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Introduzione
Introduzione: scelta utilizzatore
Lo scopo dell'esercitazione e’ il dimensionamento, e verifica dopo progettazione, di un albero veloce di un riduttore ad ingranaggi dritti che debba trasmettere una potenza di 0.4 Kw (dato di progetto assegnatoci). Come prima cosa partiamo con l’assegnare un utilizzatore. Ci immaginiamo che un cliente debba realizzare 10 piccoli impianti di pompaggio che andranno a servire alcuni depuratori per il trattamento delle acque reflue.
I fluidi che sono di solito presenti in questo tipo di impianti sono per lo piu’ liquami contenenti alte percentuali di rifiuti organici; per questo il cliente ci impone di utilizzare delle pompe simplex a stantuffo tuffante a doppio effetto (Figura 1) da lui gia’ possedute ed adatte a trattare come in questo caso fluidi ad elevata viscosità. Il cliente oltre al vincolo della pompa, ci fornisce l’incremento di pressione
[
]
MPa
P
33
,
0
=
D
da applicare all’impianto e la portata che ogni singola pompa deve garantire
ú
û
ù
ê
ë
é
=
s
m
Q
3
0011
,
0
. I dati della pompa assegnata sono: diametro stantuffo
[
]
m
D
045
,
0
=
, corsa stantuffo
[
]
m
C
098
,
0
=
, rendimento volumetrico
96
,
0
=
v
h
, rendimento idraulico
97
,
0
=
y
h
, rendimento organico
98
,
0
=
o
h
.
Figura1
La pompa alternativa e’ azionata da una sorgente esterna (motore elettrico) che fornisce il moto attraverso un albero rotante. La trasformazione del moto da rotatorio della sorgente ad alternativo dello stantuffo avviene con il sistema manovella, biella, testa a croce e stelo dello stantuffo (Figura 1). Innanzitutto vogliamo calcolare la velocita’ angolare della manovella collegata al sistema d'azionamento e la potenza richiesta dalla pompa al motore, per fare ciò usiamo le seguenti formule (vedi "Macchine a fluido…" in bibliografia):
2
4
2
2
m
v
V
D
Q
p
h
=
(Eq.1)
ricaviamo
m
V
(velocita’ media dello stantuffo), che ci servirà per calcolare poi la velocita’ angolare della manovella:
[
]
ú
û
ù
ê
ë
é
=
×
×
×
ú
û
ù
ê
ë
é
×
=
=
s
m
m
s
m
D
Q
V
v
m
713
,
0
045
,
0
96
,
0
1
0011
,
0
4
4
2
2
3
2
p
p
h
u
m
C
V
w
2
=
(Eq.2)
ú
û
ù
ê
ë
é
=
ú
û
ù
ê
ë
é
=
ú
û
ù
ê
ë
é
=
ú
û
ù
ê
ë
é
×
×
ú
û
ù
ê
ë
é
=
=
s
rad
giri
s
giri
giro
m
s
m
C
V
m
u
852
,
22
min
22
,
218
637
,
3
098
,
0
2
1
713
,
0
2
w
La potenza lato utilizzatore da fornire alla pompa per ottenere la portata e l’incremento di pressione assegnati e’ data dalla formula:
[
]
[
]
[
]
KW
W
Pa
s
m
P
Q
Wu
p
4
,
0
399
91
,
0
10
33
,
0
0011
,
0
6
3
@
=
×
×
ú
û
ù
ê
ë
é
=
D
=
h
(Eq.3)
dove
p
h
e’ il prodotto dei tre rendimenti elencati precedentemente, quindi la coppia resistente da vincere risulta:
[
]
[
]
m
N
s
rad
W
Wu
Cu
u
×
=
ú
û
ù
ê
ë
é
=
=
51
,
17
852
,
22
400
w
(Eq.4)
Avendo un basso numero di giri dal lato utilizzatore, rispetto a quelli forniti da un normale motore asincrono trifase, decidiamo di realizzare il collegamento con il motore elettrico tramite un riduttore ad ingranaggi a denti dritti. Ipotizzando un rapporto di trasmissione
3
1
=
=
m
u
w
w
t
(uno dei piu’ comuni) ed un rendimento
r
h
unitario troviamo i valori di potenza e numero di giri che il motore ci dovrebbe fornire:
[
]
W
W
m
400
=
ú
û
ù
ê
ë
é
=
ú
û
ù
ê
ë
é
=
×
=
=
min
66
,
654
556
,
68
852
,
22
3
1
giri
s
rad
u
m
w
t
w
(Eq.5)
Per cui la coppia lato motore risulta
[
]
[
]
m
N
s
rad
W
W
C
m
m
m
×
=
ú
û
ù
ê
ë
é
=
=
84
,
5
556
,
68
400
w
(Eq.6)
Dai cataloghi dei motori elettrici asincroni trifase del nostro fornitore di fiducia (Sew Eurodrive S.P.A.) non troviamo il motore che ci fornisce esattamente
[
]
W
400
, decidiamo quindi di scegliere quello con potenza leggermente maggiore, il quale ha
[
]
W
W
m
550
1
=
,
ú
û
ù
ê
ë
é
=
ú
û
ù
ê
ë
é
=
s
rad
giri
m
11
,
91
min
870
1
w
,
[
]
Nm
W
C
m
m
m
04
,
6
1
1
1
=
=
w
e numero poli= 6.
