLIOGRAFIE
1. Sereş I., Consideraţii asupra contracţiei pieselor injectate din materiale termoplastice. Industria Uşoară nr. 1, 1982.
2. Sereş I., Detenninarea timpului de racire in matrita la formarea prin injecţie a termoplastelor. Materiale Plastice nr. 4, 1985.
3 Sereş I., Proiectarea matritelor pentru produse injectate din materiale plastice, Ed.Tehrnca, Bucureşi, 1987.
4. Sereş I., Proiectarea constructiva a pieselor injectate din material termoplastic. Industria usoara nr. 6, 1987.
5. Sereş I., Injectarea materialelor termoplastice, Ed. Imprimeriei de Vest, Oradea, 1996.
6. Sereş I., Matrite de injectat in exemple, Ed. Imprimeriei de Vest, Oradea, 1997.
7. Sereş I., Matrite de injectat, Ed. Imprimeriei de Vest, Oradea,1999.
8. Atanasiu A. Mecanica tehnica, Ed.Tehnica, Bucureşti, 1969.
9. Barg B., Tehnologia maselor plastice sintetice.
10. Buzdugan Gh., Rezistenta materialelor, Bucuresti, Ed. Tehnica, 1970.
11. Buzdugan Gh., Betes A., Culegere de probleme de rezistenta materialelor, Bucureşi, Ed. Tehnica, 1979.
12. Chesa I., Alegerea şi utilizarea otelurilor
13. Cincu C., Manea Gh., Cartea operatorului din industria de prelucrare a materialelor plas-tice, Bucuresşti, Ed. Tehnica, 1984
14. Cosneanu C., Vida M., Turnarea in forme ceramice, Bucureşti, Ed. Tehnica, 1978.
15. Dieter G., Metalurgie mecanica, Bucuresti, Ed. Tehnica, 1970;
16. Fedorov N., Fedorov V., Fabricarea şi repararea matritelor şi dispozitivelor, Bucuresti, Ed. Tehnica, 1953
17. Gavrilas I., Marinescu N., Prelucrarea prin electroeroziune şi electrochimice abraziva - Ed. Tehnică, Bucureşti, 1980.
18. Gherghescu I., Oteluri de scule, Bucureşti, Ed. Tehnica, 1990.
19. Ionescu Muscel A., Ianculescu M., Vass B., Rosenthal I., Biro A., Proiectarea matritelor pentru produse injectate din materiale plastice, Ed.Tehnica, Bucureşti, 1987
20. Ivanov V., - Turnarea de precizie in forme cerarnice cu suprafaţa de separatie, Moscova, Ed. Ministerului Apararii, 1959.
21. Jacsch E., Chetariti D., Materiale plastice poliamidice, Bucuresti. Ed. Tehnica, 1988.
22. Jinescu V., Relaţii pentru timpul de reţinere in procesele de extrudare şi injectare a materialeior termoplastice. Materiale plastice nr. 1,1969.
23. Jinescu V., Măsurarea temperaturii la maşini pentru prelucrarea materialelor termoplastice, a cauciucului şi a arnestecurilor din cauciuc. Materiale Plastice nr. 4, 1971.
24. Jinescu V., Proprietatile fizice şi termomecanica materialelor plastice - Ed. Tehnică, Bucureşti, 1979.
25. Jinescu V., Proprietatile fizice şi termodinamice ale materialelor plastice, Ed.Tehnica, Bucureşti, 1979.
26. Voicu M., Szell P., Studiul şi tehnologia metalelor, Ed. Didactica şi Pedagogica, Bucureşti, 1975
27. *** Informaţi din practica pentru prelucratorul de mase plastice. Contracţia la piese fabricate prin metoda de turnare - injecţie. Prospectul firmei Bayer, 1977
28. *** Probleme ale automatizarii proceselor industriale şi ale cercetarii. Mecanizarea, automatizarea şi robotizarea proceselor industriale. Buletin de informare şi documentare tehnico-ştiintifica, INID nr. 2, 1987.
29. *** Probleme ale robotizării producţiei industriale. Mecanizarea, automatizarea si robotizarea proceselor industriale. Buletin de informare şi documentare INID nr. 1, 1989.
30 *** Procese de munca. Tehnologii, procese de munca, design industrial. Buletin de informare si documentare INID nr. 1, 1990.
31. *** Revista firmei Plas Tech nr. 1, 1977
32. *** Studiu privind prelucrarea prin extrudere şi injectare a materialelor termoplastice. Centrul de documentare si pub1icaţii tehnice Ministerul Industriei Uşoare, Bucuresti, 1970
33. *** Studiu privind utilajul pentru prelucrarea prin extrudere şi injectare a materialelor termoplastice. Centrul de documentare si publicaţii tehnice Ministerul Industriei Uşoare, Bucureşi, 1970.
34. Eduard P. Allyn, Mold design I: For plastic injection molding - A workbook, Spiral-bound, 1998.
35. Baren R., Strain aging of low - carbon sheet steel. In: Metal Progress 98, 1970.
36. Bernard J., Engrenages en matieres plastiques realises par injection. Plastiques Modemes et Elastomeres, 1971.
37. Bemhardt E., Bertacchi C., New tool for mould design. Plastic tehnology, January, 1986;
38. Beuscheht H., Dominighaus H., Ulrich E., Injection des polyolefines: formes des articles et construction des moules., 1962.
39. Douglas M. Bryce, Plastic injection molding: manufacturing startup and management, Hardcover, 1999.
40. Douglas M. Bryce, Plastic injection molding: Mold design and construction fundamentals (Fundamentals of injection molding), Hardcover, 1998.
