organe de masini -curs sem 2-.pdf-1
TRANSCRIPT
ORGANE DE MAŞINI
Partea a II – a(semestrul 6)
Cuprins1. OSII ŞI ARBORI2. LAGĂRE
- LAGĂRE HIDRODINAMICE CLASICE- LAGĂRE SPECIALE- LAGĂRE HIDROSTATICE- RULMENŢI (LAGĂRE CU ROSTOGOLIRE)
3. ASAMBLĂRI- ASAMBLĂRI DEMONTABILE
- asamblări butuc – arbore (pene, caneluri, presate, etc.)- asamblări filetate
- ASAMBLĂRI NEDEMONTABILE (NITUITE, SUDATE, LIPITE)- ASAMBLĂRI ELASTICE
4. CUPLAJE5. ETANŞĂRI
1. OSII ŞI ARBORI
1. GENERALITĂŢI2. CLASIFICAREA OSIILOR ŞI ARBORILOR3. MATERIALE ŞI TEHNOLOGII4. SIGURANŢA OSIILOR ŞI ARBORILOR ÎN FUNCŢIONARE5. CALCULUL OSIILOR6. CALCULUL DE PREDIMENSIONARE AL ARBORILOR
DREPŢI7. DEFINITIVAREA FORMEI8. ADOPTAREA PRECIZIEI DIMENSIONALE ŞI DE FORMĂ9. ÎNTOCMIREA DESENULUI DE EXECUŢIE10.VERIFICĂRILE ARBORILOR
– Verificarea la oboseală– Verificarea la deformaţii – Verificarea la vibraţii
1.1. GENERALITĂŢI
• Osiile şi arborii sunt organe de maşini cu rolul de a susţine elemente în mişcare de rotaţie, transmiţând sau nu moment de torsiune şi mişcare.
• Arbori– Lişi– În trepte (cu tronsoane)
• Tronsoane – de sprijin– de susţinere– de asmblare– libere
1.2. CLASIFICAREA OSIILOR ŞI ARBORILOR
• După forma axei (drepţi, cotiţi, curbi, flexibili)
• După forma secţiunii (circulară, poligonală, inelară)
• După mişcarea executată (imobili, rotativi)
• După modul de rezemare (static determinat, nedeterminat )
• După poziţie (vertical, orizontal, înclinat)
• După modul se semifabricare (laminat, forjat, turnat)
• După regimul de funcţionare (rigizi, elastici)
1.3. MATERIALE ŞI TEHNOLOGII
• pentru arbori de importanţă redusă, OL 50, OL 60, etc; • pentru arbori de importanţă crescută se recomandă
oţeluri de îmbunătăţire;– cu tronsoane expuse la uzare, OLC15, OLC35, durificare
superioară prin cementare, sau un alt tratament superficial de durificare (nitrurare, carbonitrurare, acoperire cu materiale dure, etc.);
– pentru arbori de uz general, cu solicitare medie, oţeluri carbon de calitate, cu conţinut mediu de carbon (OLC45) şi un tratament de călire cu revenire;
• pentru arbori puternic solicitaţi se folosesc oţeluri aliate;• arborii de dimensiuni mari şi formă relativ simplă, prin
turnare din oţel;• pentru arborii cu configuraţii complexe, cu solicitări şi
viteze reduse, prin turnare din fonte cu grafit nodular (Fgn).
Solicitări
τ σiA
A'
Tehnologii de semifabricare/fabricare
• Laminare (cel mai frecvent) deoarece acestea se pot procura într-o gamă largă de tipodimensiuni iar prelucrarea se poate face precis, prin prinderea semifabricatului între vârfuri urmată de prelucrări prin strunjire, rectificare, frezare etc., păstrând aceleaşi elemente de bazare pentru toate prelucrările. Arborii cu tratament de îmbunătăţire sunt cei mai frecvenţi şi au avantajul că pot fi prelucraţi final prin strunjire după tratamentul termic. Această tehnologie se foloseşte pentru arbori de uz general.
• Forjare, (continuitatea fibrajului).• Turnare (când nu se pot folosi semifabricate laminate).• Injectare din mase plastice, utilizate în condiţiile mecanicii fine şi
mecatronicii, Se obţine astfel o productivitate ridicată şi un cost redus al reperelor, asigurându-se şi o precizie dimensională foarte bună, cu abateri reduse de la un reper la altul, acestea copiind forma şi dimensiunile golului umplut de materialul plastic în matriţă.
1.4. SIGURANŢA OSIILOR ŞI ARBORILOR ÎN FUNCŢIONARE• TIPURI DE SOLICITĂRI:
1. Încovoiere1.1. Alternant – simetrică, pentru arborii şi osiile ce se rotesc;1.2. Încovoiere simplă, pentru osii nerotitoare.
2. Răsucire,2.1. Statică (simplă) când arborele funcţionează un timp îndelungat fără opriri;2.2. Pulsantă când arborele se roteşte într-un singur sens cu porniri şi opriri repetate;2.3. Alternant – simetrică când arborele se roteşte în ambele sensuri cu porniri şi opriri repetate.
• POSIBILITĂŢI DE SCOATERE DIN UZ:1. Pierderea capacităţii statice de rezistenţă2. Apariţia de deformaţii importante3. Depăşirea capacităţii de rezistentă în timp, prin fenomenul de oboseală4. Deteriorarea datorită fenomenelor vibratorii (rezonanţa)
• METODICA GENERALĂ DE CALCUL1. Predimensionare din condiţia de rezistenţă la răsucire;2. Dimensionare din condiţia de rezistenţă la solicitarea de încovoiere, cu
un moment încovoietor echivalent care ia în considerare solicitarea de încovoiere cumulată cu o încovoiere suplimentară care echivalează
răsucirea;3. Verificarea finală din condiţiile de:
• rezistenţă la oboseală; • rigiditate (deformaţii); • stabilitate elastică (vibraţii).
1.5. CALCULUL OSIILOR
Fa2
Fr2
Ft2
Fr1
Fa1Ft
1
Fr Ft
FaMt
Mi2
2 2
22
Fr Ft
Fa Mt
Mi
11
1 1
1
x y
z
Fr
Fa
Mi2
2
2Fr
Fa
Mi
1
1
1
y
z
Ft
Mt2
2Ft
Mt
1
1 y
x
V1 V2
H1
Mi yOz
Mi yOx
Mt
1.6. CALCULUL DE PREDIMENSIONARE AL
ARBORILOR DREPŢI
1. Adoptarea formei constructive2. Stabilirea schemelor de solicitare3. Schematizarea arborelui printr-o grindă4. Trasarea diagramelor5. Calculul momentului încovoietor rezultant6. Trasarea diagramelor de momente de torsiune7. Calculul momentului încovoietor echivalent 8. Calculul diametrelor minim necesare9. Adoptarea valorilor diametrelor
1.7. DEFINITIVAREA FORMEI
• Adoptarea diametrelor tronsoanelor libere. (rotunjiri în plus la valori din STAS 75-80).
• Adoptarea diametrelor tronsoanelor de montare a rulmenţilor
[3, 4, … 10, 12, 15, 17, 20, 25, … (5⋅k) …]
• Adoptarea diametrelor tronsoanelor cu canale de pană
(+ 5% x nr canale)
• Rezemare axială şi raze de racordare (STAS 6603-75)
Tipuri de treceri între tronsoane de diametre diferite
a b c
d e f
1.8. ADOPTAREA PRECIZIEI DIMENSIONALE ŞI DE FORMĂ
TOLERANŢELE, se stabilesc funcţie de clasa de precizie de execuţie: • execuţie mijlocie, clasele de precizie 6 – 8, pentru dimensiunile care
formează ajustaje iar pentru dimensiunile libere clasele de precizie 10 – 12;
• execuţie fină, clasele de precizie 4 – 6 pentru dimensiunile care formează ajustaje iar pentru dimensiunile libere clasele de precizie 8 – 10;
CALITATEA SUPRAFEŢELOR: • pentru suprafeţe ce formează ajustaje ≤ 0,8 …1,6 Ra,• suprafeţe libere ≤ 3.2 Ra.PRECIZIA FORMEI• specificarea abaterilor de forma şi poziţie
(bătaie frontală, radială, coaxialitatea tronsoanelor, abaterilor de la paralelism, etc.)
