Memoriu tehnic proiect OM I-2013.docx

UNIVERSITATEA TRANSILVANIA DIN BRAŞOV

Departamentul Autovehicule și TransporturiDisciplina Organe de Maşini

PROIECT DE AN LA DISCIPLINA Organe de Maşini I

Autor: Student Vlad-Toader NICOARAProgramul de studii: licentaGrupa 1114

Coordonatori: Prof. univ. dr. ing. Gheorghe MOGAN Dr. ing. Silviu POPA

2013

UNIVERSITATEA TRANSILVANIA DIN BRAŞOV

FACULTATEA DE INGINERIE MECANICĂ

Disciplina Organe de Maşini

PROIECT DE AN LA DISCIPLINA Organe de Maşini I

Autor: Student Vlad-Toader NICOARA Grupa 1114

Coordonatori ştiinţifici: Prof. univ. dr. ing. Gheorge MOGAN Dr. ing. Silviu POPA

2013

CUPRINS

Introducere.............................................................................................................................. 6

A. MEMORIUL JUSTIFICATIV........................................................................................... 7

1. Tematica şi schema structural-constructivă........................................................................ 91.1. Tematica şi specificaţii de proiectare........................................................................91.2. Schema structural-constructivă...............................................................................10

2. Proiectarea elementelor şi legăturilor.................................................................................132.1. Proiectarea elementului 1 (cârligul de remorcare)..................................................11

2.2. Proiectarea elementului 4 (tirantul superior)...........................................................13 2.3. Proiectarea legăturii 1-4 (asamblare filetată).........................................................17

2.4. Proiectarea elementelor 5 şi 6 (coloana superioară şi corp coloană superioară).. . .20 2.5. Proiectarea legăturii 4-5 (îmbinare sudată).............................................................24 2.6. Proiectarea legăturilor 5-6.......................................................................................29

2.6.1 Proiectarea legăturii 5-6, asamblare ţeavă-ţeavă pătrată................................29 2.6.2 Proiectarea legăturii 5-6, asamblare prin bolţ................................................35

2.7. Proiectarea elementelor 7 şi 8 (tirant inferior şi corp tirant inferior)......................392.8. Proiectarea legăturii 6-7 (îmbinare sudată).............................................................432.9. Proiectarea legăturilor 6-7

2.9.1 Proiectarea legăturii 6-7, ţeavă-ţeavă pătrată ...................................................47 2.9.2 Proiectarea legăturii 6-7, asamblare prin bolţ...................................................50

2.10. Proiectarea elementelor 11 şi 12/12’ (bara centrală şi coloana stânga/dreapta).....54 2.11. Proiectarea legăturilor 8-9 şi 10-11 (îmbinări sudate)............................................57 2.12. Proiectarea legăturii 9-10 (asamblare prin şuruburi)..............................................62 2.13. Proiectarea legăturilor 11-12/12’............................................................................68

2.13.1 Proiectarea legăturii 11-12/12’, ţeavă-ţeavă pătrată..........................................682.13.2 Proiectarea legăturii 11-12/12’, asamblare prin bolţ.........................................72

2.14. Proiectarea elementului 13/13’ (tirant stânga/dreapta)...........................................76 2.15. Proiectarea legăturii 12-13/12’-13’ (îmbinare sudată)............................................80 2.16. Proiectarea elementului 3/3’ (suport stânga/dreapta)..............................................83 2.17. Proiectarea legăturii 13-3/13’-3’ (asamblare prin şuruburi)...................................87

Bibliogarafie ..........................................................................................................................93

B. ANEXE ...............................................................................................................................

Desen de ansamblu (vedere, secțiune principală și secţiuni parţiale) Desen de execuţie cârlig de remorcareDesen de execuţie subansamblu sudat S4 (elementele 10 şi 11 sudate)

INTRODUCERE

Scopul proiectului de an la disciplina Organe de maşini este să dezvolte abilităţile practice ale studenţilor de proiectare şi sintetizare a cunoştinţelor de mecanică, rezistenţa materialelor, tehnologia materialelor şi reprezentare grafică în decursul anilor I şi II, precum şi modul în care aceştia pot rezolva în mod independent o lucrare de proiectare, pe baza algoritmilor, metodelor specifice şi programelor din domeniu.

Dispozitivele de remorcare auto au aparut odata cu dezvoltarea automobilului din necesitate.Daca la inceputurile lui carligul de remorcare auto era un obiect metalic suficient de rezistent,cu dimensiuni mari ale componentelor si facut din oteluri ieftine,pe parcursul anilor acest sistem de remorcare a suferit multe modificari.In zilele noastre sistemele de remorcare auto au diferite forme, diferite posibilitati de montaj,pot fi demontabile,mai pot fi si reglabile, toate acestea pentru a putea satisface cererile oamenilor si pentru a face munca mai usoara. Odata cu avansarea tehnologiei s-au facut o sumedenie de calcule in constructia acestor deipozitive,pentru a putea gasii solutia optima de fabricatie:trebuie sa fie ieftin la constructie,durabil,sigur,nu trebuie sa cantareasca prea mult pentru a nu provoca consum de energie in plus automobilului, trebuie sa se incadreze in niste norme de mediu tot mai frecvente in ziua de astazi in inginerie. Sistemele de remorcare par niste obiecte banale care fac posibila tractarea anumitor utilaje cu automobilul;insa in spatele lor se ascund numeroase calcule si teste de toate felurile menite sa asigure siguranta produsului si a celui care beneficiaza de el.Desigur aceste lucruri nu pot fi stiute de catre toti cei care se lovesc zilnic de acest sistem,cei care poate il vad si nu le inspira nimic dar un inginer ,mai ales unul care a proiectat asa ceva are o satisfactie cad vede un model asemeni celui care el l-a proiectat si l-a studiat facendu-si treaba zi de zi.

Autorul,Nicoara T. Vlad-Toader

MEMORIUL TEHNIC

Fig. 1.1 – Vedere generală a unui dispozitiv de remorcare integrat

I. TEMATICA ŞI SCHEMA STRUCTURAL-CONSTRUCTIVĂ

1.1 TEMATICA ŞI SPECIFICAŢII DE PROIECTARE

Tema de proiectare a unui produs este lansată de către un beneficiar şi reprezintă o înşiruire de date, cerinţe şi condiţii tehnice care constituie caracteristicile şi performanţele impuse viitorului produs.

În cazul proiectului de an nr. 1 tema de proiectare, pornind de la necesitatea unor dispozitive de remorcare auto modulare adaptabile pentru diverse situaţii practice presupune concepţia şi dimensionarea unui dispozitiv de remorcare cu funcţia globală de legare şi tractare a miniremorcilor şi rulotelor de autovehiculele de capacitate mică (fig. 1.1).

Dezvoltarea acestui produs este cerută de inexistenţa unor produse similare care, pe de-o parte, să poată fi folosite pentru mai multe tipuri de autovehicule, remorci şi rulote şi pe de altă parte, să includă componente tipizate (şuruburi, bolţuri şaibe) existente la preţuri reduse şi performanţe ridicate. Astfel, se preconizează că noul produs executat în serii mari de producţie poate fi competitiv şi din punct de vedere economic.

Dispozitivul de remorcare ca sistem mecanic demontabil, fără mişcări relative între elemente, are ca parametrii de intrare, forţele de interacţiune din cadrul cuplei sferice de remorcare, şi ca parametrii de ieşire, forţele şi momentele din asamblările dispozitivului cu lonjeroanele şasiului.

Pe lângă funcţia principală de transmitere a sarcinilor de la intrarea I la ieşirea E (fig. 1.1) materializată de cele două asamblări cu lonjeroanele şasiului autovehiculului, pentru noul produs se urmăreşte şi îndeplinirea următoarelor funcţii auxiliare: respectarea prevederilor de interschimbabilitate cerute de standardele din domeniu; respectarea condiţiilor de protecţie a omului şi mediului; diminuarea distrugerilor care ar putea apărea la coliziuni.