41. Douglas M. Bryce, Plastic injection molding: Product design and material selection fundamentals (Fundamentals of injection molding), Hardcover,
42. Douglas M. Bryce, Plastic injection moulding: Mold design and construction fundamentals (Fundamentals of injection molding), Hardcover, 1998.
43. Douglas M. Bryce, Title Plastic injection moulding: manufacturing process fundamentals.
44. Cazaud R., La fatigue des metaux, Paris, Dunod, 1969.
45. Cretien Andre, Connaissance du moulage par injection. Paris, Editions de la Revue, Industrie des Plastiques Modernes"
46. Cohn R., Le moulages des matieres plastiques et de leur applications, Paris, Ed. Amphora, 1962.
47. J.R. Davis., Tool materials (Asm specially handbook), Hardcover, 1995.
48. Piaras V. De Cleir, Polymers in Injection Molding, Paperback, 1985.
49. Donald F. Early, Eduard A. Reed, Tehniques of pressworking sheet metal: An engineering approach to die design, Hardcover, 1974.
50. Dogariu C., Cercetări teoretice şi experimentale privind utilizarea betonului în construcţia de maşini-unelte. Teză de doctorat, U.P.B., 1994.
51. Străjescu E., Contribuţii privind influenţa microgeometriei părţii aşchietoare a sculei asupra durabilităţii". Teza de doctorat, Institutul Politehnic Bucureşti, 1984.
52. Enache Şt., Tănase I., Străjescu E., Tehnologia sculelor aşchietoare. Editura Tehnică, Bucureşti, 1988.
53. Enache Şt., Străjescu E., Tănase I., Capacitatea de aşchiere a sculelor aşchietoare. Editura Academiei Române, Bucureşti, 2000.
54. Minciu C., Străjescu E., Tănase I., Gladcov P., Necula S., Proiectarea sculelor aşchietoare, Editura Tehnică, Bucureşti, vol. 1 apărut în anul 1995 şi vol. 2 apărut în 1996.
55. Gladcov P., Contribuţii privind studiul capacităţii de aşchiere a cuţitelor armate cu plăcuţe din carburi metalice româneşti la strunjirea fontelor. Texză de doctorat, Institutul Politehnic Bucureşti, 1978.
56. Filipoiu I.D., Kunz A., Meier M., Müller S., Tehnologii şi utilaje tehnologice. Fabricaţie şi costuri. Editura Printech, Bucureşti, 2003.
Articolul mai are si cateva desene,ceea cel face si m-ai interesant dar nu stiu de ce nu le arata si pe acelea.
O astfel de soluţie este prezentată în figura 7.42. Reglarea axială se realizează printr-un şurub cu hexagon înecat 1, înşurubat în corpul frezei, care acţionează cu gulerul lui într-un canal îngust frezat pe suprafaţa de sprijin a corpului cuţitului. Pentru reglarea radială se roteşte bucşa cu excentric 2 pe care se sprijină cele două cepuri aplicate pe suprafaţa laterală a corpului cuţitului. Bucşa poate fi rotită prin hexagonul înecat de pe partea frontală, şi poate fi imobilizată cu ajutorul unui cui conic.
Deoarece aceste sisteme sunt complicate şi necesită precizie mare de execuţie, se utilizează în mod curent în practică doar sistemul de reglare axială, reglarea radială facându -
se cu plăci de adaos calibrate (“bailagăre”).
În figura 7.43 se prezintă o soluţie constructivă de cap de frezat cu cuţite armate cu plăcuţe din carburi metalice, fixate prin pene bilaterale. Avantajul soluţiei constă în posibilitatea montării unui număr mai mare de cuţite.
De asemenea, în figura 7.44 se prezintă soluţia constructivă a unui cap de frezat echipat cu un singur cuţit armat cu plăcuţe din carburi metalice, folosit atunci cînd suprafaţa de prelucrat este greu accesibilă pentru freze de diametru mai mare.
6.6.4. Capete de frezat cu ascuŢire continuĂ.
Sculele fabricate în ţară după acest principiu sunt rodul cercetărilor efectuate la Institutul Politehnic Iaşi, sub îndrumarea Prof. Dr. Ing. Belousov V.
La baza acestor construcţii stă ideea că prin poziţionarea diferită a tăişurilor, pentru aşchiere şi pentru ascuţire se evită ascuţirea dinte cu dinte şi se înlocuieşte cu rectificări cilindrice, conice sau elicoidale, realizate continuu, cu discuri abrazive cu diametrul mare.
6.6.5. Capete de frezat cu plĂcuŢe schimbabile din carburi metalice.
Reprezintă soluţia cea mai modernă prezentând avantaje economice şi tehnologice. Tăişurile aparţin plăcuţelor din carburi metalice schimbabile. Plăcuţele schimbabile au fost standardizate pe plan internaţional pentru două forme caracteristice: pătrat şi triunghi. Forma plăcuţelor şi forma locaşului din suport se aleg astfel încât geometria rezultantă să asigure condiţii normale de aşchiere.