A questo punto abbiamo il seguente problema: una potenza maggiore da trasmettere (
[
]
W
550
contro i
[
]
W
400
iniziali) implica un cambiamento di dati di progetto assegnatici dal cliente (vedi eq. 3). Abbiamo la possibilità di intervenire in due modi. Il primo consiste nel mantenere costante la portata in modo tale da aumentare la prevalenza
[
]
[
]
Pa
s
m
W
Q
W
P
p
u
455000
0011
,
0
91
,
0
550
3
1
=
ú
û
ù
ê
ë
é
×
=
=
D
h
cosi facendo dovremmo suggerire al cliente di inserire nel progetto iniziale dell’impianto tante perdite di carico (tramite curve, valvole, scabrezza maggiore), quante sono quelle necessarie per annullare l’incremento di prevalenza nell’equazione di Bernoulli, in modo da operare nelle condizioni di esercizio previste apportando pero’ non poche modifiche all’impianto.
Se invece non dovesse essere un problema aumentare di poco la portata opteremo per la seconda soluzione, che consiste nell'incrementare tramite il rapporto di trasmissione
3
1
=
t
, la velocita’ angolare
u
w
, la velocita’ media dello stantuffo
m
V
e quindi la portata infatti dalle formule otteniamo:
ú
û
ù
ê
ë
é
=
ú
û
ù
ê
ë
é
=
ú
û
ù
ê
ë
é
=
×
ú
û
ù
ê
ë
é
=
=
s
rad
s
giri
giri
giri
m
u
369
,
30
833
,
4
min
290
3
1
min
870
1
1
t
w
w
ú
û
ù
ê
ë
é
=
ú
û
ù
ê
ë
é
×
ú
û
ù
ê
ë
é
×
=
=
s
m
s
giri
giro
m
C
V
u
m
947
,
0
833
,
4
098
,
0
2
2
1
1
w
ú
û
ù
ê
ë
é
=
=
s
m
V
D
Q
m
v
3
1
2
1
00144
,
0
2
4
2
p
h
.
Aumentando la portata aumenta localmente anche la velocita’ del fluido e quindi anche le perdite di carico. Inoltre non tutto l’aumento di potenza e’ assorbito dall’incremento di
Q
: infatti, si ha anche un valore sensibilmente maggiore di
P
D
[
]
[
]
Pa
s
m
W
Q
W
P
p
u
44
,
347569
00144
,
0
91
,
0
550
3
1
1
1
=
ú
û
ù
ê
ë
é
×
=
=
D
h
.
L’incremento percentuale di prevalenza risulta:
%
3
,
5
100
330000
330000
44
,
347569
100
1
%
=
×
-
=
D
D
-
D
=
D
P
P
P
P
I
che espresso in termini “idraulici” considerando per semplicità che il fluido sia acqua, risulta:
[
]
[
]
m
m
N
Pa
P
I
H
79
,
1
9806
44
,
17569
3
=
ú
û
ù
ê
ë
é
=
D
=
g
.
Tramite Bernoulli, si potrebbe valutare se l’aumento di prevalenza sia compensato dall’incremento delle perdite di carico; se ciò non fosse verificato si valuterà se inserirne di nuove o toglierne a seconda che la prevalenza sia maggiore o minore rispetto agli altri termini dell’equazione di Bernoulli. Questa seconda soluzione permetterebbe di apportare meno modifiche all’impianto poiché essa include uno scarto di prevalenza dal
P
D
iniziale minore rispetto alla prima soluzione.