Pentru proiectarea de ansamblu a dispozitivului de remorcare (fig. 1.2) se impune personalizarea listei de specificaţii cu următoarele cerinţe principale:

a. Forţele exterioare: FX , FY , FZ [N].b. Tipul sarcinii : statică sau variabilă.c. Restricţii dimnesionale x1>0, x2<0, x3 <0; y1 > 0; z1 < 0 sau z1 > 0, z2 > 0 (fig. 1.2).d. Condiţii de funcţionare : temperatura, caracteristicile mediului în care funcționează.e. Condiţii constructive : interschimbabilitatea şi modularizarea.f. Condiţii de ecologie : utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor,

protecţia vieţii.

9

Fig. 1.2 – Parametrii fizici şi geometrici impuşi

În tabelul 1.1 se prezintă valorile parametrilor fizici şi geometrici impuse pentru o situaţie practică cerută.

Tab. 1.1 Valorile parametrilor fizici şi geometriciForţele exterioare [N] Coordonatele punctelor impuse [mm]

FX FY FZ X1 X2 X3 Y1 Z1 Z2

2600 350 450 90 -300 -500 450 -200 250

1.2 SCHEMA STRUCTURAL-CONSTRUCTIVĂ

Din punct de vedere constructiv, dispozitivul de remorcare formează un ansamblu compus din subansamble şi elemente constructive, identificabile cu uşurinţă în schema structural-constructivă din fig. 1.3. Ansamblul asociat interacţionează cu remorca prin intermediul unei cuple sferice prin elementul 1 (fig. 1.4) şi cu lonjeroanele şasiului autovehiculului prin asamblări cu şuruburi cu elementul 3.

Subansamblele sunt structuri independente, care se evidenţiază printr-un grup compact compus, în configuraţie minimală, din cel puţin două elemente constructive sau din alte subansamble şi elemente constructive, în interacţiune permanentă, formate ţinându-se cont, cu precădere, de tehnologiile de montaj, de întreţinere şi de exploatare. În cazul dispozitivului de remorcare din fig. 1.2 s-au definit subansamble având la bază structurile compacte obţinute prin sudare. În figura 1.3 se prezintă, la general, structura constructivă şi o schema structural-constructivă a dispozitivului de remorcare cu intrarea I, materializată printr-o cuplă (articulaţie) sferică, şi ieşirea E, materializată printr-o asamblare cu şuruburi montate cu joc cu un suport fixat pe lonjeroanele şasiului. Ansamblul dispozitivului de remorcare conţine elementele 1 şi 3 ce formează legăturile de intrare/ieşire şi subansamblele S1, S2 … S5/S5’ formate din câte două elemente sudate. În schema

10

structurală nu se evidenţiază elementele de asamblare (bolţuri, şuruburi, şaibe) care se vor defini şi dimensiona odată cu proiectarea legăturilor şi se vor evidenţia în desenul de ansamblu.

În tab. 1.2 se evidenţiază subansamblele şi elementele dispozitivului de remorcare precizându-se tipul, denumirea şi subcapitolul în care se va trata proiectarea acestora. În tab. 1.3 În tab. 1.3 se evidenţiază legăturile nedemontabile (îmbinări sudate) şi demontabile (asamblări filetate, prin bolţ, prin şuruburi) care urmează să fie proiectate in continuare.

11

a

b

cFig. 1.3 – Structura constructivă a dispozitivului de remorcare: a – integrată; b –

explodată; c – schema bloc

Tab. 1.2 Subansamblele şi elementele dispozitivului de remorcareNr.

crt.

Codul subans

.

Codul elem.

Tipul DenumireaTratare în

subcap.

1 A11 Coloan

ăCârlig de remorcare

2S1

4 Tirant Tirant superior

35 Coloan

ăColoană de remorcare

4S2

6 Corp Corp coloană5 7 Tirant Tirant inferior6

S38 Corp Corp tirant inferior

7 9 Flanşă Flanşă faţă8

S410 Flanşă Flanşă spate

9 11 Bară Bară centrală

10S5

12 (12’)

Coloană

Coloană stânga/dreapta

1113(13’)

Tirant Tirant stânga/dreapta

12 A1 2 (2’) Suport Suport stânga/dreapta

13 A13 (3’) Bară Tirant de rigidizare

stânga/dreapta

Tab. 1.3 Legăturile elementelor dispozitivului de remorcareNr.

crt.

Codul Tipul DenumireaTratare în subcap.

1 I Demontabilă Asamblare sferică2 1-4 (1-S1) Demontabilă Asamblare filetată3 4-5 Nedemontabil

ăÎmbinare sudată

4 5-6 (S1-S2) Demontabilă Asamblare ţeavă-ţeavă pătrateAsamblare cu bolţ

5 6-7 Nedemontabilă

Îmbinare sudată



Îmbinare sudată

8 9-10 (S3-S4) Demontabilă Asamblare cu şuruburi9 10-11 Nedemontabil

ăÎmbinare sudată



Îmbinare sudată

12

12 13-2 Demontabilă Asamblare cu şuruburi13 13-3 Demontabilă Asamblare cu şurub14 2-3 Demontabilă Asamblare cu şurub15 E Demontabilă Asamblare cu şuruburi

13

II. PROIECTAREA ELEMENTELOR ŞI LEGĂTURILOR

I.1 PROIECTAREA ELEMENTULUI 1 (CÂRLIGUL DE REMORCARE

I. Date de proiectare Să se proiecteze cârligul de remorcare, poziţia 1 din fig. PRC-A.1.1.1.1.1 cu funcţia principală de transmitere a sarcinilor FX, FY şi FZ de la o cuplă de remorcare, poziţia 2, la elementul 4 din componenţa dispozitivului de remorcare.

a. Forţele exterioare: FX = 2600 N, FY = 350, FZ = 450 N; se calculează forţa transversală, Ft=√ Fx

2+F y2 =√26002+3502 =2623 N

b. Tipul sarcinii: staticăc. Condiţii de funcţionare: temperatura, T = - 30oC…40 oC; mediu de lucru exterior cu

umezelă avansatăd. Condiţii constructive: interschimbabilitate cu sistemele de cuplare existente (fig. PRC-

A.1.1.1.1.1,a)e. Condiţii de ecologie: utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor,

protecţia vieţii

a b

Fig. PRC-A.1.1.1.1.1 Schema funcţional-constructivă a elementelor de tip cârlig de remorcare cu sferă drept: a – ansamblu cârlig-cuplă; b – schema constructivă

II. Alegerea materialului, tratamentelor termice şi tehnologiei

Deoarece cârligul de remorcare cu sferă drept este o piesă importantă în componenţa dispozitivului se adoptă, oţel de calitate, C45, conform SR EN 10025-2 (STAS 500/2).C45 cu 02 = 360 MPa şi r = 610 MPa.

III. Adoptarea formelor constructive

Caracteristici şi restricţii funcţionale şi constructive

- pentru asigurarea celor trei mişcări relative de rotaţie la unghiuri de rotire de 300 se impune ca unghiul determinat de intersecţia sferei cu tija cârligului să fie aprox. 15o….25o;

- în vederea asigurării interschimbabilităţii cuplelor sferice de remorcare precum şi

modularizării constructive s-au dezvoltat dispozitive de cuplare cu diametrul sferei Ds {178

, 2, 25

16} ţoli sau Ds ϵ {47,625; 50,8; 58,7375} mm.

Adoptarea parametrilor geometrici funcţionali şi constructivi:- diametrul sferei, Rs, pentru a respecta punctul b de mai sus, se adoptă în funcţie de

sarcina de tractare FX astfel: Ds =47,625mm, pentru FX < 1kN; Ds = 50,8 mm, pentru 1kN <FX < 2kN; Ds = 58,7375 mm, pentru FX > 2kN; pentru cazul considerat, Ds = 50,8 mm;

- diametrul tijei, D, pentru a respecta punctul c de mai sus, se determină cu relaţia, D = sin100 Ds; pentru cazul considerat, D = sin200 58.7375 = 18.1 mm; se adoptă D = 19 mm;

- l3 0,5 D=0.5*19=9.5 se adopta l3=10

IV. Schema de calcul, dimensionare şi verificare

Ipoteze de calcul:- Modelul de calcul este o bară dreaptă încastrată, cu secţine circulară constantă de

diametru D, solicitată la tracţiune de forţa FZ, la încovoiere de forţa Ft şi la forfecare de forţa Ft.