10.1. Verificarea la oboseală
compresiune
Tester
3
32
d
mgx
)x(W
)x(M
z
ii
πσ ==
σσσσ
R = constant
t
σσσσ0<R <1
t
σσσσm
σσσσmin
σσσσmax
vσσσσ
vσσσσ
σσσσR=0
t
σσσσm
σσσσmin
σσσσmax
vσσσσ
vσσσσ
σσσσ-1<R<0
tσσσσm
σσσσmin
σσσσmax
vσσσσ
vσσσσ
σσσσ -R=-1
tσσσσm
σσσσmin
σσσσmax
vσσσσ
vσσσσ
vm
vmRσσ
σσ
+
−=
45o
O
Ciclurioscilante
Cicluri alternante Cicluri pulsante
Cicluri alternant simetrice
Solicitari statice
C
B
A
σm
σv
45o
O
Cicluri pulsante
Cicluri alternant simetrice
Solicitari statice
C
B
A
σm
σv
Rk
piesaR σβ
εγσ =
R
Rd
σ
σε =
Rk
RS
σ
σγ =
321 γγγγ =
Rk
Rk
σ
σβ =
),1(1 −+= kkk αηβ
nominal
maximk
σ
σα =
maxmax τ
τ
σ
στσ
piesaRpiesaR cc ==maxmax
,τ
τ
β
εγ
σ
σ
β
εγτσ
R
k
R
k
cc ==
1111
1,
1
+−+−
+
=
+
=
τ
τ
τ
τ
εγ
β
σ
σ
σ
σ
εγ
β τσmvkmvk
cc
Soderberg
mvk
mvk
ccτψτ
εγ
βτ
σψσεγ
βσ
τ
τ
σ
σ
+
=
+
= −− 11 ,
Serensen
2
1
2
1
2
1
2
1
1,
1
+
=
+
=
+−+− τ
τ
τ
τ
εγ
β
σ
σ
σ
σ
εγ
βτσ
mvkmvk
cc
Buzdugan
Principalii concentratori: gaură transversală, canal circular, rază de racordare, îmbinare presată, canal de pană, filet, combinaţii de concentratori.
Finalizarea calculului de verificare la obosealăSe pot ivi următoarele situaţii posibile:
a) c > ca − calculul este terminat;b) c < ca − caz în care se impun măsuri pentru
creşterea coeficientului de siguranţă în secţiunea respectivă prin:
• creşterea capacităţii de rezistenţă (înlocuirea materialului cu unul calitativ superior);
• reducerea efectului de concentrare (prin modificări ale formei);
• reducerea nivelului solicitării prin modificări ale schemei de încărcare în aşa fel ca efectele să se compenseze reciproc.
Valorile pentru coeficienţii de siguranţă admisibili depind de destinaţia arborelui. Pentru arbori de uz general se adoptă ca=2... 3.
Verificarea la deformaţii
ϕ
Metodica de verificare la deformaţii flexionale
Metoda modernă. O metodă modernă de evaluare a deformaţiilor o constituie calculul deformaţiilor prin metoda elementelor finite.
• Valorile admisibile:– pentru roţi dinţate, (0.01 – 0.03)m– (0,0002–0,00003) x distanţa dintre reazeme. – Pentru alte elemente mecanice susţinute,
conform recomandărilor din literatură.
• Înclinările limită în reazeme depind de modul de rezemare iar în dreptul unui element susţinut de natura acestuia.
Verificarea la deformaţii torsionale
• Valori admisibile:– θa = 5 [°/m] pentru lanţuri cinematice
interdependente;
– θa = 15 – 20 [°/m] arborii mecanismelor podurilor rulante;
– θa = 7,5 – 13 [°/m] arborii diferenţialelor autovehiculelor.
∑ ∑⋅
⋅==
i pi
itiig IG
lMfθ
Verificarea la vibraţii
m
k=0ω
∑
∑=
i
ii
i
i
o vm
kv
2
22
max
2
max
ω
x
Fk =
2. LAGĂRECLASIFICAREA LAGĂRELORa) După mişcarea relativă din lagăr:• lagăre de alunecare;• lagăre de rostogolire;• lagăre hibride.b) După direcţia forţelor transmise prin lagăr:• lagăre radiale;• lagăre axiale;• lagăre radial-axiale.c) După fenomenul care guvernează
funcţionarea lagărului:• lagăre hidrodinamice;• lagăre elastohidrodinamice;• lagăre hidrostatice (aerostatice);• lagăre speciale.d) După cantitatea de lubrifiant din lagăr:• lagăre cu ungere abundentă (fluidă);• lagăre cu ungere săracă (mixtă);• lagăre intermediare.• lagăre fără lichid de ungere (uscată).
e) După destinaţie:• pentru construcţia de maşini;• pentru mecanică fină;• pentru destinaţii speciale.f) După natura lubrifiantului:• lagăre unse cu lubrifiant; • lagăre unse cu lichidul de lucru al maşinii.g) După soluţia constructivă:• lagăre clasice;• lagăre cu lobi;• lagăre cu element flexibil.h) După poziţie:• lagăre de capăt;
2.1. LAGĂRE HIDRODINAMICE CLASICE
• Principiu funcţional
α
NQ
TG
vp
2.2. Elemente constructive ale lagărelor hidrodinamice
Arbore
Capac cu etansare
Inel de etansare
Fus
CorpInel de ungere
Canal de ungere
Surub
Capac
Rezervor de lubrifiantCanal de recuperare
• Avantaje ale lagărelor hidrodinamice– sunt simple; – necesită o întreţinere sumară; – în prezenţa unui film de lubrifiant complet fluid
se realizează o amortizare a şocurilor şi vibraţiilor (stabilitate dinamică);
– pot fi utilizate pe o gamă largă de turaţii şi sarcini;
– pot fi utilizate într-o gamă foarte largă de situaţii practice.
Dezavantaje ale lagărelor hidrodinamice– comparativ cu lagărele de rostogolire şi hidrostatice
au coeficienţi de frecare mai mari;– în fazele tranzitorii de pornire/oprire nu asigură
separarea completă a suprafeţelor fus–cuzinet ceea ce determină, pe durata perioadelor tranzitorii, apariţia uzurii;
– în cazul unei ungeri insuficiente, generările termice devin importante şi pot conduce la un dezechilibru termic ce determină încălzirea exagerată, deci creşte riscul deteriorării prin gripare termică.
Materiale pentru elementele lagărelor– să aibă coeficient de frecare redus, adică fusul şi cuzinetul - un cuplu
antifricţiune – să aibă viteză de uzură mică;– să conducă uşor căldura produsă prin frecare în lagăre;– să aibă un coeficient de dilatare redus pentru a nu modifica caracterul
ajustajului fus-cuzinet;– să aibă rezistenţă bună la oboseală şi la presiune de contact;– să aibă o compoziţie chimică stabilă şi să nu reacţioneze cu substanţele
folosite ca lichide de ungere.• Fusurile. din acelaşi material cu arborele, fiind monobloc cu acesta.
În unele situaţii, când există riscul de deteriorare prin uzare se pot aplica, local, tratamente de durificare superficială.