Il cliente informato del problema ci impone per risparmiare di attuare la seconda soluzione che prevede il nuovo valore di portata
ú
û
ù
ê
ë
é
=
s
m
Q
3
1
00144
,
0
.
Qui’ di seguito ricapitoliamo tutti i dati relativi a potenze, coppie, velocita’ angolari del lato motore e del lato utilizzatore per il motore a
[
]
W
550
(Pedice 1) e li confrontiamo con quelli che avremmo avuto se avessimo trovato un motore da
[
]
W
400
.
Motore da
[
]
W
400
Riduttore
3
1
=
t
;
1
=
r
h
[
]
W
W
ú
û
ù
ê
ë
é
s
rad
w
[
]
Nm
C
Lato motore
400
68,55
5,84
Lato utilizzatore
400
22,85
17,51
Motore da
[
]
W
550
Riduttore
3
1
=
t
;
1
=
r
h
[
]
W
W
1
ú
û
ù
ê
ë
é
s
rad
1
w
[
]
Nm
C
1
Lato motore
550
91,11
6,04
Lato utilizzatore
550
30,37
18,11
Rileviamo che non ci sono grandi differenze di coppia nel lato utilizzatore per i diversi motori, infatti la variazione percentuale e’ del 3%, quindi il dimensionamento della ruota dentata e dell’albero, dove la coppia e’ un dato fondamentale, saranno falsate rispetto ai dati originali del 3%, che riteniamo ininfluente. Quindi andremo a progettare il riduttore in particolare l’albero veloce utilizzando i dati relativi all’impiego del motore da
[
]
W
550
.
Metallurgia
2.1 SCELTA MATERIALE
Per scegliere opportunamente il materiale e i trattamenti termici relativi al pezzo che dobbiamo produrre (focalizzando in questo senso l’attenzione sull’albero veloce e sul pignone), dobbiamo prima elencare i fattori che vanno ad influenzare l’orientamento della nostra scelta. Innanzitutto, il riduttore deve trasmettere una potenza molto bassa (0,55 kW) e di conseguenza una coppia modesta (6,4 Nm a regime), per cui le sollecitazioni che il nostro materiale deve sopportare sono poco rilevanti. Le dimensioni dell’albero e della ruota dentata sono relativamente piccole (diametri di 20 mm e 33 mm rispettivamente); ciò ci ha portato a pensare che fosse conveniente produrli in un pezzo unico, per cui il materiale dovrà essere in grado di sopportare tanto i “carichi” che riguardano l’albero quanto quelli del pignone. Quest'ultima scelta costruttiva ci impone di optare per un materiale che risponda alle nostre esigenze con un buon margine di sicurezza (ciò significa che deve possedere una certa qualità). Infatti se si dovesse danneggiare uno dei due componenti tra albero e pignone, saremmo costretti a cambiare tutto il pezzo, con un inevitabile spreco di risorse; per minimizzare questa eventualità, andremo a scegliere un materiale che abbia caratteristiche meccaniche superiori a quelle strettamente necessarie. Alla luce di queste considerazioni, operiamo le prime scelte di carattere generale, tenendo presente che andremo a valutare il materiale più adatto per il pignone, estendendolo poi all’albero attraverso le relative verifiche di resistenza (inserite nella parte di costruzione di macchine). Per le ruote dentate, gli acciai speciali da costruzione sono i materiali più comunemente usati (vedi “Vademecum ..” e “Elementi di macchine ..” nella bibliografia). Tra gli acciai appartenenti a questa classe, escludiamo a priori quelli per molle (inadatti) e scartiamo anche gli autotempranti e gli acciai da nitrurazione (poco convenienti economicamente).
Quindi la scelta è tra gli acciai da bonifica e quelli da cementazione. Noi optiamo per un acciaio da bonifica, che ci assicuri buona tenacità e resistenza; rispetto al ciclo di lavorazione degli acciai da cementazione, andremo a fare quindi un trattamento termochimico in meno, con un relativo risparmio economico. Visto l’esiguo numero di pezzi da produrre (10) riteniamo che questa sia la scelta più conveniente; un numero maggiore di pezzi (nell’ordine delle centinaia) renderebbe più ragionevole un “investimento economico” nella carbocementazione (visto che comunque la differenza in termini di costi non sarebbe elevata, ci riserviamo di proporre un acciaio da cementazione come alternativa).