- Se neglijează tensiunile de forfecare generate de eforturile tăietoare.Date cunoscute:

- despre încărcare: Ft = 2623 N – forţa transversală şi FZ = 450 N – forţa axială aplicate static

- despre forme şi dimensiuni: bară circulară cu diametrul, D = 19 mm;

- despre material: 02 = 360 MPa – tensiunea limită de curgere; c = 3…4 - coieficientul de siguranţă; σat = σ02/c = 360/3…4 = 80…120 [MPa] – tensiunea admisibilă la tracţiune.Relaţii de calcul:

- eforturi în secţiunea critică: N = FZ = 450 N (efort axial); Mî = Ft l (efort de încovoiere)- condiţia de rezistenţă la tracţiune şi încovoiere în secţiunea critică A-B (în punctul B cele

două tensiuni au acelaşi sens),

- dimensionare, se determină lungimea,

l=π D 2σ at

32 F t

−D8

F z

Ft

=l= π 19210032∗2623

−198

4502623

= 25,25 mm; se adoptă l = 26 mm.

[Mogan 2012]

V. Proiectarea formei tehnologice

Adoptarea parametrilor tehnologici şi de reprezentare:

- ca urmare a calculelor tirantului 4 se obţine grosimea acestuia, h =20 mm şi ţinând cont de înălţimea piuliţei m = 18 mm, şi grosimea şaibei plate h = 3 mm şi a şaibei Grower g = 3,5 mm, se adoptă l2 = 40 mm şi l1 = 30 mm.

- calitatea suprafeţelor Ra = 6,3 µm; calitatea suprafeţei sferice, deoarece această formează împreună cu cupla de agăţare o articulaţie sferică, se adoptă Ra = 3,2 µm.

- pentru facilitarea prelucrării se practică găuri de centrare A2,5

VI. Verificarea modelului cu pachetul performant MDESIGN

În acest caz, având în vedere că modelul de calcul este simplu atât ca încărcare precum şi ca formă a secţiunii nu se impune verificarea cu pachetul de calcul MDESIGN.

I.2 PROIECTAREA ELEMENTULUI 4 (TIRANTUL SUPERIOR)

I. Date de proiectare

17

Modelul de calcul Parametri geometrici şi de reprezentare

Să se proiecteze tirantul superior, poziţia 4 din fig. 2.2.1 cu funcţia principală de transmitere a sarcinilor FX, FY şi FZ de la cârligul de remorcare drept cu sferă, poziţia 2, la suportul 5 cu luarea în considerare a următoarelor specificaţii impuse:

a. forţele exterioare: FX = 2600 N, FY = 350N, FZ = 450 N, acţionează la distanţa L1 = 36 mm; se calculează momentele în centrul găurii de trecere: MX4 = FY L1 = 16800 Nmm, MY4 = FX

L1 = 124800 Nmm; b. tipul sarcinii : statică; c.restricţii dimensionale : D1 = 19 mm; b > d2 = 28 mm; L2 = 90 mm;d. condiţii de funcţionare : temperatura, T = - 30oC…40 oC; mediu de lucru exterior cu

umezeală avansată;e.Condiţii constructive : material sudabil;f. Condiţii de ecologie : utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor,

protecţia vieţii.II. Alegerea materialului, tratamentelor termice şi tehnologiei

Deoarece tirantul este o piesă care se va suda se adoptă, conform SR EN 10025-2 (STAS 500/2), oţel S235 cu 02 = 235 MPa şi r = 360 MPa.

III.

Adoptarea formelor constructiveÎn vederea creşterii eficienţei economice se adopta semifabricat de tip oţel lat

(platbandă) cu dimensiunile b şi h standard şi b/h ≈ 4 (fig. 2.2.2).IV. Schema de calcul, dimensionare şi verificare

Pentru dimensionare se adoptă modelul din fig. 2.2.3 cu următoarele ipoteze de calcul:-modelul de calcul este o bară dreaptă încastrată, cu secţiune dreptunghiulară –solicitată la

tracţiune de forţa FX; la încovoiere oblică de sarcinile FZ, FY şi MY4; la torsiune de momentul MX4; la forfecare de forţele FZ şi FY;

18

a b Fig. 2.2.1 – Schema de încărcare: a – exterioară la nivelul dispozitivului;

b – exterioară, redusă la nivelul elementului 4

- elementele 4 şi 5 sunt asamblate prin sudare şi pentru calcul de dimensionare a tirantului 4 se consideră că acesta este încastrat în centrul cordonului de sudură şi secţiunea critică, A-A este dreptunghiulară cu dimensiunile b şi h;

- deoarece, modelul de dimensionare cu luarea în considerare a tuturor solicitărilor este de complexitate mărită, în continuare, se adoptă un model simplificat care ia în considerare solicitarea principală de încovoiere dată de forţa FZ şi momentul MY4; după determinarea dimensiunilor prin rezolvarea modelului simplificat se va face verificarea cu modulul cu pachetul MDESIGN (etapa VI).

Din condiţia de rezistenţă la solicitarea de încovoiere în planul XZ se determină grosimea h cu relaţia [ Mogan, 2012],

h=3√ 3 M î max

2σaî

= 3√ 3∗1653002∗70

=15,24 mm, [Mogan 2012],

în care, s-a considerat, Mî max = 165300 Nmm şi σaî = 70 MPa. Ca urmare, ţinând cont că b = 4h = 64 mm se adoptă (conform DIN 10058 ) semifabricat de tip platbandă (oţel lat) cu b = 70 mm şi h = 20 mm.


Ţinând cont de parametrii geometrici definiţi în fig. 2.2.2 şi de rezultatele obţinute la proiectarea asamblării cu filet 1-4 şi a îmbinării sudate, se adoptă: R = 30 mm, D1 = 19 mm, L2

' = 120 mm Prelucrarea elementului 4 presupune frezarea porţiuni de cap şi găurirea; calitatea suprafeţelor prelucrate Ra = 12,5 µm.

19

Fig. 2.2.2 – Parametri geometrici Fig. 2.2.3 – Modelul de calcul


Din analiza rezultatelor obţinute în urma analizei cu MDESIGN a structurii elementului proiectat (anexa 2.1) se observă că în secţiunea din încastrare tensiunile tangenţiale sunt maxime. Tensiunea maximă de forfecare generată de forţa FZ în punctele P6 şi P2 (fig. 2.2.4,a) are valoarea 1,17 MPa şi se neglijează pentru calculul tensiunii echivalente. Tensiunea maximă normală generată de forţa FX şi momentele MY ş MZ în punctul P1 (fig. 2.2.4,b,c,d; 2.2.4) are valoarea 61,14 MPa şi este mai mică decât tensiunea admisibilă care are valoarea 65 MPa.

a b

c

Fig. 2.1.4 – Distribuţii ale tensiunilor secţionale din încastrare: a – de forfecare generate de forţa FX; b – normale generate de FZ; c – normale generate de momentul MY;

20

Maximum value of the normal stress

Salient point

Tension-pressure-stressszd

N/mm²

Bending stress in consequence

of Mymax (Mhmax)shmax N/mm²

Bending stress in consequence

of Mzmax (Mzmax)szmax N/mm²

Combined characteristic

of normal stresssres N/mm²

P1 0.21 6.93 -32.34 -25.21

P2 0.21 0.00 -32.34 -32.13

P3 0.21 -6.93 -32.34 -39.06

P3* 0.21 -6.93 -32.34 -39.06

P4 0.21 -6.93 0.00 -6.72

P5* 0.21 -6.93 32.34 25.63

P5 0.21 -6.93 32.34 25.63

P6 0.21 0.00 32.34 32.55

P7 0.21 6.93 32.34 39.48

P7* 0.21 6.93 32.34 39.48

P8 0.21 6.93 0.00 7.13

P1* 0.21 6.93 -32.34 -25.21

Fig. 2.1.5 – Valorile tensiunilor normale secţionale din încastrare

I.3 PROIECTAREA LEGĂTURII 1-4 (ASAMBLARE FILETATĂ)