• Cuzineţii. Se confecţionează din materiale ce formează un cuplu antifricţiune cu arborele, cum ar fi: – bronzurile (CuSn14T, CuPb25, CuAl9, etc.), – fontele antifricţiune, – aliajele antifricţiune speciale, pe bază de plumb, staniu, cupru sau
aluminiu (Y-Sn83, Y-PbSn10, Y-AlSb5, etc.), – materiale sinterizate sau materiale nemetalice (poliamide, teflon, lemn,
cauciuc etc.).
Deteriorări ale lagărelor- În ipoteza că un lagăr a fost proiectat corect şi
funcţionează normal, contactul între suprafeţele active se poate produce numai în fazele de pornire/oprire. În consecinţă, uzura firească a unui astfel de lagăr o constituie uzura de contact.
- Dacă un lagăr nu este corect proiectat, s-au materialele nu au fost corect alese, pot să apară şi alte moduri de deteriorare, cum ar fi:• oboseala stratului superficial, strat care se poate desprinde, înrăutăţind calitatea suprafeţei şi implicit funcţionarea; • curgerea tangenţială a materialului, care apare datorită unei ungeri insuficiente ce determină un film insuficient de gros şi forţe tangenţiale importante;• griparea, fenomen de deteriorare catastrofală, cauzat de o proiectare greşită sau de o exploatare necorespunzătoare.
Elemente geometrice ale lagărelor
Modelarea fenomenului de ungere
y
hv
x
hu
y
ph
yx
ph
x ∂
∂+
∂
∂=
∂
∂
∂
∂+
∂
∂
∂
∂ηη 6633
în care:h – grosimea de film;p – presiunea;x – coord. circumferenţială;z – coord. radială;h - vâscozitatea dinamică;u,v – viteze.
lagăre scurte, când l/D < 1;lagăre medii, pentru l = 1…1,5;lagăre lungi, l/D > 1.
36
h
hhu
x
p m−=
∂
∂η
RdlCF2ψ
ηω=
ψ
CR
l/D<1l/D=1l/D>1
frecare minimă
portanţă maximă
Frecarea în lagărele hidrodinamicevn
ψ
ωη
δ
ωηηητ ==≅=
2
1 d
h
u
dn
du
∫⋅=π
ατρ2
0
dlFf
dldlu
dlFf πψ
ωηπ
δητπ === 1
ψ
ηωπ
πψ
ωη
ppdl
dl
R
Ff f === ψζ
ψ
ηωπ 55.0+=
pf
Metodica de proiectare a lagărelor:1. Predimensionarea;2. Verificarea grosimii filmului de lubrifiant;3. Verificarea temperaturii de regim;
date de bază:• tipul de lagăr; • sarcina, R, pe care lagărul trebuie să o preia:
22 VH +=R
•diametrul, d, al fusului, determinat din condiţia de rezistenţă a arborelui;• o lungime maximă , lmax, pe care poate să o ocupe lagărul;•caracteristicile mecanice de rezistenţă ale materialul fusului;•turaţia, n, a fusului;•temperatura de funcţionare, T.
Predimensionarea
Verificarea ungerii
1. Adoptarea jocului relativ
( )443
21010
dωψ −− −=
2. Calculul coeficientului de portanţă
ηω
ψ 2pCR =
)(d
)(ehmin χψχδδ −=−=−= 12
1
3. Calcul grosime minimă de lubrifiant
4. Verificarea relaţiei
52221
....cRR
ha
zz
min =≥+
=λ
Verificarea termică
1. Calculul puterii pierdute prin frecare
( )pvd
pld)p
(fpldvvfPf ⋅=+=== constanta2
ωξψψ
πηωR
2. Calculul temperaturii de funcţionare a lagărului
( )0TTkSvf l −=RkS
vfTTl
R+= 0
p
v
(pv)a
va
pa
Determinarea jocului la temperatura de montare
)20)(( 0
0 −−+∆=∆ lfuscuzinetl Td αα
Calculul debitului de lubrifiant
-ajustajele recomandate pentru lagăre, sunt: H7/f7, H7/g7, H7/e8; H7/d8, H7/d10,
-pentru rugozitatea suprafeţelor sunt recomandate valori de cel mult Ra=0.4.
Alimentarea efectivă cu lubrifiant se poate realiza:• cu inel de ungere;• cu fitil;• prin picurare;• prin imersie
3. LAGĂRE SPECIALE
folie (cuzinet)
fus
spaţiu umplut de lubrifiant
lobi activi
lobi rezervă folie
4. LAGĂRE HIDROSTATICE
h
H
po
L
po
b
b
p o
po
d
F RP
P
5. RULMENŢI (LAGĂRE CU ROSTOGOLIRE)
Avantaje ale rulmenţilor• frecare mult mai mică;• centrare mult mai bună, • jocuri mult mai mici;• necesită pentru ungere o cantitate mult mai mică de lubrifiant• funcţionare bună chiar în condiţii de ungere incompletă cu cantitate foarte mică de lubrifiant, o perioadă lungă de timp înainte să apară griparea;•lăţimea rulmentului este mult mai mică decât lăţimea lagărelor hidrodinamice, necesitând lungimi de fus mai reduse şi conducând la arbori mai mici;• necesitatea unei cantităţi foarte mici de lubrifiant a permis realizarea de construcţii încapsulate de rulmenţi (etanşaţi), la care, în momentul asamblării, li se introduce în zona activă o cantitate de lubrifiant suficientă pentru toată durata de viaţă.
Dezavantajeale rulmenţilor
• rulmenţii sunt sensibili la deformaţiile arborilor deoarece acestea modifică pozişiile relative corpuri de rulare-inele şi implicit schema de forţe din contacte;
• rulmenţii sunt sensibili la vibraţii, în special în regim static (în absenţa mişcării de rotaţie), când vibraţiile pot produce solicitare prin şoc între corpurile şi căile de rulare determinând apariţia unor deformaţii de forma unor gropiţe (fenomen denumit şi brinellare);
• au o înălţime relativ mare.
Cinematica internă a rulmenţilor
d
ωd
d b
ω
ωb
im
ii
mcolivie R
R
R
v
22
0 ωω =
⋅=
bb d
v0=ω
Clasificarea rulmenţilor• După tipul corpurilor de rulare:
– rulmenţi cu bile;– rulmenţi cu role:
• cilindrice: - scurte l/d < 1;• medii 1 < l/d < 1.5 …2;• lungi (ace) l/d > 1.5…2
– conice;– butoi.
• După unghiul de contact şi direcţia sarcinii pe care rulmentul o poate prelua (se defineşte unghiul de contact ca unghiul dintre direcţia radială a rulmentului şi direcţia punctelor de contact). Deosebim:
– rulmenţi radiali;– rulmenţi radiali – axiali (cu bile sau role)– rulmenţi axiali.
• După numărul rândurilor corpurilor de rulare:– rulmenţi cu un rând de corpuri de rulare;– rulmenţi cu două rânduri de corpuri de rulare;
• După direcţia forţei pe care o pot prelua:– rulmenţi radiali ( rulmenţi cu role cilindrice);– rulmenţi radial – axiali cu simplu efect ( rulm. radiali – axiali cu role conice sau bile pe un
singur rând);– rulmenţi radial – axiali cu dublu efect (rulmenţi radial – axiali cu două rânduri de corpuri
de rulare);– rulmenţi oscilanţi(arborilor la care sunt prezente deformaţii importante).
Simbolizarea rulmenţilor
Distribuţia sarcinii pe corpurile de rulare
d
d b
β
P0 ∑+= ir cosPPF γ25
00 2
32
0
32
032
00
32
P
P
kP
kPiiii =
=
=
δ
δ
δ
δi
i cosγδ
δ=
0
i//
i cosPP γ32
0
32 =
374
0
.
zPFr =
z
FP r5
0 =
Pentru rulmenţi axializ
FP r=0 z.