L’acciaio che scegliamo è il 36CrNiMo4, uno degli acciai da bonifica più comunemente usati per gli ingranaggi (vedi “Vademecum ..” in bibliografia).
Gli elementi presenti ci assicurano quella “qualità” di cui abbiamo bisogno.
Il cromo ed il molibdeno aumentano la temprabilità, la resistenza a trazione e influiscono positivamente sulla stabilità della martensite (il molibdeno evita anche la fragilità di rinvenimento). Il nichel aumenta la temprabilità, la tenacità e abbassa la temperatura dei punti critici. La designazione per la fornitura è la seguente (secondo UNI EN 10083-1):
Tondo 35x120 UNI 7486 Acciaio EN 10083-1-1.6511 +H +A.
Abbiamo aggiunto la prescrizione di temprabilità “+H” per andare a valutare, sui diagrammi relativi alle prove Jomini riportate nelle norme, la durezza dopo tempra; richiediamo inoltre lo stato termico di fornitura “ricotto addolcito” "+A" perché, dopo aver calmato l’acciaio, come prescrive la norma, lo andiamo subito a lavorare alla macchine utensili: lo stato ricotto è il più adatto per questa nostra esigenza. La composizione chimica del nostro acciaio è la seguente ( vedi “ Acciai e leghe …” in bibliografia) :
% C
% Mn
% Cr
% Ni
% Mo
% Si
% Pmax
0.36
0.65
1
1
0.20
0.4
0.03
Il fornitore ci assicura una durezza max dell’acciaio ricotto pari a 248 HB (UNI EN 10083-1, prospetto 8): a seconda di come lo si andrà a lavorare, prescriveremo un valore uguale o inferiore a questo. Avendo la composizione chimica, possiamo ricavare dei valori indicativi di Rm ( carico max di trazione) e di A3 ( temperatura del punto critico) attraverso le seguenti formule (vedi “Acciai e leghe…” in bibliografia).
Calcoliamo Rm
Rm=300+n*1000*C+100*(Si-0.3)+150*(Mn-C)+40*Ni+150*Cr+300*Mo+ +700*V+50*Al
Sostituendo agli elementi le rispettive percentuali (con n=1 per bonifica a T= 600 C°) si ottiene:
Rm=300+360+10+43.5+40+150+60=963.5 MPa
Questo valore è alto quanto basta per le nostre esigenze (nelle verifiche di resistenza ci assicura degli ottimi margini di sicurezza); inoltre rientra nei valori che il fornitore assicura per lo stato di bonifica (UNI EN 10083-1, prospetto 9).
Calcoliamo A3
A3=912-220*C-10*(Cr+2*Ni+4*Mn)+10*(2*Si+3*Mo+4*V+10*Al)
Sostituendo le percentuali agli elementi otteniamo:
A3=912-79.2-56+14=790.8 C°
Qualitativamente, possiamo valutare la durezza finale dopo bonifica del pezzo con questa formula (vedi “Acciai e leghe…” in bibliografia):
HB=1/3*Rm=312.05
Questo è un risultato che ci soddisfa per quanto riguarda la durezza dell’acciaio. Può essere interessante, per valutare più nello specifico il nostro pezzo, andare a misurare la durezza dopo tempra per diverse “profondità”, attraverso le bande di dispersione HRC per provini sottoposti alla prova Jomini riportate nella UNI EN 10083-1. Come curva di raffreddamento consideriamo la linea media rispetto alle curve limite della banda; il raffreddamento viene fatto in olio (possibilità offertaci dalla presenta di elementi in lega); valutiamo inoltre due diametri di riferimento diversi per albero e pignone.
Ecco i risultati delle nostre valutazioni:
PER L’ALBERO=20mm (diametro max dell’albero)
distanza dall’estremità temprata =3 mm (in superficie), HRC=55
distanza dall’estremità temprata =4 mm (3/4 del raggio), HRC=54
distanza dall’estremità temprata =8 mm (in centro), HRC=53
PER IL PIGNONE=33 mm (diametro di troncatura esterna)
distanza dall’estremità temprata = 5 mm (in superficie), HRC=54
distanza dall’estremità temprata = 8 mm (3/4 del raggio), HRC=53
distanza dall’estremità temprata =13 mm (in centro), HRC=51
Questi valori di durezza, allo stato bonificato, saranno tanto più bassi quanto più alta sarà stata la temperatura di rinvenimento. Analizziamo ora le varie fasi del trattamento termico di bonifica a cui sottoponiamo il nostro pezzo, dopo averlo lavorato alle macchine utensili (“sgrossatura”).