7.7. Freze disc
CONCLUZII
FAZA A III-a
INTRODUCERE
CAPITOLUL 2. PROIECTAREA FREZELOR FRONTALE CU DINŢI DEMONTABILI, CU CORPUL DIN MASTERIALE NECONVENŢIONALE
2.2. PROIECTAREA FREZEI
În continuare se prezintă memoriul tehnic privind proiectarea unei freze ce va fi supusă experimentărilor. În vederea măririi posibilităţilor fizice de execuţie, s-a ales o freză cu diametrul de 200 mm, cu plăcuţe din carburi metalice demontabile. O astfel de freză este prezentată în fig. 2.24, dar corpul este total diferit, nefiind monobloc, ci alcătuit din 5 piese în afara elementelor de poziţionare-fixare a plăcuţelor. Aceste piese au fost astfel concepute, încât să se poată realiza o freză pentru încercări, pornind de la o freză existentă, achiziţionată de la o fabrică de scule (ISEH Focşani). Desenul de ansamblu al unei astfel de freze este prezentat în fig. 2.25 şi fig. 2.26 pentru a se putea pune în evidenţă diferenţele constructive care apar la freza cu beton faţă de freza clasică, în construcţie standardizată. Precizăm că nu sunt prezentate detalii constructive ale sistemelor de prindere-poziţionare-fixare ale plăcuţelor în corpul frezei, acestea diferind la diferitele firme constructoare de scule.
Piesele esenţiale sunt concepute ca elemente detaşate ale unui corp monobloc, adică pot fi ipotetic considerate ca fiind detaşat din acesta. Astfel, se păstrează coroana exterioară (vezi desenul de ansamblu, fig. 2.27 şi fig. 2.28), la care s-ar putea executa frezaje după nişte plane perpendiculare pe o rază a frezei. Rostul acestor frezaje este acela de a servi ca element de sprijin pentru elementele de pretensionare ale frezei. Frezajele respective reprezintă o dificultate de execuţie majoră, motiv pentru care freza propusă nu le are, preferându-se folosirea pieselor de prestrângere 5 de formă convenabilă, mult mai uşor de executat. Un al doilea element este partea centrală, care conţine partea de poziţionare-fixare-antrenare a frezei. Radial, în acest corp sunt practicate găuri pentru prezoane în care se fixează prin înşurubare prezoane (piesele6) cu rol de tendoane de pretensionare a amestecului de beton sau alt material neconvenţional folosit. Tendoanele sunt solicitate la întindere de către piuliţele care se sprijină pe piesele “călăreţ” 5.
Fig. 2.5. - 2.6. Soluţia constructivă - desen de ansamblu - al capului de frezat F200, cu corpul armat beton În momentul strângerii piuliţelor (strângere care se execută cu cheia dinamometrică, după o schemă care permite tensionarea egală pe toate direcţiile radiale), piesele 5 se sprijină pe peretele exterior al coroanei circulare 8, executată dintr-un semifabricat circular (ţeavă cu pereţi groşi). Prin această soluţie, fiecare piesă 5 apasă în două puncte coroana circulară exterioară, dublând numărul punctelor de apăsare pe carcasă şi asigurând pretensionare uniformă pe întreaga circumferinţă. Butucul interior 2 este solidarizat cu coroana circulară 8 prin plăcile 3 şi 4, fixate cu şuruburile 7 şi 10. În spaţiul în formă de coroană circulară rămas între butucul 2, coroana exterioară 5 şi plăcile superioară şi inferioară 3 şi 4 se toarnă beton sau orice altă compoziţie.
Se face precizarea că diametrul de 200 de milimetri a fost ales pentru freza experimentală proiectată din considerentul că este mai uşor de executat. Soluţia constructivă aleasă se poate aplica fără probleme la diametre mai mari, crescând corespunzător spaţiul în care se toarnă beton, micşorând consumul de oţel, păstrând dimensiunile butucului central nemodificate, dar mărind diametrul coroanei circulare şi lungimea tendoanelor de pretensiunare, fără a afecta grosimea acesteia.
O problemă deosebit de importantă pentru corecta funxcţionare a frezelor în construcţie neconvenţională este aceea a echilibrării ansamblului. Pentru acest motiv este necesară o execuţie îngrijită, cu respectarea pentru toate piesele care formează ansamblul a unor condiţii tehnice deosebite.
Astfel, se impun următoarele condiţii tehnice:
1. Abaterea unghiului de atac este de ± 10.
2. Toleranţa la perpendicularitatea suprafeţei frontale de sprijin a frezei faţă de alezaj este admisă la o valoare maximă de 0,01/100 mm.
3. Bătaia frontală a locaşului plăcuţelor este de 0,01 la sisteme de prindere a plăcuţelor cu reglare axială şi 0,04 mm la sisteme de prindere a plăcuţelor fără reglare axială.
4. Bătaia radială a locaşului plăcuţelor este de maximum 0,03 mm.
5. Corpul frezelor şi elementele de fixare a plăcuţelor se execută din oţel aliat STAS 791-80, cu rezistenţa la tracţiune de minimum 1000 N/mm2.
6. Durităţilor părţilor componente ale frezelor sunt: pentru corp 45...50 HRC; pentru suportul plăcuţei şi pene 48...52 HRC; pentru şuruburi 45...48 HRC; pentru bride 52...56 HRC.
7. Elementele de prindere a plăcuţelor trebuie să fie interschimbabile, în cadrul unei aceleiaşi tipodimensiuni.
8. Rugozităţile suprafeţelor părţilor componente trebuie să fie: pe suprafaţa alezajului Ra = 0,8mm; pe suprafeţele de sprijin frontale, precum şi pe suprafeţele canalelor suporturilor Ra = 1,6 mm; pe suprafeţele funcţionale ale părţilor componente (suportul plăcuţei şi pana) Ra = 1,6 mm; pe restul suprafeţelor, inclusiv lae piueselor componente ale corpului (plăci, coroane) Ra = 3,2 mm.
9.
Fig. 3.2. Caracteristică de uzură la frezare şi precizarea intensităţii uzurii.Pe suprafeţele frezelor nu se admit fisuri, urme de coroziune şi de săruri, provenite de la tratament termic, şi nici culori de revenire.