FP r
800 =
Deteriorări ale rulmenţilor
1. Oboseala de contact - calea firească de scoatere din uz a rulmenţilor corect exploataţi.
2. Deformarea plastică - apariţia unor deformaţii pe căile de rulare.
3. Uzura abrazivă - datorită utilizării unui ulei impurificat.
4. Supraîncălzirea - poate apărea ca urmare a unei ungeri insuficiente.
Materiale utilizate în construcţia rulmenţilor
• În construcţia clasică de maşini există 2 materiale specifice: RUL1, RUL2, la care diferenţa constă în conţinutul de Cr şi Mn. Cu un conţinut mai mare de Mn, RUL2 permite un tratament pe o adâncime mai mare, acesta folosindu-se pentru elemente de secţiuni mai mari. Tratamentul termic al elementelor de rulmenţi, confecţionate din aceste materiale, este un tratament de călire în trepte cu revenire joasă şi conduce la durităţi de 60–65 HRC.
• Dezvoltarea mecatronicii şi a tehnicii spaţiale a condus la folosirea pentru rulmenţi şi a unor materiale specifice acestor condiţii de mediu, respectiv utilizarea de corpuri de rulare din materiale sinterizate, ceramice, materiale plastice, etc.
Calculul de alegere al rulmenţilor
tipuri de calcule:• calculul la oboseală de contact
(durabilitate);• calculul la deformaţii plastice;• calculul la uzură;• verificarea la turaţia limită.
Calculul la durabilitate
p
Q
CL
=
1. Adoptarea durabilităţii necesare, L.
2. Calculul forţei echivalente
are YFXVFF +=
are YFXVFF +=
3. Stabilirea forţei de calcul.
edt FfffQ λ=
4. Determinarea capacităţii dinamice
pnec QLC 1=
5. Alegerea din catalog a unei tipodimensiuni de rulment, cu valoarea diametrului de montare corespunzătoare tronsonului de arbore pe care se montează şi
.CC nec≥
Calculul la uzură, presupune calculul unui coeficient de uzură şi se face pentru rulmenţii ce lucrează în medii abrazive şi presupune evaluarea pe baza coeficientului de uzură din diagrame a duratei de funcţionare garantate şi compararea acesteia cu durata impusă.
Verificarea la turaţie limită presupune verificarea condiţiei n > nlimunde nlim, este dată prin catalog.
Ungerea rulmenţilor
corpul de rulare cel mai de jos este, în repaus, scufundat cu (0.3-0.5)d, în lubrifiant
Ajustaje pentru montarea rulmenţilor• montarea unui inel cu strângere şi a celuilalt inel cu ajustaj alunecător.• toate inelele cu sarcină circulantă se montează cu strângere • inelele cu sarcină fixă se montează alunecător.
Câmpuri de toleranţe pentru rulmenţi• ajustaje alunecătoare se folosesc pentru piesele conjugatecâmpurile H, h;• pentru ajustajele cu strângere câmpurile j, k, m, n, p, r pentru tronsonul de arbore;• câmpurile J, K, M, N, P, R pentru alezajele din carcasă.• Clasele de precizie de execuţie: 5–7.
Montarea şi demontarea rulmenţilorPRIN PRESARE cu prese speciale
3. ASAMBLĂRI3.1. CLASIFICAREA ASAMBLĂRILOR 1. Asamblări demontabile; sunt asamblările care pot fi desfăcute fără deteriorarea nici
unui element:• asamblări butuc – arbore
– cu pene, – caneluri, – presate, – altele;
• asamblări filetate;– cilindrice– conice
2. Asamblări nedemontabile; sunt asamblările care se pot desface numai prin distrugerea unui element:
• asamblări nituite (prin deformare);• asamblări sudate (cu topire);• asamblări lipite
– la rece– la cald.
3. Asamblări elastice; sunt acele asamblări la care, in lanţul de elemente ce participă la asmblare există un element elastic, denumit uzual arc, cu rol de a crea în funcţionare, prin deformare, forţe cu rol funcţional.
ASAMBLĂRI CU PENE• Asamblări cu pene paralele
b
h
lc
lc
l
b
h
lc
l
b
h
b
ht 1
T
Mt
Metodica de calcul
22
ct
dM
T t
+−
=
condiţia de rezistenţă la strivire
ac
pcl
Tp ≤=
Lungimea de calcul minimă necesară
cxp
Mkl
a
tnecc
2=
Asamblări cu pene înclinate (cu strângere iniţială)
tg α=0.01
A
A
A-A
b
h
l
A
A
l
Fb
b/6µQ
Qp
t
bMt
Fb
Fb 2
4)
2(
6
dt
dbM
Q t
µπ
µ +−+
=
)pmin(bl
Qp stra
c
≤=2
Asamblări cu pene tangenţiale
A
A
A-A
ASAMBLĂRI CANELATE
dm
h
b
dm
h
dm
h
Tehnologie
Calculul asamblărilor canelate
Asamblări PROFILATE
3.6. Asamblări PRESATE
Metodica de calcul a asamblărilor presate
Verificarea la rezistenţă, la strângerea maximă
a
B
B
A
A
maxmax p
E
C
E
Cd
sp ≤
+
⋅=1
6. ASAMBLĂRI ELASTICE (ARCURI)
Scopul arcurilor într-o construcţie mecanică poate fi:• de menţinere a poziţeie relative;• de creare a unei forţe;• de readucerea în poziţia iniţială a unui element;• de acumulare a unor energii mecanice ce
urmează a fi cedate ulterior;• de realizare a unor forţe de strângere;• de blocare a unor elemente;• de impunere a unei poziţii pentru unele elemente
în funcţionare.
Clasificarea arcurilor
După formă:• arcuri bloc;• arcuri inelare;• arcuri disc;• arcuri elicoidale;• arcuri spirale;• arcuri plane;• arcuri lamelare
După modul de solicitare• de forţe decompresiune;• de moment de încovoiere;• de moment de torsiune;• de forţe tăietoare.După tensiunea din arc• cu tensiuni de tracţiune –
compresiune;• cu tensiuni de răsucire;• cu tensiuni de încovoiere;• cu tensiuni de forfecare;• cu tensiuni compuse.
Caracteristica arcului
x
F
Caracteristică liniară
Caracteristici neliniarea - rigiditate crescătoare,b - rigiditate descrescătoare
a b
x1
α
α (x )1
Curba de histerezis
x
F
• Randamentul volumic de funcţionare al arcului
posibilă.max
tăînmagazinav W
W=η
MaterialeTrebuie să prezinte:
• proprietăţi de rezistenţă pe întreaga arie, • limită de proporţionalitate ridicată, • rezistenţă la oboseală, • lipsă de concentratori, • călibilitate Se recomandă oţeluri pentru arcuri, cu conţinut redus de carbon (%C=0,5..0,65), cu elemente de aliere Si, Mn; în consecinţă au fost elaborate.
Alte materiale: bronzul fosforos, alama, cauciucul, care au însă caracteristici mecanice neliniare.
Etapele generale de calcul
1. Calculul tensiunii din arc în scopul dimensionării sau verificării arcului la rezistenţă;
2. Calculul deformaţiei arcului şi a caracteristici acestuia, adică a curbei de legătură forţă – deformaţie;
3. Calculul lucrul mecanic necesar pentru deformarea arcului şi a energiei mecanice restituite de acesta la descărcare; Datorită frecărilor interne precum şi a solicitărilor parţiale ale materialului arcului o parte din energia cedată arcului la deformare va fi disipată de acesta.