TEMPRA: operiamo un riscaldamento fino a A3+50 C° =840 C° (vedi “Acciai e leghe…” in bibliografia), un mantenimento a questa temperatura di austenitizzazione per 30 minuti (vedi “Vademecum ..” in bibliografia) e un raffreddamento in olio. Otteniamo così una struttura martensitica (probabilmente vi sarà anche dell’austenite residua).
RINVENIMENTO: a 600 C° per 60 minuti (vedi “Vademecum ..” in bibliografia).
Utilizzando una temperatura di rinvenimento più bassa (ma sempre superiore ai 550 C°) e/o dei tempi di mantenimento in tempra più lunghi (facendo attenzione che non si ingrossino troppo i grani cristallini) si potrebbe ottenere una struttura più dura ma meno tenace; visto che non ci interessa incrementare ulteriormente la durezza, teniamo i valori di tempo e temperatura sopra riportati.
2.2 SCELTA ALTERNATIVA
Anziché utilizzare un acciaio da bonifica, proponiamo la scelta alternativa di un acciaio da cementazione, più precisamente il 16CrNi4 (UNI 8550), che corrisponde per composizione chimica, al 16NiCr4 della norma EN 10084. Noi ci riferiremo sempre al 16CrNi4, la cui composizione chimica è la seguente (vedi “Acciai e leghe…” in bibliografia):
% C
% Mn
% Cr
% Ni
% Si
% Pmax
0.16
0.85
0.95
0.95
0.2
0.035
La designazione per il fornitore è la seguente :
Tondo 35x120 UNI 7486 Acciaio 16CrNi4-2c UNI 8550
Secondo le formule applicate all’acciaio da bonifica, calcoliamo Rm e A3 per il 16CrNi4 (n=4 per temperatura di rinvenimento pari a 150 C°):
Rm= 300+640-10+103.5+38+142.5=1214 MPa
Abbiamo ottenuto un valore di Rm superiore a quello dell’acciaio da bonifica, lo stesso vale per la durezza:
HB=1/3*Rm=404.67
La temperatura del punto critico A3 vale:
A3=912-35.2-62.5+4=818.3 C°
Andiamo ora ad elencare le varie fasi del trattamento a cui sottoponiamo il nostro pezzo (prospetto VI , UNI 8550), dopo averlo lavorato in sgrossatura alle macchine utensili. Scegliamo di effettuare una doppia tempra: una tempra di nucleo (a Tn=A3+50 C°=870 C° con olio come mezzo temprante) e una tempra di superficie Ts (con Ts< Tn in modo che, mentre in superficie si ottiene una struttura martensitica, nel nucleo avvenga un rinvenimento e quindi un incremento di tenacità).
Lo spessore efficace di tempra S richiestoci per il pignone ci è dato dalla seguente formula:
S= 0.15*m=0.225 mm (con m=modulo=1.5)
Non avendo a disposizione un diagramma, relativo a prove di durezza Vickers sul pignone, che ci permetta di verificare il raggiungimento di S (corrispondente a un valore di durezza peri a 525 HV), ci limitiamo a riportare il tempo e la temperatura di carbocementazione necessari per avere una profondità di cementazione pari a 0.5 mm (da tabella tratta da “Metallurgia Principi generali “ vedi bibliografia), in modo da garantire un’elevata durezza alla profondità S.
CEMENTAZIONE: a T=900 C° per 2 ore
TEMPRA DI NUCLEO: a Tn=870 C° per 1 ora e mezza, con raffreddamento rapido in olio.
TEMPRA DELLA SUPERFICIE CEMENTATA: a TS=810 C° per 3/4 d’ora, con raffreddamento rapido in olio.
DISTENSIONE: a 150 C° per 1 ora.
I tempi per la doppia tempra e la distensione sono stati dedotti dalla UNI 8550. Usando un acciaio da cementazione, il sovrametallo presente è in maggiore quantità rispetto alla bonifica, a causa delle distorsioni causate dal trattamento termochimico vi è la necessità, in finitura, di una rettifica che invece si può evitare (o può essere più lieve) negli acciai da bonifica (lavorazione di finitura normale). Concludiamo riportando, per completezza, i valori di durezza dopo tempra ricavabili dalle “bande” di dispersione HRC relative alla temprabilità Jomini dell’acciaio 16CrNi4 per diversi valori di profondità (prospetto VII, UNI 8550). Valutiamo come curva di raffreddamento la linea media rispetto alle curve limite della “banda”.