10. Pe părţile de prindere nu se admit abateri de formă vizibile cu ochiul liber.
11. Toate piesele componente ale frezelor se vor bruna conform STAS 8472 - 69.
Frezele trebuie să corespundă încercării de comportare la aşchiere. După încercare, frezele trebuie să corespundă condiţiilor tehnice de calitate precizate mai sus şi să-şi păstreze calităţile aşchietoare, neadmiţându-se smulgerea sau slăbirea plăcuţelor, spargerea plăcuţei de sprijin sau slăbirea sau deformarea elementelor de prindere ale plăcuţei.
În încheierea acestui capitol al lucrării, sugerăm încercarea de a prevedea freza cu sisteme de echilibrare. Acest lucru este cu atât mai necesar, cu cât diametrul frezei este mai mare. Tot prin prisma necesităţii unei echilibrări foarte bune, se recomandă executarea pieselor componente în limitele claselor de precizie 3...4, iar tehnologia de execuţie a acestora va asigura centrările reciproce ale elementelor componente.
CAPITOLUL 3. CAPACITATEA DE AŞCHIERE A SCULELOR CU CORPUL DIN MATERIALE NECONVENŢIONALE
În acest capitol se prezintă modul de stabilire a capacităţii de aşchiere globale a frezelor frontale în cazul în care acestea sunt constituite din oţel şi armate masiv cu materiale neconvenţionale de tipul betoanelor, simple sau armate cu răşini epoxidice sau de altă natură. Determinarea capacităţii de aşchiere se face luând în considerare criteriile de evaluare definite în literatura de specialitate, dar se va ţine seama de particulatităţile specifice frezelor, precum şi de particularităţile specifice ale procesului de prelucrare prin frezare.
3.1. RELAŢIA DINTRE DURABILITATEA FREZELOR ŞI CAPACITATEA LOR DE AŞCHIERE
Principalul criteriu de evaluare a capacităţii de aşchiere a frezelor estedurabilitatea. Prin complexitatea fenomenelor de care depinde durabilitatea şi prin implicaţiile tehnologice şi economice pe care aceasta le are, durabilitatea este şi în cazul frezelor în general şi a celor frontale în special criteriul principal de apreciere a capacităţii de aşchiere.
După cum s-a stabilit în lucrări anterioare ale colectivului de autori, capacitatea de aşchiere a unei freze, evaluată pe baza criteriului durabilităţii, se măsoară direct prin timpul de aşchiere efectiv între două reascuţiri sau schimbări ale plăcuţelor aşchietoare, respectiv
prin durabilitate: CAdi = Ti [min].
Această definire se utilizează cu precădere în cazul prelucrărilor de degroşare şi semifinisare (eventual prefinisare).
În cazul utilizării frezei la degroşare, o caracterizare mai bună a calităţilor sculei este posibilă dacă se măsoară capacitatea de aşchiere prin columul aşchiilor îndepărtate pe durata unui ciclu de utilizare (între două reascuţiri sau schimbări ale plăcuţelor). În acest caz, relaţia pentru definirea capacităţii de aşchiere este:
CAdi = Vaşch = t t1 L [mm3]
în care: t este adâncimea de aşchiere în mm; t1 - lăţimea de frezare în mm; L - lungimea drumului parcurs de axa frezei în direcţia avansului, până la atingerea criteriului de uzură, în mm.
În final se obţine:
CAdV = t t1 vf T = t t1 T n sd z = t t1 T sd z
în care: vf este viteza de avans în mm/min; n - turaţia frezei în rot/min; sd este avansul pe dinte în mm; z este numărul de dinţi ai frezei; vaş - viteza de aşchiere în m/min; D - diametrul frezei în mm.
Înlocuirea durabilităţii cu expresia determinată din relaţia vitezei economice de aşchiere (obţinută din normative departamentale sau din literatura de specialitate) conduce în final la următoarea expresie:
[mm3]
Pentru a se determina capacitatea de aşchiere a frezei frontale propuse spre testare, s-au utilizat programe factoriale fracţionate, care permit estimarea independentă a coeficienţilor modelului matematic al durabilităţii, cu consumuri mici de materiale, energie şi timp. Variabilele independente considerate sunt viteza de aşchiere vaş, avansul pe dinte sd, adâncimea de aşchiere t şi lungimea de contact t1. S-a pornit de la modelul de bază al frezei C200 ´ 750I - SNAN 1504 EN STAS9211/2-86, cu următoarea geometrie:
an =70, gn = -70, l = -70, kr =750, k’r = 00, notaţii conform STAS 6599/1-81.
Prin prelucrarea rezultatelor conform metodicii expuse în literatura de specialitate [2.53] utilizând tehnica de calcul, se determină coeficienţii modelului matematic şi se face analiza de regresie, obţinându-se pentru criteriul de uzură VB = 0,3 mm expresia durabilităţii frontale:
[min]
Modelul matematic astfel obţinut este adecvat,având raportul R’ = 0,418<1.
3.2. INFLUENŢA BĂTĂII RADIALE A TĂIŞURILOR ASUPRA DURABILITĂŢII FREZELOR
Deoarece durabilitatea frezelor depinde de parametrii regimului de aşchiere, ea depinde şi de bătăile radiale şi axiale ale dinţilor frezei, care fac ca aceştia să aşchieze cu avansuri, adâncimi de aşchiere şi lăţimi de frezare diferite, şi deci să se uzeze diferit. Uzura diferită a dinţilor după orice direcţie modifică continuu bătăile radială şi axială a dinţilor şi încărcările fiecărui tăiş.