4. Determinarea coeficientului de utilizare volumică a materialului arcului.
3.6.3. Arcuri cu tensiuni de tracţiune compresiune
• oţeluri pentru arcurile de tip bară şi cauciuc pentru blocuri
E, ν, A
l
∆l
F ∆h
h
F
llE
AF ∆
=
.v 1=η
Arcuri inelare
( )ϕα += tanFF fa
Solicitarea inelelor• Deformaţia şi caracteristica arcului
m
rr D
Fq
π=
( )ϕαπ +=
tanFNo
( )
( )
≤+
−=−=
≤+
==
.tanA
FA
N
,tanA
FA
N
aii
oi
aee
oe
σϕαπ
σ
σϕαπ
σ
AAA ie ==
=
=
.E
,E
e
ee
i
ii
σε
σε
=∆
=∆
.D
R
,D
R
mie
mee
2
2
ε
ε
o
ie RRtan
δα
∆+∆=
( ) αϕαπ
δ tantanDAEzF
mo +=
F
δ
Arcuri cu tensiuni de răsucire• Arcul bară de torsiune
l
F
a
ϕ
1
23
ap
t
W
Mττ ≤=
p
t
GI
lM=ϕ
p
t
GI
laMav == ϕ
pGIFlav
2
=
2
4
Ad
I
WL p
v ==η
pGIlaFFvFL
222
22
===δ
GVW
2
2τ=
2
4
Ad
I
WL p
v ==η
50.v =η
Arcul elicoidal cilindric
• Mărimi specifice:• d – diametrul sârmei; • – diametrul exterior; • – diametrul interior; • D – diametrul mediu; • p – pasul de înfăşurare;• a - unghiul elicei; • z – numărul de spire care poate fi: ztotal –
numărul total de spire, zactiv – numărul de spire active, zo – numărul de spire pasive, de capăt);
• – raportul de înfăşurare. Uzual i =6…15, iara < 10o, valoarea unghiului scăzând cu solicitarea;
• Ho- lungimea iniţială a sârmei neînfăşurate.
Tensiuni de solicitare în arc
=
=
,2
,FD
M
FF
=
=
α
α
cos
sin
FT
FN
==
==
αα
αα
cos2
cos
sin2
sin
FDMM
FDMM
t
î
23max
816
2 d
Fi
d
FD
W
M
p
tt
ππτ ===
2max
4
3
4
3
4
d
T
A
T
πτ ==
+=
+=+=+=
iD
d
d
FD
d
F
d
FDttspiră
3
21
3
21
8
3
168max323maxmaxmax τ
πππτττ
maxmax tspiră kττ =
• Deformaţia acului elicoidal
aDzl π=,şi care are forţa, F, aplicată în la distanţa D/2. Punctul de aplicare al forţei, suferă sub solicitare o deformare, δ, dată
de
2
Dϕδ =
,În care unghiul de deformare la răsucire este dat de
4
2
4
16
32
2
Gd
FzD
dG
DzFD
GI
lM aa
p
t ===π
πϕ
,respectiv
Gd
Fzi a38
=δ.
• Calculul coeficientului de utilizare a materialului
Lucrul mecanic înmagazinat în arc se calculează prin
Gd
FziFL a
234
2==
δ
.Acest lucru mecanic mai poate fi exprimat şi prin prisma energiei interne înmagazinate, prin
Gd
DziFk
G
Dzd
kd
Fi
G
VL a
v
a
vv 2
222
22
22 8
2
4
8
2η
ππ
πηη
τ=
==
.Din egalarea celor două relaţii, rezultă
22
1
kv =η.
• Arcuri cu tensiuni de încovoiere– arcul lamelar simplu;– arcul lamelar multiplu;– arcul elicoidal care preia moment de torsiune;– arcul disc.
Arcul lamelar simplu lFM î ⋅=max
,la care îi corespunde tensiunea maximă de încovoiere
2
maxmax
6
bh
Fl
W
M
z
îî ==σ
Deformaţia unui astfel de arczEI
Fl
3
3
=δ
zEI
lFFL
62
32
==δ
E
lbhbh
Fl
E
VL vv
2
36
2
2
22
== ησ
η
9
1=vη
6
)(
)(2hb
Fx
xW
xM
xz
îx ==σ
6
)(
)(2hb
Fx
xW
xM
xz
îx ==σ
3
34
Ebh
Fl=δ
3
3232
4
12
42 Ebh
lF
EI
lFFL
z
⋅===
δ
E
lbhbh
Fl
E
VL vv
4
36
2
2
22
== ησ
η
3
1=vη
• Arcuri lamelare multiple
lubrifiant (grafit sau disulfură de molibden) fretting
Arcul elicoidal solicitat la răsucire
Solicitarea este la fel ca cea a arcurilor spirală, momentul care încovoaie spira este tocmai momentul de torsiune aplicat arcului prin elementele de conectare ale capetelor
tî MM =
iar tensiunea din arc este o tensiune de încovoiere, dată de relaţia
3
32
d
M
W
M t
z
îî
πσ ==
pentru arc confecţionat din sîrmă de secţiune circulară plină,
2
6
hb
M
W
M t
z
îî ==σ
pentru arc confecţionat din sîrmă de secţiunedreptunghiulară plină.
d Mî= Mt
z
at
z
î
EI
zDM
EI
lM πϕ ==
EVL v
2
2ση=
z
att
EI
zDMML
22
2πϕ==
4
1=vη secţiune circulară plină
3
1=vη secţiune dreptunghiulară plină
Arcul spirală plană
Calculul se face în ipoteza că arcul ar fi o bară, de secţiune identică cu a arcului şi lungime egală cu a acestuia, încastrată în unul din capete. Pe celălalt capăt se aplică momentul de torsiune, care acţionează ca un moment încovoietor, determinând o solicitare de încovoiere
aît
î bh
Mσσ ≤=
2
6
z
t
EI
lM=ϕ
z
tt
EI
lMML
22
2
==ϕ
E
bhlbh
M
EVL
t
v2
6
2
2
22
==σ
η3
1=vη
Arcuri DISC
ASAMBLĂRI DEMONTABILE PRIN FILET
Generalităţi
Elementele principale ale filetului sunt: •••• pasul p. Prin pas se înţelege valoarea deplasării axiale a piuliţei la o rotaţie
completă.
•••• unghiul de înclinare a spirei β, a cărui valoare variază pe înălţimea
filetului fiind dependent de diametrul
xd la care se măsoară, fiind dat de relaţia:
xx d
ptana
πβ =
• numărul de începuturi, z.• pasul aparent, pa. Prin pas aparent se înţelege distanţa axială dintre două
elemente identice ale filetului. Între pas şi pasul aparent se poate scrie relaţia:
apzp ⋅=
Clasificarea filetelor
60 o
Metric
Withforth
Trapezoidal
R
p d
30 o
Edison
pătrat
Filetele pot fi utilizate pentru:•Poziţionarea fermă a elementelor mecanice. (şurub, şaibă, piuliţă)•Filete de mişcare, •Filete pentru măsurare•Elemente de reglare
În funcţie de numărul de începuturi•Filete cu un singur început.•Filete cu două sau mai multe începuturi.În funcţie de sistemul de măsurare•Filete metrice.•Filete în ţoli.În funcţie de forma suprafeţei pe care se execută filetul•Filete cilindrice.•Filete conice.În funcţie de sensul de înfăşurare a spirei filetului
•Cu sensul de înfăşurare spre dreapta, considerat ca sensul normal.•Cu sensul de înfăşurare spre stânga.În funcţie de mărimea pasului•Cu pas fin.•Cu pas normal.•Cu pas mare.