PER L’ALBERO=20mm (diametro max dell’albero)
distanza dall’estremità temprata =3 mm (in superficie), HRC=41
distanza dall’estremità temprata =4.5 mm (3/4 del raggio), HRC=39
distanza dall’estremità temprata =7.5 mm (in centro), HRC= 35
PER IL PIGNONE=33 mm ( diametro di troncatura esterna)
distanza dall’estremità temprata =4.5 mm (in superficie), HRC=39
distanza dall’estremità temprata = 7.5 mm (3/4 del raggio), HRC=35
distanza dall’estremità temprata =12 mm (in centro), HRC=31
Questi valori appaiono bassi se confrontati con quelli del 36CrNiMo4, ma bisogna ricordare che essi sono i risultati di prove condotte dopo tempre e quindi avranno un decadimento molto più marcato (con il rinvenimento a 600 C°) nell’acciaio da bonifica, rispetto all’acciaio da cementazione, sul quale si effettua una distensione di “soli” 150 C°.
Disegno di macchine
Per quanto riguarda l'analisi dei requisiti funzionali delle parti in cui possono essere distinti i pezzi, abbiamo scelto di realizzare l'albero ed il pignone in un solo pezzo per la medesima trattazione fatta nella parte di Tecnologia Meccanica (vedi pagina 32). La scelta del sistema di bloccaggio assiale dei cuscinetti è imposta dal fatto che dobbiamo realizzare una struttura isostatica, quindi decidiamo di bloccare un cuscinetto assialmente sia sull'anello esterno che su quello interno (cerniera), mentre l'altro cuscinetto viene bloccato solo sull'anello interno (carrello) permettendo quindi un piccolo scostamento dell'anello esterno per compensare le deformazioni dovute alla dilatazione termica del materiale, che comunque non e' elevata in quanto la lubrificazione ad olio all'interno della cassa garantisce una buona dispersione del calore (per la trattazione completa dei cuscinetti vedi pagina 21 e pagina 28).
Le soluzioni normalizzate utilizzate sono riportate nel cartiglio dell'assieme e per ognuna, nella sezione cataloghi (vedi pagina 34) è riportata la fotocopia del catalogo da dove è stata scelta, le uniche scelte non derivanti da produzioni del commercio riguardano i coperchi della cassa ed il distanziale che separa il coperchio di sinistra dal cuscinetto bloccato. Le tolleranze dimensionali introdotte sono imposte dalla scelta dei cuscinetti (tolleranze sedi cuscinetti j6) e dalle realizzazione del sistema vincolare isostatico, infatti siccome non ci deve essere una forte costrizione sull'anello interno del cuscinetto non bloccato abbiamo imposto degli scostamenti +0,+0.1 sulla dimensione di lunghezza 12.
Le tolleranze sul diametro dell'albero, sul quale viene montato il giunto, e della sede della linguetta sono date dalla scelta del giunto elastico stesso (vedi catalogo giunto Rotex). Si impongono poi anche delle tolleranze geometriche come: l'oscillazione circolare del pignone rispetto alla sede di un cuscinetto per controllare contemporaneamente sia l'errore di circolarità che quello di concentricità, la perpendicolarità tra la stessa sede ed il suo spallamento e il parallelismo tra i due spallamenti dei cuscinetti.
Tecnologia meccanica
Si è scelto di realizzare l'albero in un'unica soluzione in quanto lo sfrido di materiale tolto durante le lavorazioni alle macchine utensili, non era eccessivo (nell'ordine dei 150 grammi per ogni pezzo lavorato), se avessimo dovuto fare una produzione di grande o media serie nell'ordine del migliaio di pezzi allora avrebbe avuto senso prevedere il pignone separato dall'albero veloce in seguito avremmo dovuto prevedere il collegamento, per garantire la coppia di trasmissione, tramite linguetta.