Discuţia asupra bătăilor dinţilor frezei este extrem de importantă în cazul frezelor armate cu materiale de tipul betoanelor sau de tipul răşinilor sintetice. Importanţa decurge din caracterul asamblat al frezei care poate produce mult mai uşor dezechilibrări ale ansamblului (vezi capitolul 2 al prezentului memoriu - raport de cercetare). Aceste dezechilibre pot fi produse de:
- neomogenitatea materialului de umplutură (beton, răşini etc.);
- dezechilibre provocate de prelucrarea mecanică sau de asamblarea corpului;
- deformarea diferită după direcţii radiale diferite ale capului de frezat, în urma strângerii tendoanelor pentru pretensionarea materialului de umplutură;
- nesimilaritatea tendoanelor, a piuliţelor sau a pieselor de aplicare a forţelor de pretensionare.
Aceste efecte sunt cu atât mai mari cu cât turaţiile frezei sunt mai mari. Astfel, la turaţiile obişnuite necesare atingerii vitezelor de aşchiere de 200 ...300 m/min (valori de xcirca 200 ...300 rot/min), forţele centrifuge care produc bătăile radiale pot avea valori importante.
Fig. 3.3. Bătaia radială a dinţilor frezei.
Fig. 3.5. Scăderea durabilităţii unei freze frontale cu creşterea bătăii radiale.
Fig. 3.6. Bătaia corpului frezei frontale şi influenţarea razelor tăişurilor. Modificarea prin uzură a încărcării dinţilor (plăcuţelor) se face în sensul mixcşorării neuniformităţii, dar freza va avea durabilităţi scăzute, căci tăişurile cu bătăile radiale relative cele mai mari vor atinge mai repede criteriul de uzură, pentru că viteza lor de uzare este mai mare. Relaţia pentru intensitatea uzurii este:
tg h =
După j intervale de timp Dt uzurile tăişurilor calculate succesiv prin recurenţă cu relaţiile de mai sus au valorile:
h1,j = h1,j-1 + Ch ;
hi,j = hi,j-1 + Ch ;
hz,j = hz,j-1 + Ch Uzurile tăişurilor se calculează astfel pas cu pas pe intervale de timp Dt până la atingerea criteriului de uzură sau a unei uzuri maxime admisibile.
Timpul de lucru după care unul dintre dinţii frezei atinge uzura admisă drept criteriu de uzură se consideră a fi durabilitatea Tb a frezei cu bătaie radială a tăişurilor.
Considerăm că cercetările privind bătăile radiale şi axiale ale dinţilor frezelor frontale trebuie continuate şi aprofundate, deoarece soluţia de asamblare a corpului poate crea dezechilibre şi deci excentricităţi, echivalente cu bătăile dinţilor ca gravitate. Facem observaţia că bătăile axiale încarcă energetic tăişul ieşit din şirul celorlalţi dinţi, cu cotă nominală, ceea ce presupune o uzare mai rapidă a sa. Scoaterea din funcţionare a frezei va fi determinată de consumarea durabilităţii tăişului mai proeminent, mai ales în cazul semifinisării şi al finisării. În cazul degroşării, fenomenele care se petrec sunt în primul rând alterarea rugozităţii tăişului mai proeminent, ceea ce produce accentuarea uzurii, micşorarea înălţimii sale şi alinierea la celelalte tăişuri.
Fig. 3.7. Comparaţie între bătaia corpului şi bătaia dinţilor frezei.Pentru exemplificare, în fig. 3.5 se prezintă un grafic (din literatura de specialita-te, 2.53) în care se pune în evidenţă variaţia durabilităţii cu bătaia relativă maximă a tăişurilor frezei.
Bătaia corpului frezei bf faţă de axa de rotaţie a arborelui principal pe care acesta se montează conduce la poziţionarea tăişurilor la razele Ri faţă de axa de rotaţie OM (fig. 3.6). Diferenţele dintre razele Ri şi raza R sunt similare bătăilor radiale alwe tăişurilor bi:
; bi = Ri - R
Pentru freza cu D = 200 mm având z = 12 dinţi, s-a determinat influenţa bătăii corpului frezei bf asupra durabilităţii comparativ cu influenţa bătăii radiale relative obţinute prin montarea unui set de plăcuţe SNUN 1504 EN în locaşurile frezei.
Prima concluzie arată că bătaia corpului frezei duce la bătăi radiale relative ale tăişurilor cu variaţie sistematică, adică la dinţi cu bătaie radială pozitivă pe o parte şi dinţi cu bătaie negativă pe cealaltă parte, opusă. Ca urmare, scăderile de durabilitate ale frezei sunt mai mari decât în cazul bătăiolor radiale cu variaţie aleatoare, obţinută prin montarea setului de plăcuţe. Comparaţia este vizualizată în figura 3.7.
În realitate, cele două tipuri de bătaie radială date de erorile de poziţionale ale locaşelor şi de abaterile plăcuţelor, respectiv de bătaia radială a corpului frezei se suprapun, putându-se însuma, ducând la micşorări importante ale durabilităţii frezei.
3.1. RELAŢIA DINTRE ENERGIA SPECIFICĂ CONSUMATĂ LA AŞCHIERE ŞI CAPACITATEA DE AŞCHIERE A FREZELOR
În cazul frezării frontale, modelele matematice pentru calculul energiei specifice consumate la aşchiere au fost determinate prin adaptarea relaţiilor prezentate în literatura de specialitate [2.53]. Pe baza energiei specifice de aşchiere se poate decermina capacitatea de aşchiere parţială conform criteriului energiei specifice consumate.