Să se proiecteze asamblarea cu şurub montat cu joc dintre cârligul de remorcare cu sferă drept, poziţia 1 din fig. AFS-A.2.3.1 cu funcţia principală de transmitere prin frecare a forţelor FX, FY şi FZ la suportul poziţia 4.a. Forţele exterioare: FX = 2600 N, FY = 350, FZ = 450 N; se calculează forţa transversală, , Ft=√ F x

2+F y2 =√26002+3502 =2623 N

b. Tipul sarcinii: staticăc. Numărul de suprafeţe de frecare, i=1d. Date despre asamblare (opţional): n = 1, numărul de şuruburi; e. Tipul asamblării, şurub montat cu joc (transmiterea forţelor prin frecare)f. Coeficientul de frecare dintre tablele asamblate, µ= 0,25g. Condiţii de funcţionare: temperatura, T = - 30oC…40 oCh. Condiţii constructive: interschimbabilitatea

21

i. Condiţii ecologice: utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor, protecţia vieţii


Porţiunea de şurub este corp comun cu corpul cârligului de remorcare cu sferă drept şi, deci, materialul este, oţel de calitate, C45, conform SR EN 10025-2 (STAS 500/2). C45 cu 02 = 360 MPa şi r = 610 MPa.

Fig 2.3.1 Schema funcţionala


Caracteristici şi restricţii funcţionale şi constructive:- asamblarea presupune montajul porţiunii filetate cu joc şi menţinerea acestuia pe durata funcţionării; - pentru asigurarea strângerii asamblării se utilizează o şaibă plată cu diametrul exterior mai mare ca diametrul gulerului, d2

Parametrii geometrici principali:- diametrul nominal al filetului, d, din condiţii de interschimbabilitae şi standardizare se adoptă filet metric

- diametrul găurii de trecere, D1, se adoptă din standarde


Ipoteze de calcul:- modelul de calcul a şurubului este o bară dreaptă încastrată în corpul cârligului de

remorcare, cu secţiune circulară constantă de diametru d1 (diametrul interior al filetului), solicitată la tracţiune de forţa axială, Faş.

- se neglijează momentul de torsiune care apare la strângerea asamblării şi, deci, şi tensiunile de forfecare generate de eforturile tăietoare asociate;

22

- forţa exterioară, FZ, care în timpul funcţionării poate acţiona în ambele sensuri se consideră, pentru acest calcul, că acţionează în sensul pozitiv al axei Z situaţie ce conduce la solicitarea suplimentară a asamblării cu şurub.

Date cunoscute:- despre încărcare (tab. AFS-A.1.1.1): Ft = 2623 N – forţa transversală şi FZ = 450 N –

forţa axială, aplicate static- despre asamblare (tab. AFS-A.1.1.1 ): i = 1, n = 1, µ = 0,25

- despre material (subcap. AFS-A.1.2): 02 = 360 MPa – tensiunea limită de curgere; c = 3…4 - coieficientul de siguranţă; σat = σ02/c = 360/3…4 = 80…120 MPa – tensiunea admisibilă la tracţiune (se consideră, σat = 100 MPa);

- tensiunea admisibilă a materialelor elementelor 1 şi 4 în contact σas = 60…90 MPa. (se consideră, σas = 60 MPa).

Relaţii de calcul:

- forţa axială din şurub din condiţia de transmitere a forţei Ft prin frecare (Ft Ff, forţa de frecare, v. subcap),

Fas-t=βFt

μin = 6295.2 N;

In care s-a considerat β=1,2 Nmm ,Ft=2623 N ,μin=0.25- forţa axială totală din şurub (pentru cazul în care FZ acţionează înspre în sus),

= 6745.2 N;

In care s-a considerat Fas-t=6295 N, FZ=450 N; - din condiţia de rezistenţă la tracţiune a tijei filetate,

se determină diametrul interior al filetului,

d1nec=√ 4 Fas

π σ at

= √ 4∗13042π∗100

=13 mm

se adoptă ( ) parametrii filetului: d1 = 14.376 mm, d2 = 15.026 mm, d = 16 mm (M16), p = 1.5 mm; se adoptă din fer. corelat cu dimensiunea filetului (M18) diametrul găurii de trecere, D1 = 18 mm (execuţie mijlocie);

- din condiţia de rezistenţă la strivire a materialelor în zonele de contact dintre elementele 4 şi 1, respectiv 4 şi şaiba plată, apare presiunea,

,

se determină diametrul gulerului elementului 1, respectiv, diametrul exterior minim al şaibei plate,

d2= √ D12+

4 Fas

π σas

=√192+ 4∗13042π∗70

= 24.51 mm;

23

se adoptă d2 = 25 mmIn care s-a considerat Fas=13042 N,σ as=70 Mpa;D1=19 mm;

Fig 2.3.2 Parametrii geometrici Fig 2.3.3Modelul de calcul ai asamblarii al asamblarii


- cotele privind lungimile s-au determinat ţinând cont de grosimea piuliţei m = 18 mm şaiba plată, şaiba Grower şi elementului 4 care rezultă în urma calculului acestuia

- pentru a se facilita obţinerea perpendicularităţii suprafeţei frontale pe axa piesei se adoptă raza de racordare R0,5;

- prelucrarea filetului se poate face aşchiere;- calitatea suprafeţei Rz = 6,3


În acest caz, având în vedere că modelul de calcul este simplu atât ca încărcare precum şi ca formă a secţiunii nu se impune verificarea cu pachetul de calcul MDESIGN.

24

I.4 PROIECTAREA ELEMENTELOR 5 ŞI 6 (COLOANA SUPERIOARĂ ŞI CORP COLOANĂ SUPERIOARĂ)

I. Date de proiectareSă se proiecteze coloana superioară, poziţia 5 din fig. 2.4.1 cu funcţia principală de

transmitere a sarcinilor FX, FY şi FZ de la tirantul 4 la suportul 6 din componenţa subansamblului sudat S1 al dispozitivului de remorcare.

a. Forţele exterioare: FX = 2600 N, FY = 350, FZ = 450 N acţioneză la distanţele L1 = 36 mm; L2

= 90 mm; L3 = 200 mm; se calculează momentele de încovoiere în centrul profilului pătrat (îmbinarea sudată): MX5 = FY L1 = 12320 Nmm, MY5 = FX L1 + FZ L2 =

=132176 Nmm, MZ5 = FY L2 = 31500 Nmm. b. Tipul sarcinii: staticăc. Restricţii dimensionale: se va utiliza semifabricat din ţeavă pătrată, pentru care ţinând cont

că se îmbină prin sudare cu tirantul 4 de lăţime b = 70 mm deci, din considerente de posibilitate a aplicării cordonului de sudură de colţ, se impune ca latura, h < 50 mm;

d. Condiţii de funcţionare: temperatura, T = - 30oC…40 oC; mediu de lucru exterior cu umezelă avansată

e. Condiţii constructive: interschimbabilitatea, modularizareaf. Condiţii de ecologie : utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor, protecţia

vieţii

II. Alegerea materialului, tratamentelor termice şi tehnologiei Deoarece suportul este o piesă care se va suda se adoptă, oţel S235 (OL37), conform

SR EN 10025-2 (STAS 500/2) cu 02 = 235 MPa şi r = 360 MPa.