Geometria filetelor metrice
D
d
D2
d2
,
d
H/8
H/4
D1
1
p
o
30o30
Forme constructive pentru şuruburi şi piuliţe
Materiale pentru şuruburi şi piuliţe
Se recomandă: 1. pentru şuruburi obişnuite OL 37 OL 42, OL44,2. şuruburi cu o solicitare mai mare OL50, OL60 asamblări fără pretenţii; 3. oţeluri carbon de calitate cementate OLC15 sau îmbunătăţite OLC 35, OLC
45, OLC60 sau aliate la şuruburile de rezistenţă mare;4. pentru aplicaţiile speciale unde se cer rezistenţe mecanice deosebite, se
utilizează oţeluri aliate de înaltă rezistenţă 18MoCrNi06, 15MoMnCr12, 20Cr08, 41MnCrNi15,40Cr10, 33MoCr11 41MoCr11, etc.;
5. pentru şuruburile utilajelor de ridicat, solicitarea principală fiind flambajul care este dependent de modulul de elesticitate E, nu se impune oţeluri speciale
6. pentru şuruburile de uz general executate în serie mare prin prelucrare pe strunguri automate, AUT20, AUT20M, AUT30.
Clasificare şuruburilor:După forma capului:După capătul tijeiDupă forma cheii;După poziţia elementului de antrenare;
Relaţia funcţională a asamblărilor cu şuruburi
)tan(d
Fd
HM înş ϕβ +⋅=⋅= 222
22
)tan(d
FM deş ϕβ −= 22
2
2
αcos
N'N =
NNNF f '
2cos
' µα
µµ ===
)'tan(d
FM deş,înş ϕβ ±= 22
2
Condiţia de autoblocare (autofrânarea)
02
22 <− )'tan(
dF ϕβ 'ϕβ <2
Observaţii.
•nu ia în considerare momentul de frecare pe soclu
•vibraţiile pot diminua frecarea.
•Valoarea unghiului mediu de înclinare al spirei este dependent de diametru
Momentul de frecare pe soclu
4
)( 22
g
am
dD
Fp
−=
π
dApdF ma ⋅=
asf dFdF ⋅= µ
rrdrprdFdM msffs ⋅⋅=⋅= πµ 2
22
33
3 g
gasfs
dD
dDFM
−
−= µ
π
−==⋅== ∫ ∫ 883
2
322
332
2
32
2
2 gms
D
dA
ms
D
dmsmsfs
dDp
rpdrrpdApM
gc g
µπ
πµπµµ
Randamentul asamblărilor filetate
θη
∆⋅
∆⋅==
c
a
c
u
M
hF
L
L
( )
++⋅
⋅=
⋅
⋅=
sa
a
c
a
Md
F
dF
M
pF
22
22
'tan2
2
tan
2βϕπ
βπ
πη
%80%78
2
'
4tan
2
'
4tan
max −≈
+
−
=ϕπ
ϕπ
η
pentru cuple elicoidale de mişcare
Calculul elementelor filetului
1. Repartiţia sarcini pe spirele filetului
z
FF a
m =
2. Calculul de rezistenţă al tijei şurubului
Solicitarea de tracţiune
2
1
4
d
Fatş π
σ =
Solicitare de răsucire
p
t
W
M=τ
σtş< σa tracţiune.
22 3τσσ += tşe
tşe σσ 2.1≈
3. Calculul de rezistenţă al spirelor filetului
•forfecare la baza spirei;•încovoierea secţiunii spirei;
•strivire în zona de contact.
ztd
Fp a
c22π
=
teoretic h = 0,47 d h = 0,8 dÎn realitate
6
2
1md
nF
W
M m
z
ii π
σ == h1 = 0,56 d
Calculul asamblărilor cu filet1. Calculul asamblării filetate simple
2
1
4
d
Fatş
πσ =
ş
ctş c
σσ ≤
Tensiunea de solicitare la tracţiune se poate scrie ca
iar condiţia de rezistenţă
relaţie valabilă la solicitare statică.
2. Asamblări cu şuruburi cu strângere iniţială
1. La început, când recipientul e gol, se fixează capacul şi se prinde de corpul recipientului cu un număr de z, şuruburi. Între capac şi corp se introduce o garnitură, cu rol de etanşare. Fiecare şurub se strânge cu un moment la cheie, Mco, care creează forţa de strângere Fo, cu efect de întindere a şurubului şi de comprimare a pachetului.
2. În momentul introducerii presiunii, p, capacul şi corpul tind să se îndepărteze, ceea ce face să se reducă efectul de apăsare asupra garniturii, o parte din forţa generată la strîngere fiind compensată de efectul presiunii.
z
4
2π=fiecărui şurub îi revine o forţă de exploatare
pşpşpş
pş kk
F
kk
FF
k
F
k
F
+=
+
′′+′=
′′=
′⇔= δδ
Fş = Fo + F'Fp = Fo – F''
+−=
++=
pş
pop
pş
şoş
kk
FkFF
kk
FkFF
Dimensionarea şurubului
at
dF σ
π
4
2
max1=
Calculul rigidităţii elementelor asamblăriiRigiditatea şurubului
l
Edkş
4
2
1π=
Rigiditatea pachetului
∑=ii
pi
p EA
l
k
1
[ ]22
4geii dDA −=
π
oo 1615 −=α ( ) αtanllDD ppre 212 2 ++=
Calculul elementelor asamblării cu şuruburi cu strângere iniţială
1. Păstrarea etanşietăţii.2. Asigurarea rezistenţei garniturii.3. Asigurarea rezistenţei şurubului.
1. Păstrarea etanşietăţii.
kppag =g
pg A
Fp =
( )22
4gegg dDA −=
π ( )22
4gegg dDA −=
π
( )22
4gegg dDA −=
π
forţa de strângere iniţială necesară
Fkk
kApF
pş
pggao
++=
2. Asigurarea rezistenţei garniturii.
garniturăasg
ogmax A
Fp σ≤=
3. Rezistenţa şurubului
a. Calculul la solicitări statice
++== F
kk
kF
dA
F
pş
ş
oş
ş
2
4
πσ
( )3
1
228
d
tandF
W
Mo
p
fo
π
βϕτ
+′==
22 3τσσ +=e
b. Calculul la oboseală
28122
....ccc
ccc a =≥
+=
τσ
τσ
c. Calculul la solicitări termice
cc cτ
τ =
Prezenţa temperaturii determină trecerea lentă a deformaţiilor elastice în deformaţii plastice remanente, efect denumit relaxare.Periodic se face o corecţie a momentului de strângere
Asamblări cu şuruburi solicitate în planul de separaţie
1. Cu şuruburi strânse iniţial;
F ≤≤≤≤ µ N z.
sd
T23
4
πτ =
2. Prin folosirea de şuruburi păsuite
Tensiunea de forfecare Presiunea maximă de contact
d
Tp
δ=
z
FT =
Solicitări suplimentare în şuruburi
+=
+=
+=
12
1
3
1 81
4
32
11d
e
d
Fd
Fe
ttt
it σ
π
πσ
σ
σσσ
Şurubul cu cap ciocan
Solicitări suplimentare datorate neparalelismului
suprafeţelor exterioare ale tablelor
z
î
EI
M
dx
d
dx
vd−==
θ2
2
l
EIM
EI
lM zî
z
î θθ −=⇒−=
2
1dl
E
I
Wl
E
W
M
z
zz
îî
⋅
=
⋅
==θθ
σ
Uniformizarea solicitării pe spirele filetului
modificarea rigidităţii şurubului sau piuliţei
Asigurarea şuruburilor
Creşterea momentului de frecare din spirele filetelor, prin1. Introducerea şaibelor elastice de tip Grower;2. Introducerea de sisteme piuliţă contrapiuliţăiar în cazuri în care siguranţa trebuie să fie max. se
foloseşte:1. Gaură transversală prin capul şurubului prin care se
introduce un element de legătură la piesa fixă;2. Gaură transversală prin şurub şi piuliţă crenelată;3. Folosirea unor şaibe deformabile între elementele de
prindere şurub – piuliţă şi pachet care are o parte de formată după profilul hexagonal şi o parte după marginea pachetului.