În cazul procedeului de frezare, dacă se cunosc parametrii regimului de aşchiere şi puterea consumată în procesul de aşchiere, se determină energia cu relaţia următoare:
Energia specifică consumată la aşchiere se poate determina indirect prin măsurarea forţei principale de aşchiere Fz, care se poate determina experimental sau prin calcul, în funcţie de parametrii regimului de aşchiere, cu una din relaţiile cunoscute.
Relaţia permite determinarea energiei specifice consumate la aşchierea unui material cu proprietăţi mecanice cunoscute, cu o freză cu caracteristici definite, precum şi evaluarea sensului şi mărimii influenţei variabileloer t, sd,t1,D.
Capacitatea de aşchiere determinată pe baza criteriului energiei specifice consumate la aşchiere se calculează prin indicele CAe, care poate fi considerat egal cu energia specifică consumată.
Energia specifică consumată are aceeaşi valoare numerică cu apăsarea specifică de
aşchiere şi este cel mai mult influenţată (pentru o aceeaşi freză şi pentru un acelaşi material prelucrat) de grosimea medie a aşchiei, deci de avansul pe dinte.
Efectuând derivata dEsa/dsd, aceasta este negativă, prin urmare energia specifică consumată la aşchiere se micşorează la mărimea avansului pe dinte, fără să aibă un minim. Corespunzător acestei variaţii, capacitatea de aşchiere CAe se măreşte odată cu avansul pe dinte la frezare.
Pentru freza în construcţie normală care a reprezentat baza de la care s-a proiectat freza cu corpul din materiale neconvenţionale, energia specifică de aşchiere are următoarea expresie:
Energia specifică consumată la frezarea cu freza frontală este influenţată de unghiul de degajare, de excentricitatea frezei şi de uzura tăişurilor. În cazul ferzelor cu corpul armat cu materiale neconvenţionale, diferenţele de capacitate de aşchie pe baza criteriului energiei consumate pot fi date doar de execuţia neîngrijită, respectiv de apariţia bătăilor radiale, axiale şi excentricităţii frezei.
Spre exemplificare, se prezintă relaţia prin care uzura frezei influenţează capacitatea de aşchiere pe baza criteriului energiei consumate:
CONCLUZII GENERALE ŞI DIRECŢII DE CERCETARE VIITOARE
În urma cercetărilor efectuate, se desprind unele concluzii, pe care le prezentăm în continuare.
1. Industria naţională românească are un număr relativ important de întreprinderi constructoare de maşini profilate pe aşa numitele “construcţii grele”, necesitând prelucrări mecanice prin aşchiere a unor piese de mari şi foarte mari dimensiuni. Aceste întreprinderi sunt dotate cu maşini-unelte de mari dimensiuni care folosesc scule aşchietoare corespunzătoare. Se folosesc capete de frezat (freze frontale) freze cilindrice, cuţite de strung, scule pentru executarea şi prelucrarea găurilor de mari dimensiuni, scule pentru danturare. Frezele frontale pot atinge diametre de până la 1000 mm, ceea ce presupune un consum ridicat de material de scule (oţel pentru corp) al cărui preţ este foarte ridicat.
2. Numărul sculelor de mari dimensiuni este deastul de mare pentru a justifica o cercetare referitoare la reducerea costurilor acestora.
3. În lume s-au dezvoltat maşini-unelte cu batiuri din materiale înlocuitoare, ca betoanele simple, betoanele cu răşini de reacţie, materiale ceramice etc. Proprietăţile acestor materiale sunt studiate şi deci bine cunoscute, ele având o utilizare din ce în ce mai largă, datorită calităţilor lor la preţuri net inferioare oţelurilor.
4. Deşi utilizarea acestor materiale presupune unele complicaţii constructive, există situaţii în care costul final este mai mic pentru sculele având în componenţă materiale neconvenţionale decât pentru cele în construcţie clasică.
5. Utilizarea betoanelor de orice tip prezintă riscul alterării lor în contact cu lichidele de răcire utilizate, dar mai ales în contact cu uleiurile utilizate la maşini-unelte. Din acest motiv, se impune ca măsură de siguranţă închiderea completă a materialelor înlocuitoare în carcase (incinte) complet închise.
6. Betoanele şi materialele ceramice rezistă foarte bine la solicitările de compresiune şi nesatisfăcător la solicitările de tracţiune şi încovoiere. Din aceste motive, se propune adoptarea unor sisteme de pretensionare a betoanelor din corpul capului de frezat. Un astfel de sistem a fost elaborat de colectivul de autori şi este brevetabil, făcându-se diligenţe pentru depunerea dosarului la OSIM.
7. Soluţiile constructive adoptate pentru construcţia capului de frezat îşi au ca bază soluţiile curente de capete de frezat cu plăcuţe sau cu cuţite, făcându-se doar modificările necesare, aşa cum rezultă din memoriul de calcul al proiectului.
8. Soluţiile constructive sunt cu atât mai convenabile şi mai rentabile economic cu cât dimensiunile sculelor sunt mai mari.
9. Precizia de execuţie a pieselor ansamblului de proiectat al capului de frezat este mare, dar nu depăşeşte clasele de precizie obişnuite pentru execuţia sculelor aşchietoare. Prin urmare, costurile prelucrărilor părţilor componente sunt economic acceptabile.
10. Reducerea costurilor se poate realiza prin tipizarea unor elemente care intră în
alcătuirea ansamblului sculei cu materiale neconvenţionale, ca de exemplu prezoanele cu rol de tendoane de pretensionare, piesele de exercitare a pretensionării pe carcasa exterioară, piesele de prindere-poziţionare-fixare a plăcuţelor în corp, piuliţe etc.