Fig 2.4.1 Schema funcţional-constructivă a elementului coloană superioară: a – integrare în ansamblu; b – schema de încărcare

25


- se va adopta, din considerente de greutate minimă, semifabricat din ţeavă pătrată;

- se va urmări ca dimensiunea ţevii pătrate să permită aplicarea cordonului de colţ la sudarea cu elementul 4

- se adoptă din considerente de greutate redusă semifabricat din ţevă pătrată;- lungimea L’3 = L3 – h = 150 mm

IV. Schema de calcul, dimensionare şi verificare - Transmiterea sarcinilor de la elementul 5 la elementul 6 se realizează prin contact

direct şi pentru calculul de dimensionare se consideră că acesta este încastrat în centrul corpului 6 - Modelul de calcul asociat coloanei 5 se consideră ca fiind o bară dreaptă cu secţiune pătrată cu latura h5 şi grosimea t5 încastrată, solicitată la compresiune de forţa FZ ; la încovoiere oblică de sarcinile FX, FY, MX5 şi MY5; la torsiune de momentul MZ5 şi la forfecare de forţele FX, FY.- Se neglijează efectele găurilor de fixare axială în corpul 6 cu bolţ. - Deoarece, modelul de dimensionare cu luarea în considerare a tuturor solicitărilor este de complexitate mărită, în continuare, se adoptă un model simplificat care ia în considerare solicitarea principală de încovoiere dată de forţa FX şi momentul MY5; - după determinarea dimensiunilor prin rezolvarea modelului simplificat şi calculul legăturii de tip ţevă-ţeavă se va face verificarea cu pachetul MDESIGN cu luarea în considerare a celor două ţevi 5, 6 (ca formând un bloc), situaţie ce corespunde mai bine cu situaţia reală.

Relaţii de calcul:- efort de încovoiere în secţiunea critică (model simplificat):

Mî max = MY5 + FX L3’= 600176 Nmm;

- dimensionare, din ultima parte a relaţiei ţinând cont că, uzual pentru ţevile pătrate standard, t/h = 0,05…0,15, (t/h = 0,1) se determină,

h5=3√ 6 M îmax

¿(1−(1−t5

h5

)¿¿4)σ at

¿ = 42.80 mm [ Mogan, 2012],

în care, s-a considerat, M îmax= 600176 Nmm şi σ at= 110 MPa

şi rezultă, t5 = 4.28 mm; din se adoptă semifabricat ţeavă pătrată cu dimensiunile h5 = 50 mm şi t5 = 5 mm.

26

Fig 2.4.2 Parametri geometrici funcţionali şi constructivi

Fig 2.4.3 Schema de calcul şi diagramele de eforturi

V. Proiectarea formei tehnologice-numărul de găuri şi deci cursa de reglare se va determina ţinând cont de încadrarea

în gabaritul dispozitivului pentru a nu se depăşi limita înferioară (aceasta se va determina de pe desenul de ansamblu);- rugozitatea de prelucrare Ra = 6,3 µm

27

VI. Verificarea modelului cu pachetul performant MDESIGNÎn urma efectuare cu programul MDESIGN observăm că forţele şi momentele existente în

elementele studiate se încadrează în normele admise.Tensiunile de incovoiere din piesa:18.33N/mm(val.maxima) < 147 N/mm (val. admisa)Tensiunile de forfecare din piesa:6.11 N/mm < 98 N/mm

Presiunea la suprafata piesei: 7.20 N/mm < 126 N/mm

Results:

Existing LoadingsBuilding Case Bending Moment Mb = 1.13 0.56 0.56 N*mExisting Bending Stress sbvorh= 18.33 9.17 9.17 N/mm˛Existing Shear Stress tvorh = 6.11 6.11 6.11 N/mm˛Mean Surf. Pressure (Pole) psvorh= 7.20 7.20 7.20 N/mm˛Mean Surf. Pressure (Fork) pgvorh= 7.20 7.20 7.20 N/mm˛

Allowable LoadingsAllowable Bending Stress (0.30*Rm) sbzul = 147.00 N/mm˛Allowable Shear Stress (0.20*Rm) tbzul = 98.00 N/mm˛Allowable Surface Pressure (0.35*Rm) pzul = 126.00 N/mm˛

I.5 PROIECTAREA LEGĂTURII 4-5 (ÎMBINARE SUDATĂ)


Să se proiecteze îmbinarea sudată a tirantului, 4, cu coloana 5 din fig. -A.1.1.1 cu funcţia principală de transmitere a sarcinilor: FX, FY, FZ, MX5, MY5, MZ5.

a. Forţele exterioare: FX = 2600 N, FY = 350, FZ = 450 N acţioneză la distanţele L1 = 36 mm; L2 = 90 mm; se calculează momentele în centrul profilului cordonului de sudură (pătrat): MX5 = FY L1 = 12320 Nmm, MY5 = FX L1 = 132176 Nmm, MZ5 = FY L2 = 31500 Nmm,

b. Tipul sarcinii: staticăc. Date despre asamblare (opţional); tirantul este executat din platbandă b = 70 mm şi h = 20

mm; coloana 5 din ţeava pătrată cu dimensiunea h = 50 mm şi grosimea t = 5 mm; d. Tipul îmbinării, sudură de colţe. Condiţii de funcţionare: temperatura, T = - 30oC…40 oC; mediu de lucru exterior cu umezelă

avansată f. Condiţii ecologice: utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor, protecţia

vieţii


Elementele 4 şi 5 formează un subansamblu sudat şi, deci, pentru acestea s-a ales material sudabil, oţel S235, conform SR EN 10025-2 (STAS 500/2) C45 cu 02 = 235 MPa şi r = 360 MPa.

28

a b

Fig 2.5.1Schema funcţional-constructivă a îmbinării sudate: a – integrare în ansamblu; b – schema de încărcare


Caracteristici şi restricţii funcţionale şi constructive- se impune asigurarea perpendicularităţii celor două elemente

Parametrii geometrici principali- grosimea cordonului de sudură a este ma mică decât grosimea peretelui ţevii


Ipoteze de calcul şi solicitări - deoarece încărcarea exterioară este compusă din sarcini multiple şi modelul de calcul are

complexitate mărită pentru calculul clasic se consideră un model simplificat care ia în considerare încărcarea cu forţele transversale FX şi FY

- tensiunile de forfecare sunt repartizate uniform pe lungimea cordonului în plan longitudinal şi transversal

- se neglijează solicitările la încovoiereDate cunoscute:

- despre încărcare: FX = 2600 N, - despre forme şi dimensiuni: cordonul sudat are forma pătrat cu latura, h = 50 mm;

- despre materiale: 02 = 235 MPa – tensiunea limită de curgere a materialului ţevilor; at = 80

MPa – tensiunea admisibilă la tracţiune; τafs = 0,65 at = 50 MPa tensiunea admisibilă la forfecare a suduriiRelaţii de calcul:

- Condiţia de rezistenţă la forfecare a sudurii, Tensiunile de forfecare datorate forţelor FX şi FY,

,

29

- Dimensionare sudurăDin relaţia, SUD-A.1.1.1.4.2, se obţine grosimea cordonului de sudură,

a = √F X2 +FY

2

4 h τafs

= √26002+3502

4∗50∗0.65 =0,26 mm

Se adoptă, din considerente tehnologice, grosimea cordonului de sudură, a = 2mm.

Fig 2.5.3Schema de calcul

Fig 2.5.2Parametri geometrici


Recomandări pentru adoptarea parametrilor tehnologici şi de reprezentare:- sudura se va realza după contur închis;- după sudare se va aplica tratament termic de recoacere de detensionare


În urma efectuarii cu programul MDESIGN observăm că forţele şi momentele existente în elementele studiate se încadrează în normele admise.Tensiunile de incovoiere ,tensiunile de forfecare respectiv presiunea la suprafata solicitata se incadreaza in limitele admise:

Results:

Calculation procedure: static strength proof

Cross section Position of the centre of gravity of the part yS = 25.000 mm Position of the centre of gravity of the part zS = 25.000 mm Position of the centre of gravity of the weldsywS = 25.000 mm Position of the centre of gravity of the weldszwS = 25.000 mm

30

Cross section values of the weld

Weld

Area

Aw

mm²

Moment of gyrationy-axis, 2 order

Iw

cm4

Moment of gyrationz-axis, 2 order

Iw

cm4

above 100.000 2.083 0.003

below 100.000 2.083 0.003

right 100.000 0.003 2.083

left 100.000 0.003 2.083

Total area of the welds Awges= 400.000 mm² Total moment of gyration, y-axis Iwges= 16.673 cm4 Total moment of gyration, z-axis Iwges= 16.673 cm4