ASAMBLĂRI NEDEMONTABILE
1.Asamblări nituite (prin deformare);2.Asamblări sudate (cu topire);3.Asamblări lipite
3.1. La cald.3.2. La rece
ASAMBLĂRI NITUITE
Avantaje şi dezavantaje
avantaje:•capacitate portantă mare;•siguranţă deosebită în condiţii de şocuri şi vibraţii;•posibilitatea uşoară de corijare a unui nit prost bătut;•nu modifică starea structurală a tablelor îmbinate.
dezavantaje:consum mare de tablă datorită necesităţii de suprapunere a elementelor;productivitate redusă; realizarea etanşării este dificilă;tehnologie de realizare generatoare de zgomot, care duce la îmbolnăvirea profesională a muncitorilor.
Materiale•Materialul pentru nituri, depinde de materialul tablelor ce se îmbină:•table din oţel - nituri din oţel cu plasticitate bună, de exemplu, OL34, OL37;•materiale neferoase - nituri din acelaşi material cu tabla, pentru a evita apariţia strângerii când temperatura de lucru variază, datorită coeficienţilor de dilatare-contracţie diferiţi;•în medii corozive se recomandă acelaşi material ca şi tabla, pentru a evita apariţia coroziunii electochimice.
Clasificarea niturilor:
După forma capului:
• nituri cu cap semisferic;• nituri cu cap plat;• nituri cu cap tonconic.
După forma tijei:
• nituri cu tijă plină;• nituri cu tijă tubulară..
asamblări cu table simplu suprapuse
asamblări cu eclisă pe o singură parte
asamblări cu eclise bilaterale
Principiul transmiterii forţei prin nituriF
F
F =F/z1
•solicitare de contact între tija nitului şi pereţii alezajelor din table.•solicitare de forfecare în planul de contact al tablelor.•solicitare axială a nitului şi de apăsare reciprocă a tablelor determinată de forţa axială iniţială de strângere, Fo, generată prin batere
µσππ
µτ −=
−==
2
1
1
2
1
1 4
4
d
F
d
FF
nitAria
T oîmbinare de rezistenţă şi etanşare
2
1
14
d
F
πτ = îmbinare de rezistenţă
FORFECARE
STRIVIRE
11
11 δd
Fp =
21
12 δd
Fp =
),min( 21 δδδ =ap
d
Fp ≤=
δ1
1
Relaţia fundamentală a nituirii
Toate elementele trebuie să corespundă la fel de bine, din toate punctele de vedere şi la limită
e e1
b
F
t
F
ataa
max bdzpzsd
F δσϕδτπ
=== 1
2
1
4
•Forfeacere nit•Strivire•Ruperea tablelor
Folosirea nituirii în construcţia de maşini
1. axele barelor să fie concurente;
2. centrul de greutate al fiecărei asamblări nituite între table şi guscu,trebuie să se afle pe axa barei respective. Deci niturile se dispun simetric faţă de această axă.
3. la îmbinărea fiecărei bare de guscu, se folosesc min. două nituri, pentru a împedica rotirea relativă între tablă şi guseu.
Guseu
ASAMBLĂRI SUDATE
∑+=i
ie a
E%C%C%
%Ce<0.2 … 0.25, oţelul este foarte bine sudabil;%Ce=0.2 … 0.45, oţelul este bine sudabil;%Ce=0.45 … 0.65, oţelul este sudabil;%Ce>0.65, oţelul este greu sudabil.
Avantaje ale asamblărilor sudate.
• tehnologicitate faţă de îmbinărea nituită;• faţă de asamblările sudate sunt mai uşoare cu
20-40%;• se execută mult mai repede decât îmbinarea
nituită;• etanşare mult mai sigură;• economie de material, nu mai este necesară
suprapunerea tablelor;• tehnologie mult mai ieftină;• zgomot redus.
Dezavantajele asamblărilor sudate• prezenţa defectelor în cordonul de sudură, determinată
de calitatea materialelor utilizate, regimul de sudare, dar şi de calificarea sudorului. Se concretizează în pori,incluziuni şi fisuri în sudură, datorate răcirii rapide a cordonului. Este necesar, în cazul asamblărilor importante, controlul integral al sudurii, prin metode nedistructibile cum ar fi: radiaţiile executându-se fotografii ale întregii lungimi ale cordoanelor de sudură;
• rezistenţa mică a cordonului de sudură, chiar şi în cazul folosirii unui material de adaos identic cu materialul de bază, din punct de vedere al compoziţiei, lucru datorat structurilor metalografice, şi vitezei de răcire;
• imposibilitatea aplicării la piese tratate termic, deoarece afectează structura de tratatment prin încălzire.
Principiile şi metodica de calcul a asamblărilor sudate
sasmax
slims cc ≥=
ρ
ρ
a = min (δ1, δ2)
δ7502
2.sa ≅=
all s 2−=
Tensiunea maximă din sudură, ρ rmax s
Metodica de calcul la solicitări statice simple
smax
slimsc
ρ
ρρ =
bcstslim vv σρ ⋅⋅= 21
•v1 – coeficient de calitate al sudurii, care depinde de modul în care se execută sudura. (v1=0.2 ... 0.5 - pentru suduri manuale şi necontrolate, v1=0.7 - pentru suduri manuale şi controlate v1=0.8 ... 0.9 - pentru suduri automate şi necontrolate, v1=1 -suduri automate şi controlate•v2st – coeficient de concentrare a tensiunilor în regim static, care depinde de tipul cordonului de sudură şi de tensiunile principale din sudură (suduri cap la cap şi la solicitare de tracţiune, v2 st=0.25 iar solicitarea de forfecare, v2 st=0.65 , sudurilor de colţ, v2 st=0.25)
stst vv
k21
1=ρ
smaxst
cbs k
cρ
σ
ρ
ρ⋅
=
352 ÷≥ .c sρ
Solicitări statice compuse22
sse λτσσ +=
sst
cbassse ckρ
σσλτσσ =≤+= 22
În cazul sudurilor se ia λ λ λ λ =1.7
352 ÷≥= .k
cest
cbs σ
σ
ρ
Calculul la solicitări simple la obosealăPentru determinarea coeficientului de siguranţă se utilizează criteriul de comparaţie R=constant
madkc
ρψρ
ρ
ρρ
ρ+
= −1
b11 −− → σρ
ob
obbb σ
σσψψ σσ
−=→ −12
asa ρρ →
ρρ kk d =
54321
1
vvvvvk
⋅⋅⋅⋅=ρ
•v1 – coeficient de calitate al sudurii; •v2 – coeficient de tipul cordonului de sudură şi tensiunea din sudură, •v3 – coeficient de grosime a cordonului de sudură. •v4 – coeficient de tensiuni remanente din sudură. •v5- coeficient de sudabilitate a metalelor şi de condiţiile în care se aplică sudura.