11. Soluţia constructivă cu plăcuţele fixate pe partea cilindrică (clasică) poate fi înlocuită cu o soluţie constructivă în care sistemele de prindere a plăcuţelor sunt fixate pe partea frontală, ceea ce implică posibilităţi mult mai mari de economisire a materialului se scule. În varianta clasică, din cauza sistemului de prindere, coroana cilindrică exterioară are pereţii groşi, în tim ce în cealaltă variantă, cu plăcuţele fixate pe partea frontală, coroana poate fi mult mai subţire. În acest fel, şi forţele de prestrângere pot fi mai mici, căci o parte din aceste forţe serveşte la deformarea coroanei. Cu cât coroana este mai subţire, cu atât fracţiunea din forţă care trebuie să învingă rezistenţa coroanei poate fi mai mică. În plus, pentru coroană se pot folosi semifabricate laminate care au pereţi mai subţiri, deci se găsesc mai uşor.
12. Prezentul memoriu prezintă unele rezultate privind capacitatea de aşchiere a frezelor frontale. Pentru a se putea face o comparaţie obiectivă, se analizează capacitatea de aşchiere a unei freze frontale în construcţie clasică, dându-se rezultate concrete.
13. La o analiză primară, capacitatea de aşchiere a unei freze în construcţie neconvenţională ar trebui să fie identică cu cea a frezei martor. Deoarece capacitatea de aşchiere depinde printre altele de bătăile radiale, axiale şi de excentricitatea frezei, rezultă că singurii factori care ar putea să influenţeze această capacitate globală de aşchiere ar fi execuţia neîngrijită a pieselor din alcătuirea corpului.
14. Principala problemă care a fost luată în considerare este realizarea unei metodici de cercetare a capacităţii de aşchiere unitare, precum şi a unei metodici de interpretare a rezultatelor, convenabilă. Metodica ţine seama de progresele realizate de colectivul de autori în studiul noţiunilor de capacitate de aşchiere şi prelucrabilitate a maşinilor, oferind elemente originale, prezentate în lucrare.
Ca direcţii viitoare de cercetare, sugerăm următoarele:
1.Proiectarea unor variante constructive de freze armate cu materiale neconvenţionale cu sistemele de prindere ale plăcuţelor dispuse pe partea frontală, şi nu pe partea cilindrică, aşa cum sunt ele concepute în prezent.
2. Stabilirea materialelor celor mai potrivite şi înlocuirea betonului cu ceramici.
3. Elaborarea unei teorii unitare privind pretensionarea betoanelor sau a ceramicilor (acestea au aproape aceleaşi proprietăţi ca şi betoanele), în vederea creşterii re4zistenţei mecanice şi a rigidităţii frezelor frontale cu corpul din materiale neconvenţionale.
4. Elaborarea unui calcul tehnico-economic amănunţit privind eficacitatea economică a acestui tip de construcţie de freze.
5. Volumul mare de muncă necesitat de cercetările primelor faze nu au permis realizarea unei cercetări integrale a problemei, rămânând numeroase activităţi şi cercetări care ar trebui să facă obiectul unor contracte de colaborare ulterioare. În plus, o cercetare ulterioară ar trebui să beneficieze de fonduri mult mai mari pentru a putea fi integral finalizată.
BIBLIOGRAFIE
1. Sereş I., Consideraţii asupra contracţiei pieselor injectate din materiale termoplastice. Industria Uşoară nr. 1, 1982.
2. Sereş I., Detenninarea timpului de racire in matrita la formarea prin injecţie a termoplastelor. Materiale Plastice nr. 4, 1985.
3 Sereş I., Proiectarea matritelor pentru produse injectate din materiale plastice, Ed.Tehrnca, Bucureşi, 1987.
4. Sereş I., Proiectarea constructiva a pieselor injectate din material termoplastic. Industria usoara nr. 6, 1987.
5. Sereş I., Injectarea materialelor termoplastice, Ed. Imprimeriei de Vest, Oradea, 1996.
6. Sereş I., Matrite de injectat in exemple, Ed. Imprimeriei de Vest, Oradea, 1997.
7. Sereş I., Matrite de injectat, Ed. Imprimeriei de Vest, Oradea,1999.
8. Atanasiu A. Mecanica tehnica, Ed.Tehnica, Bucureşti, 1969.
9. Barg B., Tehnologia maselor plastice sintetice.
10. Buzdugan Gh., Rezistenta materialelor, Bucuresti, Ed. Tehnica, 1970.
11. Buzdugan Gh., Betes A., Culegere de probleme de rezistenta materialelor, Bucureşi, Ed. Tehnica, 1979.
12. Chesa I., Alegerea şi utilizarea otelurilor
13. Cincu C., Manea Gh., Cartea operatorului din industria de prelucrare a materialelor plas-tice, Bucuresşti, Ed. Tehnica, 1984
14. Cosneanu C., Vida M., Turnarea in forme ceramice, Bucureşti, Ed. Tehnica, 1978.
15. Dieter G., Metalurgie mecanica, Bucuresti, Ed. Tehnica, 1970;
16. Fedorov N., Fedorov V., Fabricarea şi repararea matritelor şi dispozitivelor, Bucuresti, Ed. Tehnica, 1953
17. Gavrilas I., Marinescu N., Prelucrarea prin electroeroziune şi electrochimice abraziva - Ed. Tehnică, Bucureşti, 1980.
18. Gherghescu I., Oteluri de scule, Bucureşti, Ed. Tehnica, 1990.
19. Ionescu Muscel A., Ianculescu M., Vass B., Rosenthal I., Biro A., Proiectarea matritelor pentru produse injectate din materiale plastice, Ed.Tehnica, Bucureşti, 1987
20. Ivanov V., - Turnarea de precizie in forme cerarnice cu suprafaţa de separatie, Moscova, Ed. Ministerului Apararii, 1959.