Cut sizes considering the usage factor KA

Axial load Fx = - - - 0.450 kN Shear load Fy = - - - 0.350 kN Shear load Fz = - - - 2.600 kN Bending moment My = - - - 132.176 N*m Bending moment Mz = - - - 12.320 N*m Torsional moment Tx = - - - 31.500 N*m Stresses Stresses in the welds

Des. Maximum load N/mm²

Stresses caused by axial force F^sx^s \x73^s\x5E^s 1.125

Stresses caused by shear force F^sy^s \x74\x7C\x7C -1.968

Stresses caused by shear force F^sz^s \x74\x7C\x7C 14.619

Stresses caused by bending moment M^sy^s \x73^s\x5E^s 19.818

Stresses caused by bending moment M^sz^s \x73^s\x5E^s 1.847

Stresses caused by torsional moment T^sx^s \x74\x7C\x7C 3.150

Normal stresses caused by axial force Fx

Point1

N/mm²

Point2

N/mm²

Point3

N/mm²

Point3*

N/mm²

Point4

N/mm²

Point5*

N/mm²

Point5

N/mm²

Point6

N/mm²

Point7

N/mm²

Point7*

N/mm²

Point8

N/mm²

Point1*

N/mm²

1.125 1.125 1.125 1.125 1.125 1.125 1.125 1.125 1.125 1.125 1.125 1.125

Shear stresses caused by shear load Fy

Point1

N/mm²

Point2

N/mm²

Point3

N/mm²

Point3*

N/mm²

Point4

N/mm²

Point5*

N/mm²

Point5

N/mm²

Point6

N/mm²

Point7

N/mm²

Point7*

N/mm²

Point8

N/mm²

Point1*

N/mm²

-1.312

-1.968

-1.312

-1.312

0.000 -1.312

-1.312

-1.968

-1.312

-1.312

0.000 -1.312

Shear stresses caused by shear force Fz

Point1

N/mm²

Point2

N/mm²

Point3

N/mm²

Point3*

N/mm²

Point4

N/mm²

Point5*

N/mm²

Point5

N/mm²

Point6

N/mm²

Point7

N/mm²

Point7*

N/mm²

Point8

N/mm²

Point1*

N/mm²

9.746 0.000 9.746 9.746 14.619

9.746 9.746 0.000 9.746 9.746 14.619

9.746

Normal stresses caused by bending moment My

Point1

N/mm²

Point2

N/mm²

Point3

N/mm²

Point3*

N/mm²

Point4

N/mm²

Point5*

N/mm²

Point5

N/mm²

Point6

N/mm²

Point7

N/mm²

Point7*

N/mm²

Point8

N/mm²

Point1*

N/mm²

19.818

19.818

19.818

19.818 0.000

-19.81

8

-19.818

-19.81

8

-19.81

8

-19.81

80.000

19.818

Normal stresses caused by bending moment Mz

Point1

N/mm²

Point2

N/mm²

Point3

N/mm²

Point3*

N/mm²

Point4

N/mm²

Point5*

N/mm²

Point5

N/mm²

Point6

N/mm²

Point7

N/mm²

Point7*

N/mm²

Point8

N/mm²

Point1*

N/mm²

1.847 0.000 -1.847

-1.847

-1.847

-1.847

-1.847

0.000 1.847 1.847 1.847 1.847

Shear stresses caused by torsional moment Tx

Point1

N/mm

Point2

N/mm

Point3

N/mm

Point3*

N/mm

Point4

N/mm

Point5*

N/mm

Point5

N/mm

Point6

N/mm

Point7

N/mm

Point7*

N/mm

Point8

N/mm

Point1*

N/mm

31

² ² ² ² ² ² ² ² ² ² ² ²

3.150 3.150 3.150 3.150 3.150 3.150 3.150 3.150 3.150 3.150 3.150 3.150

staticdynamic proof proof Resultant normal stress sres = 22.791 - N/mm² Resultant shear stress tres = 11.584 - N/mm² Allowable normal stress szul = 160.000 - N/mm² Allowable shear stress tzul = 98.000 - N/mm²

Valorile maxime din tabele cat si din diagramele de forte si momente prezentate mai sus se incadreaza in limitele admise.

32

I.6 PROIECTAREA LEGĂTURILOR 5-6

I.6.1PROIECTAREA LEGĂTURII 5-6, ASAMBLARE ŢEAVĂ-ŢEAVĂ PĂTRATĂ


Subtema de proiectareSă se proiecteze legătura (asamblarea) a două ţevi pătrate concentrice, poziţiile 5 şi 6 din fig. PRC-A.2.1.1.1.1 cu funcţia principală de transmitere prin formă a sarcinilor: FX, FY, FZ, MX6, MY6, MZ6.

Specificaţii impuse a. Forţele exterioare: FX = 26000 N, FY = 350, FZ = 450 N acţioneză la distanţele L1 = 36

mm; L2 = 90 mm; L3 = 200 mm; se calculează momentele în centrul asamblării cu bolţ: MX6

= FY (L1 + L3) = 82341 Nmm, MY6 = FX (L1 + L3) + FZ L2 = 611676 Nmm, MZ6 = FY L2 = 31500 Nmm

b. Tipul sarcinii: staticăc. Date despre asamblare: ţeava pătrată interioară are dimensiunea h5 = 50 mm şi grosimea

t = 5 mm; d. Tipul legăturii (asamblării), cu contact conforme. Condiţii de funcţionare: temperatura, T = - 30oC…40 oC; mediu de lucru exterior cu

umezelă avansatăf. Condiţii constructive: interschimbabilitatea şi modularizareag. Condiţii ecologice: utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor,

protecţia vieţii


Elementele 5 şi 6 sunt incluse în subansamble sudate şi deci pentru acestea s-a ales material sudabil, oţel S235, conform SR EN 10025-2 (STAS 500/2).C45 cu 02 = 235 MPa şi r = 360 MPa.

33

Fig 2.6.2.1 Schema funcţional-constructivă a asamblării cu bolţ cilindric a ţevilor pătrate concentrice: a – integrare în ansamblu; b – schema de încărcare


Caracteristici şi restricţii funcţionale şi constructive- pentru asigurarea funcţionării se impune realizarea contactului conform (pe suprafaţe

mari) dintre ţevile 5 şi 6 care se realizează prin montajul cu joc al acestora.

Adoptarea parametrilor geometrici funcţionali şi constructivi:

- ţeava pătrată interioară, dimensionată în subcap. PRC-A.1.1.2, are dimensiunile h5 = 50 mm, t5 = 5 mm;

- pentru asigurarea contactului conform dintre ţevile pătrate interioară şi exterioară se adoptă dimensiunile ţevii exterioare, h6 = 60 mm şi grosimea t6 = 5 mm.


Ipoteze de calcul şi solicitări (fig. PRC-A.2.1.1.4.1):- transmiterea forţelor FX, FY şi a momentelor MX6 şi MY6 de la ţeava 5 la ţeava 6 se face

prin contactul direct dintre cele două ţevi montate cu joc (distribuţie liniară a presiunilor de contact) după suprafeţele dreptunghiulare I, II, III şi IV;

- transmiterea forţei FZ de la ţeava 5 la ţeava 6 se face printr-un bolţ montat cu joc în ţeava 5 şi cu strângere mică în ţeava 6 ;

- Forţele FX şi FY generează pe suprafeţele de contact I şi, respectiv, II presiuni de strivire (pFX, pFX) distribuite uniform;

- momentele MX6 şi MY6 generează pe suprafeţele de contact I, III şi, respectiv, II, IV presiuni de strivire distribuite liniar cu maximele pmaxMX şi, respectiv, pmaxMY;

- momentul MZ6 generează pe suprafeţele de contact I, II, III şi IV presiuni de strivire distribuite liniar cu maximul pmaxMZ;

- pentru calculul asamblării nu se consideră găurile pentru bolţ. Date cunoscute:

34

- despre încărcare: FX = 2600 N, FY = 350 N – forţe normale, FZ = 450 N – forţă axială; MX6 = 82341 Nmm, MY6 = 611676 Nmm – momente transversale (de încovoiere), MZ6 = 31500 Nmm – momentul axial (de torsiune)

- despre forme şi dimensiuni: dimensiunile alezajului pătrat, H = h6 = 60 mm, lungimea L = l6 cu valoare necunoscută; grosimea ţevii interioare, t5 = 5 mm, şi respectiv exterioare t6 = 5 mm;

- despre materiale: 02 = 235 MPa – tensiunea limită de curgere a materialului ţevilor; σas = 60…80 MPa – tensiunea admisibilă la strivire (se adoptă, σas = 60 MPa); τaf = 50…60 MPa tensiunea admisibilă la forfecare (se adoptă, τaf = 60 MPa)Relaţii de calcul: Presiuni de contact

- presiunile de contact pe suprafaţele I şi II generate de forţele FX şi respectiv FY (fig. PRC-A.2.1.1.4.1,b,c) sunt:

‚

‚

- presiunile maxime de contact pe suprafeţele I, III şi II, IV generate de momentele MY6 şi respectiv MX6 (fig. PRC-A.2.1.1.4.1,b,c) sunt:

şi, respectiv,

.