Inoltre se avessimo fatto questa seconda scelta avremmo complicato non poco il ciclo di lavoro introducendo delle nuove fasi per la realizzazione delle sedi della linguetta tra pignone ed albero. Le formule utilizzate per il calcolo dei parametri di taglio fanno riferimento a "Tecnologia Meccanica Vol.II…" vedi bibliografia, riportiamo di seguito solamente quelle di carattere più importante:
Tempo fittizio e durata economica del tagliente
=
+
+
=
Co
Nt
Cp
Nc
Cs
t
f
2
=
-
=
f
e
t
r
r
h
1
Velocità di taglio economica (formula del Kronenberg) e numero di giri
=
÷
ø
ö
ç
è
æ
÷
ø
ö
ç
è
æ
=
FC
h
s
a
p
C
V
r
e
f
g
e
60
5
1
60
*
=
=
D
V
n
e
p
1000
Forza di taglio e potenza fornita dal motore
(
)
(
)
=
×
×
=
=
=
a
p
a
p
K
s
s
K
s
K
F
w
w
s
t
=
=
m
e
t
t
V
F
P
h
1
60000
Tempo attivo della lavorazione
=
×
=
n
a
L
T
m
Le macchine che sono state scelte per l'esecuzione delle operazioni riportate nel ciclo sono:
Tornio parallelo tradizionale con potenza di 22Kw (vedi foto in cataloghi pagina 34)
Fresatrice universale con potenza di 10Kw
Rettificatrice per dentature con potenza di 5Kw
Rettificatrice circolare per esterni con potenza di 5Kw
Per quanto riguarda la tornitura sono stati fatti in totale 3 piazzamenti, di cui 2 con mandrino autocentrante (1 con l'ausilio della contropunta) ed 1 con trascinatore e contropunta. Con il primo piazzamento si vanno ad eseguire 4 operazioni, con il secondo 9 e con il terzo 5, non è possibile ridurre ulteriormente il numero dei piazzamenti in quanto si è scelto di utilizzare solamente utensili con direzione di taglio R (cioè da destra a sinistra), l'acquisto anche di utensili con direzione di taglio L è stata scartata in quanto dobbiamo produrre pochi pezzi (10), è meglio quindi limitare i cambi utensili avendo a disposizione un tornio tradizionale, in quanto si alzerebbero di molto i costi relativi ai tempi morti, inoltre si limitano anche i costi degli inserti.
Il piazzamento con trascinatore e contropunta è imposto dal fatto che le ultime 5 operazioni di tornitura avvengono quando dall'altra parte dell'albero sono già state eseguite le finiture quindi non era possibile trattenere il pezzo con il mandrino autocentrante per evitare di rovinare le superfici già finite.
Per la fresatura e la dentatura è previsto un solo piazzamento con un attrezzo speciale comandato da un divisore per la realizzazione della dentatura.
Per la rettifica dei denti e la rettifica delle sedi dei cuscinetti sono necessari altri 2 piazzamenti (1 con la stessa attrezzatura di fissaggio, e divisore usati per la dentatura e l'altro solo con la speciale attrezzatura di fissaggio per la rettifica delle sedi dei cuscinetti) in quanto vengono fatte su macchine utensili diverse.
Sono stati fatti in totale 6 piazzamenti e 22 operazioni.
Riportiamo di seguito il ciclo di lavorazione dell'albero veloce e le fasi di lavorazione.
Bibliografia
· Cornetti G. "Macchine a fluido" Edizioni Il Capitello Torino-1993
· Nicodemi W. "Mettallurgia. Principi generali" Zanichelli-2000
· Nicodemi W. "Acciai e leghe non ferrose" Zanichelli-2000
· Niemann G.-Winter H. "Elementi di macchine vol. II" Edizioni di scienza e tecnica Milano-1986
· Baldassini L. "Vademecum per disegnatori e tecnici" Hoepli-2000
· Bugini-Giardini-Pacagnella-Restelli "Tecnologia meccanica vol. II. Lavorazioni per asportazioni di truciolo"-1995
· Vari autori "Manuale Cremonese di meccanica, elettrotecnica, ed elettronica (parte generale)" Edizione Cremonese-1976
· FAG Cuscinetti S.P.A. "Sistemi di supporto per riduttori" Pubbl. WL 04200 IB
· FAG Cuscinetti S.P.A. "Sistemi di supporto per riduttori" Pubbl. WL 04201 IB
· SKF Cuscinetti S.P.A. "Catalogo generale cuscinetti volventi"
· MITSUBISHI CARBIDE "Indexable inserts" Pubbl. CE011A1
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