21. Jacsch E., Chetariti D., Materiale plastice poliamidice, Bucuresti. Ed. Tehnica, 1988.
22. Jinescu V., Relaţii pentru timpul de reţinere in procesele de extrudare şi injectare a materialeior termoplastice. Materiale plastice nr. 1,1969.
23. Jinescu V., Măsurarea temperaturii la maşini pentru prelucrarea materialelor termoplastice, a cauciucului şi a arnestecurilor din cauciuc. Materiale Plastice nr. 4, 1971.
24. Jinescu V., Proprietatile fizice şi termomecanica materialelor plastice - Ed. Tehnică, Bucureşti, 1979.
25. Jinescu V., Proprietatile fizice şi termodinamice ale materialelor plastice, Ed.Tehnica, Bucureşti, 1979.
26. Voicu M., Szell P., Studiul şi tehnologia metalelor, Ed. Didactica şi Pedagogica, Bucureşti, 1975
27. *** Informaţi din practica pentru prelucratorul de mase plastice. Contracţia la piese fabricate prin metoda de turnare - injecţie. Prospectul firmei Bayer, 1977
28. *** Probleme ale automatizarii proceselor industriale şi ale cercetarii. Mecanizarea, automatizarea şi robotizarea proceselor industriale. Buletin de informare şi documentare tehnico-ştiintifica, INID nr. 2, 1987.
29. *** Probleme ale robotizării producţiei industriale. Mecanizarea, automatizarea si robotizarea proceselor industriale. Buletin de informare şi documentare INID nr. 1, 1989.
30 *** Procese de munca. Tehnologii, procese de munca, design industrial. Buletin de informare si documentare INID nr. 1, 1990.
31. *** Revista firmei Plas Tech nr. 1, 1977
32. *** Studiu privind prelucrarea prin extrudere şi injectare a materialelor termoplastice. Centrul de documentare si pub1icaţii tehnice Ministerul Industriei Uşoare, Bucuresti, 1970
33. *** Studiu privind utilajul pentru prelucrarea prin extrudere şi injectare a materialelor termoplastice. Centrul de documentare si publicaţii tehnice Ministerul Industriei Uşoare, Bucureşi, 1970.
34. Eduard P. Allyn, Mold design I: For plastic injection molding - A workbook, Spiral-bound, 1998.
35. Baren R., Strain aging of low - carbon sheet steel. In: Metal Progress 98, 1970.
36. Bernard J., Engrenages en matieres plastiques realises par injection. Plastiques Modemes et Elastomeres, 1971.
37. Bemhardt E., Bertacchi C., New tool for mould design. Plastic tehnology, January, 1986;
38. Beuscheht H., Dominighaus H., Ulrich E., Injection des polyolefines: formes des articles et construction des moules., 1962.
39. Douglas M. Bryce, Plastic injection molding: manufacturing startup and management, Hardcover, 1999.
40. Douglas M. Bryce, Plastic injection molding: Mold design and construction fundamentals (Fundamentals of injection molding), Hardcover, 1998.
41. Douglas M. Bryce, Plastic injection molding: Product design and material selection fundamentals (Fundamentals of injection molding), Hardcover,
42. Douglas M. Bryce, Plastic injection moulding: Mold design and construction fundamentals (Fundamentals of injection molding), Hardcover, 1998.
43. Douglas M. Bryce, Title Plastic injection moulding: manufacturing process fundamentals.
44. Cazaud R., La fatigue des metaux, Paris, Dunod, 1969.
45. Cretien Andre, Connaissance du moulage par injection. Paris, Editions de la Revue, Industrie des Plastiques Modernes"
46. Cohn R., Le moulages des matieres plastiques et de leur applications, Paris, Ed. Amphora, 1962.
47. J.R. Davis., Tool materials (Asm specially handbook), Hardcover, 1995.
48. Piaras V. De Cleir, Polymers in Injection Molding, Paperback, 1985.
49. Donald F. Early, Eduard A. Reed, Tehniques of pressworking sheet metal: An engineering approach to die design, Hardcover, 1974.
50. Dogariu C., Cercetări teoretice şi experimentale privind utilizarea betonului în construcţia de maşini-unelte. Teză de doctorat, U.P.B., 1994.
51. Străjescu E., Contribuţii privind influenţa microgeometriei părţii aşchietoare a sculei asupra durabilităţii". Teza de doctorat, Institutul Politehnic Bucureşti, 1984.
52. Enache Şt., Tănase I., Străjescu E., Tehnologia sculelor aşchietoare. Editura Tehnică, Bucureşti, 1988.
53. Enache Şt., Străjescu E., Tănase I., Capacitatea de aşchiere a sculelor aşchietoare. Editura Academiei Române, Bucureşti, 2000.
54. Minciu C., Străjescu E., Tănase I., Gladcov P., Necula S., Proiectarea sculelor aşchietoare, Editura Tehnică, Bucureşti, vol. 1 apărut în anul 1995 şi vol. 2 apărut în 1996.
55. Gladcov P., Contribuţii privind studiul capacităţii de aşchiere a cuţitelor armate cu plăcuţe din carburi metalice româneşti la strunjirea fontelor. Texză de doctorat, Institutul Politehnic Bucureşti, 1978.
56. Filipoiu I.D., Kunz A., Meier M., Müller S., Tehnologii şi utilaje tehnologice. Fabricaţie şi costuri. Editura Printech, Bucureşti, 2003.
Articolul mai are si cateva desene,ceea cel face si m-ai interesant dar nu stiu de ce nu le arata si pe acelea.
posted by Maryus at 2:00 PM
4 comments