- presiunea maximă de contact pe suprafeţele I, II, III, IV generată de momentul MZ6 (fig. PRC-A.2.1.1.4.1,d)

. Dimensionare asamblare (legătură) ţeavă-ţeavă Din relaţia, PRC-A.2.1.1.4.7, considerând H cunoscut, se obţin ecuaţiile,

(PRC-A.2.1.1.4.8)

(PRC-A.2.1.1.4.9) care după înlocuirea valorilor parametrilor cunoscuţi devin, 216000 L2−406500 L−440406720= 0

216000 L2−11500 L−59285520=0.

şi au soluţiile pozitive maxime = 42,30 mm şi respectiv = 15,36 mm; se adoptă L = 50mm

35

a b

36

c d

Fig 2.6.1.3 Schema şi modelul de calcul a asamblării: a – schema încărcării; b – distribuţiile presiunilor generate de sarcinile FX şi MY6 ; c – distribuţiile presiunilor generate de sarcinile FY şi MX6 ;d – distribuţiile presiunilor generate de momentul de răsucire MZ6

37

Fig 2.6.2.2 Parametrii geometrici ai asamblării


Recomandări pentru adoptarea parametrilor tehnologici şi de reprezentare:

- diametrul alezajului , D5 = 10 mm se determină ca urmare a calculului asamblării cu bolţ - gaura de bolţ se aplică la partea inferioară la distanţa 1,5D5;- ajustajul gaură-bolţ H12/h10;- rugozitatea suprafeţelor frontale Ra = 6,3 µm; rugozitatea alezajului Ra = 3,2 µm


Verificarea modelului se face combinat cu modelul coloanei superioare.

38

I.6.2 PROIECTAREA LEGĂTURII 5-6, ASAMBLARE PRIN BOLŢ


Să se proiecteze asamblarea) cu bolţ cilindric a două ţevi pătrate concentrice, poziţiile 5 şi 6 din fig. ASB-A.2.1.1.1 cu funcţia principală de transmitere prin formă a forţei FZ

Specificaţii impuse a. Forţa exterioare: FZ = 450 N; b. Tipul sarcinii: statică

c. Date despre asamblare: ţeava pătrată interioară are dimensiunea h5 = 50 mm şi grosimea t5 = 4 mm; ţeava pătrată exterioară are dimensiunea h6 = 60 mm şi grosimea t5 = 5 mm

d. Tipul legăturii (asamblării), cu contact conforme. Condiţii de funcţionare: temperatura, T = - 30oC…40 oC; mediu de lucru exterior cu

umezeală avansatăf. Condiţii constructive: interschimbabilitatea şi modularizareag. Condiţii ecologice: utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor,

protecţia vieţii


Pentru elementele 5 şi 6 s-a ales material sudabil, oţel S235, conform SR EN 10025-2 (STAS 500/2) Bolţul se va executa din oţel pentru construcţii mecanice, E295 (SR EN 10025/2005)C45 cu 02 = 235 MPa şi r = 360 MPa.C45 cu 02 = 295 MPa şi r = 390 MPa.

a bFig 2.6.2.1 Schema funcţional-constructivă a asamblării cu bolţ cilindric a ţevilor pătrate

concentrice: a – integrare în ansamblu; b – schema de încărcare

39


Caracteristici şi restricţii funcţionale şi constructive- asamblarea cu bolţ se poziţionează la partea inferioară a ansamblului ţeavă-ţeavă 5-6;- se va realiza asamblare transversală prin ambii pereţi a ţevilor

Parametrii geometrici principali

- D5 – diametrul bolţului (valoare standard);- b5 – poziţia găurii în ţeava 5;- b6 – poziţia găurii în ţeava 6


Ipoteze de calcul şi solicitări:- forţa FZ se transmite prin formă (contact direct) de la ţeava 5 la bolţ prin două suprafeţe

semicilindrice pe care, datorită jocului existent mărit, se consideră ca apar presiuni de strivire cu distribuţie cosnusoidală cu maximul p5;

- forţa FZ se transmite prin formă (contact direct) de la bolţ la ţeava 6, de asemenea, prin două suprafeţe semicilindrice pe care, datorită jocului existent redus, se consideră că apar presiuni de strivire cu distribuţie uniformă cu maximul p6

Date cunoscute:- despre încărcare, FZ = 450 N – forţa transverslă pe bolţ - despre materiale: σ 02 = 235 MPa – tensiunea limită de curgere a materialului ţevii; σas =

60…80 MPa – tensiunea admisibilă la strivire (se adoptă, σas = 60 MPa pentru oţelul S235 cu limita la curgere mai mică); τaf = 70 MPa tensiunea admisibilă la forfecare

Relaţii de calcul: Condiţia de rezistenţă la strivire a asamblării cu bolţPresiunile maxime de contact pe suprafeţele bolţului se limitează se limitează la valoarea tensiunii admisibile de strivire a materialelor în contact,

40

Dimensionare asamblare cu bolt

Din relaţia de mai jos se obţine diametrul necesar al bolţului,

= max (2,43; 1,55)

Se adoptă din considerente tehnologice, D5 = 10 mm.

Verificare bolţ la forfecare

τ f=TA f

=F z

π D52

4

=4 FZ

π D52 =

4∗450π∗100

=5.72 Mpa 70 MPa

Fig 2.6.2.2 Parametri geometrici

Fig 2.6.2.3 Schema de calcul

41


Alegerea bolţului: se va adopta una din variantele din fig. ASB-A.2.1.5.2 cu diametrul exterior al porţiunii cilindrice, 10h11 [mm]Ajustaje şi toleranţe: H12/h10, pentru ţeava 6 şi bolţ; execuţie mijlocie a găurii din ţeava 5.Rugozităti: alezajul din ţeava 6 se va aleza Ra

= 3,2 µm; alezajul din ţeava 3 se va realiza prin găurire, Ra

= 6,3 µm.