3521 ÷≥+
= − .kk
csmstsas
bs
bρψρ
σ
ρσρ
ρ
Calculul la solicitări compuse la oboseală
35222
÷≥+
= .cc
ccc
ss
sss
τσ
τσ
Calculul sudurilor cap la cap
221 δδδδ === ),min(a
aball s 22 −=−=
)2( aba
Fs
−=σ
sst
bc
s
bc
s
sls k
vvc
σ
σ
σ
σ
σ
σ
ρ
σ === 21
352)2-(
÷=≥ .cFk
abaas
st
bc
ρ
σ
a
M
a
M
a
F iis 2
2
2
1
2a)-(b
6
2a)-(b
6
2a)-(b++=σ
Calculul sudurilor de colţ
1. Calculul sudurilor de colţ frontale
) ,min( 21 δδδ =
δδ 702
2.a ≅=
22
2 FTN ==
λσ += 14
2
al
Fse
352)(12
4÷≥
+⋅
⋅== .
kF
al
kc
st
bc
sest
bcs
λ
σ
σ
σ
ρρ
tbbc c
bF1
δσ=
2. Calculul sudurilor de colţ laterale simetrice
) ,min( 21 δδδ =
δδ 702
2.a ≅=
all s 2−=
al
Fs
2=τ
..F
vvalc stcb
s 3522 21 ÷≥=
στ
tb
cb
cbF
σδ2=
3. Calculul sudurilor de colţ laterale asimetrice
)4-()2-()2-( 2
2
1
1
ala
F
ala
F
ala
F
ss
==
sa
cst
ss c
vv
ala
F
ala
F
ala
F σ21
2
2
1
1
)4-()2-()2-(===
avav
cFl
cst
sas 2
21
1
1 +=σ
avav
cFl
cst
sas 2
21
2
2 +=σ
)2(2121
1
1 avav
cF.l
cst
sas +=
σ
)2(2121
2
1 avav
cF.l
cst
sas +=
σ
4.3.11. Sudura prin puncte
t
dF
F
z
FF =1
s
cstas
ss c
vv
zd
F
d
F
A
F στ
ππτ 21
22
11 44=≤===
cst
s
vv
c
d
Fz
σπ 21
2
4≥
4.3.12. Aplicaţii practice de utilizare a sudurii în construcţii mecanice
1. Construcţia de recipienţi
σ1
σ2
suduri transversale
suduri longitudinale
δ
σ1 σ1
D
δσ
21
pD=
1
21
σ
σσ
csts
vvc =
cstvv
pD
σδ
212
3)(2.5 ÷=
sto vv
.
21
352 ÷=
δ
δ
2. Construcţia roţilor dinţate mari
d
D
1
2
3
d
MT t
i
2=
D
MT t
e
2=
dll s π==
ad
M ts 2π
τ =
35221 ÷≥= .
vvc
s
csts τ
στ
4.4. ASAMBLĂRI PRIN LIPIRE
1. Lipituri moi, realizate cu aliaje Pb-Sn, cu temperatură de topire scăzută, fluiditate bună, dar care asigură o rezistenţă mecanică scăzută, în domeniul 50-60 MPa.
2. Lipituri tari, realizate folosind ca material de adaos alame, a căror temperatură de topire este de circa 800 grade Celsius, au limite de rezistenţă de circa 10 ori mai mari decât lipiturile moi dar sunt mai dificil de realizat.
3. Lipituri cu adezivi care asigură rezistenţe mecanice într-un domeniu foarte larg de valori, între 5-70 MPa.
Calculul lipiturilor plane
sl bl
F
A
F==τ
m
maxkτ
τ=
l
c
smmax cbl
kFk
τττ <==
tb
tbctba c
bbFσ
δδσ ==
l
lc
tb
tbc
s c
.
cbl
bk σσδ 80=
Calculul lipiturilor pe suprafeţe cilindrice
d
MT t2
=
2
2
222 4
at
a Fd
MFTR +=+=
l
c
l cdl
R
A
R τ
πτ ≤==
5. CUPLAJE5.1. Consideraţii generale
Cuplajele sunt organe de maşini care asigură legătura directă între doi arbori ai unui lanţ cinematic, a căror axe pot fi materializate de aceeaşi dreaptă, se intersectează sau nu, permiţând transmiterea mişcării şi momentului de torsiune. Cuplajele se mai pot utiliza şi pentru a realiza legătura temporară între un arbore şi o piesă susţinută de acesta.
5.2. Clasificare
Permanente
Fixe (rigide);• Cu bucşă• Cu manşon
• Cu flanşe• Cu dinţi frontali (Hirth)• Cu role de
blocare(Stieber)Mobile
• Cu elemente intermediare rigide• Axiale• Radiale• Unghiulare• Combinate.
Cu elemente intermediare elastice• Metalice• Nemetalice.
•Intermitente (ambreiaje)•Comandate
•Mecanic•Hidraulic
•Electromagnetic.•Automate
•De sens•De viteză
•De sarcină (limitatoare)
5.3. Cuplaje permanente5.3.1. Cuplaje permanente rigide (fixe)
Mt.M î ⋅≅ 10
Mt.Mtc ⋅= 21
Cuplajul cu flanşe
Transmiterea momentului de torsiune prin frecare
atc FD
M2
1µ=
1
1
2
D
M
z
FF tca
µ==
at
tc
zD
Md
σµπ
β
1
1
8≥
Cuplajul cu flanşe
Transmiterea momentului de torsiune prin forfecare
aftc
f dzD
Mτ
πτ ≤=
2
1
8
5.3.2. Cuplaje permanente elastice
1. Cuplaj elastic cu flanşe bolţuri şi bucşe
σa strivire = 2 – 3 MPa
Cuplaj elastic cu disc intermediar din cauciuc cu găuri circulare şi ştifturi
Cuplaj elastic cu disc intermediar în formă de stea din cauciuc
Cuplaj elastic cu element intermediar de cauciuc solicitat la răsucire
Cuplaj cu lamele elastice
Cuplajul în repaus;Cuplajul în funcţionare normală; Cuplajul a atins limita momentului de torsiune pe care îl poate transmite.
Cuplajul cu disc intermediar (Oldham)
D.lc 30=
Cuplajul cardanic
α
arbore 1
arbore 2
furcă
=
=
minmaxt
maxmint
PM
PM
2
2
2
2
ω
ω
α13
α23
arbore 1
arbore 2
arbore extensibil 3
furcă
furcă
1
2
x
yF1
F1 F2
F2
Fa2
Fa 2
R 2
R 2
α
D
αcosD
M
D
MF tmaxt
max12
2 ==
αsinFFa 12 =
5.4. Ambreiaje1. Cuplaje cu dinţi frontali
α=30 − 45ο ο
α=30 − 45ο ο
2 − 8ο ο
)-(2
)-( t ϕαϕα tanD
MtanFF
mta ==
1QFQ a +=
2. Cuplaje intermitente dinţate
Ambreiaje cu fricţiune
Clasificare:După forma suprafeţelor active:
1. Cu suprafeţe plane (inelare);2. Cu suprafeţe conice;3. Cu suprafeţe cilindrice.
După natura contactului activ:• Cu contact uscat;• Cu contact lubrifiat.
După modul de generare a forţei de apăsare:1. Mecanic;2. Electromagnetic.
dtMLct
tf ∫ −=0
21 )( ωω
Ambreiaj monodisc cu suprafaţă de contact plană
Ambreiaj multidisc cu suprafeţe de contact plane
Cuplaje intermitente automate1. Ambreiaje automate de sens unic
Principiul funcţional se bazează pe blocarea unui element, 1, de tip bilă sau rolă, într-un locaş de formă specială executat în semicuplajul interior, 2, şi cel exterior, 3. Rotirea semicuplajului interior, în sensul specificat pe desen, determină, datorită frecării, deplasarea corpului de rulare în interstiţiul dintre cele două semicuplaje, în care se împănează datorită unghiului mic dintre acestea, solidarizând astfel cele două elemente şi transmiţând astfel mişcarea.
Cuplajele limitatoare
Cuplajele limitatoare de cuplu
cuplaje limitatoare de turaţie
1. prin frecare, 2. cu bile apăsate cu arc3. cu elemente de forfecare
cuplaje centrifugale