În urma efectuarii cu programul MDESIGN observăm că forţele şi momentele existente în elementele studiate se încadrează în normele admise.Tensiunile de incovoiere ,tensiunile de forfecare respectiv presiunea la suprafata solicitata se incadreaza in limitele admise:

Tensiunile de incovoiere din piesa:18.33N/mm(val.maxima) < 147 N/mm (val. admisa)Tensiunile de forfecare din piesa:6.11 N/mm < 98 N/mm

Presiunea la suprafata piesei: 7.20 N/mm < 126 N/mm

Results:

Existing LoadingsBuilding Cas

Bending Moment Mb = 1.13 0.56 0.56 N*mExisting Bending Stress sbvorh= 18.33 9.17 9.17 N/mm˛Existing Shear Stress tvorh = 6.11 6.11 6.11 N/mm˛Mean Surf. Pressure (Pole) psvorh= 7.20 7.20 7.20 N/mm˛Mean Surf. Pressure (Fork) pgvorh= 7.20 7.20 7.20 N/mm˛

Allowable LoadingsAllowable Bending Stress (0.30*Rm) sbzul = 147.00 N/mm˛Allowable Shear Stress (0.20*Rm) tbzul = 98.00 N/mm˛Allowable Surface Pressure (0.35*Rm) pzul = 126.00 N/mm˛

42

II.7 PROIECTAREA ELEMENTELOR 7 ŞI 8 (TIRANT INFERIOR ŞI CORP TIRANT INFERIOR)


Să se proiecteze subansamblul tirant inferior şi corp tirant inferior, poziţiile 7 şi 8 din fig. cu funcţia principală de transmitere a sarcinilor FX, FY şi FZ de la cârligul de remorcare drept cu sferă, poziţia 1, la flanşa 9.

a. Forţele exterioare: FX = 2600 N, FY = 350, FZ = 450 N acţioneză la distanţele L1 = 36 mm; L2 = 90 mm; L3 = 200 mm; h6 = 60 mm (determinat la calculul elementului 5, se calculează momentele în centrul găurii de trecere: MX7 = FY (L1+L3) = 82341 Nmm, MZ7 = FY (L2 +h6/2) = 42000Nmm, MY7 = FX (L1 +L3) + FZ (L2 +h6/2) = 808000 Nmm;

b. Tipul sarcinii: staticăc. Restricţii dimensionale: L4 = 300 mm; ţeava pătrată 7 se va suda în T pe corpul 6 şi se

impune ca latura pătratului, h7 < h6 = 60 mm;d. Condiţii de funcţionare: temperatura, T = - 30oC…40oC; mediu de lucru exterior cu

umezelă avansatăe. Condiţii constructive: materiale sudabilef. Condiţii de ecologie: utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor,

protecţia vieţii


Deoarece tirantul inferior precum şi corpul tirantului inferior sunt piese care se vor suda se adoptă, oţel S235, conform SR EN 10025-2 (STAS 500/2).

a

43

b

Fig 2.7.1Schema funcţional-constructivă a elementelor de tip tirant solicitat excentric: a – subansamblu; b – schema de încărcare

Fig 2.7.2Parametri geometrici, funcţionali şi constructivi


Caracteristici şi restricţii funcţionale şi constructive:- se adopta semifabricate de tip ţevă pătrată standard cu laturile pătratelor h7 şi h8 şi

grocimile pereţilor t7 şi, respectiv, t8; Adoptarea parametrilor geometrici funcţionali şi constructivi:

- se adoptă, x = 45 mm, conform unei evaluări aproximative a grosimilor elementelor 9, 10 şi 11;

- lungimea = L4 – h5/2 –x = 300-25-45 = 230 mm;

- lungimea = /2 = 115 mm;

44


Solicitări şi ipoteze de calcul:- modelul de calcul este o bară dreaptă încastrată, compusă din 2 ţevi pătrare- solicitată la

tracţiune de forţa FX ; la încovoiere oblică de sarcinile FZ, FY şi MY4, MZ4; la torsiune de momentul MX4; la forfecare de forţele FY şi FZ;

- elementele 7 şi 8 formează în zona mediană legătură ţevă-ţevă şi sunt fixate axial printr-o asamblare cu bolţ;

- pentru calculul de rezistenţă se consideră că anasamblul celor două bare este încastrat în centrul flanşei 9;

- deoarece, modelul de dimensionare cu luarea în considerare a tuturor solicitărilor este de complexitate mărită, în continuare, se adoptă un model simplificat care ia în considerare solicitarea principală de încovoiere dată de forţa FZ şi momentul MY7; după determinarea dimensiunilor prin rezolvarea modelului simplificat se va face verificarea cu modulul cu pachetul MDESIGN

Date cunoscute (pentru modelul simplificat):- despre încărcare: FZ = 450 N – forţă transversală şi MY7 = 808000 Nmm – moment de

încovoiere concentrat, aplicate static;

- despre formă şi dimensiuni: ţeavă pătrată h7 x t7 are lungimea de încastrare, L4' ' = 115

mm; ţeavă pătrată h8 x t8 este încastrată la distanţa, L4' = 230 mm; se impune, din

considerente de realizare a sudarii în T cu elementul 6, ca latura pătratului, h7 < h5 = 60 mm;

- despre material: 02 = 235 MPa – tensiunea limită de curgere; c = 1,5…2,5 - coieficientul de siguranţă; σac = σ02/c = 235/1,5…2,5 = 90…150 MPa – tensiunea admisibilă la tracţiune (se adoptă, σat = 110 MPa)

Relaţii de calcul:- eforturile de încovoiere în secţiunile critice (pentru modelul simplificat): Mî max S1 = MY7 +

FZ L4' ' = 859750 Nmm, în secţiunea S1; Mî max S2 = MY7 + FZ L4

' = 911500 Nmm, în secţiunea

S2;- condiţile de rezistenţă la încovoiere în secţiunile critice S1 şi S2,

(PRC-A.1.2.2.4.1)

- dimensionare tirant inferior, 7, din ultima parte a relaţiei (PRC-A.1.2.2.4.1), ţinând cont că, uzual pentru ţevile pătrate standard, t/h = 0,05…0,15, (t/h = 0,1) se determină,

h7=a√ 6 M î maxS 1

(1−(1−t 7

h7)

4

)σat

=¿¿ 51 mm (PRC-A.1.1.2.4.2)

45

şi rezultă, t7 = 6 mm; se adoptă semifabricat ţeavă pătrată cu dimensiunile h7 = 60 mm şi t7 = 6 mm; ţinând cont că ţeava 7 intră în ţeava 8 şi deci h8 = h7 + 2 t7 = 60 + 2 t8; considerţând ca pentru ţevile pătrate t/h = 0,05…0,15 rezultă h8 = 56…71,4; se adoptă semifabricat ţeavă pătrată cu dimensiunile h8 = 70 mm şi t8 = 6 mm;

- verificare rezistenţă la încovoiere a corpului tirantului inferior, 8, conform relaţiei

σ maxS 2=σ î=M î max

W Z

=M î maxS 2

h84

12−

(h8−t8)4

12h8

2

=¿

52,92 MPa = 110 MPa

unde:M îmaxS 2=911599 ; h8=70; t8=6;σ at=110 Mpa;

Fig 2.7.2 Parametri geometrici, funcţionali şi constructivi

46

Fig. PRC-A.1.2.1.4.1 Modelul de calcul



- lungimea elementului 7, numărul de găuri şi, deci, cursa de reglare se vor determina ţinând cont de calculul asamblării ţeavă-ţevă

- diametrul găurii de bolţ s-a determinat în urma calcului asamblării cu bolţ ;- rugozitatea de prelucrare, Ra = 6,3 µm


Din analiza datelor de mai jos se validează, evidenţiază eforturile şi tensiunile axiale şi globale în toate punctele critice din secţiunea critică.Nu au fost raportate abateri de la tensiunile admisibile.

Results:

Total length of the beam lg = 90.00 mmTotal mass of the beam m = 0.99 kgPosition of center of gravity (x-axis) xs = 45.000 mmMaterial data for x = 90.00 mm

47

Effective blank diameter deff = 20.00 mmUltimate strength Rm = 360.00 N/mm²Yielding point Re = 235.00 N/mm²

2.3 PROIECTAREA LEGĂTURII 6-7 (ÎMBINARE SUDATĂ)

I. Date de proiectareSă se proiecteze îmbinarea sudată a tirantului inferior, 7, cu corpul coloanei

superioare 6 cu funcţia principală de transmitere a sarcinilor: FX, FY, FZ, MX7, MY7, MZ7.a. Forţele exterioare: FX = 2600 N, FY = 350 N, FZ = 450 N acţioneză la distanţeleL1 = 36 mm; L2 = 90 mm; L3 = 200 mm; h6 = 60 mm; -se calculează momentele în centrul găurii de trecere: MX7 = FY (L1+L3) = 82341 Nmm, MZ7 = FY (L2 +h6/2) = 42000 Nmm, MY7 = FX (L1 +L3) + FZ (L2 +h6/2) = 808000 Nmm;b. Tipul sarcinii: staticc. Date despre asamblare; tirantul şi corpul tirantului superior sunt executate din ţeavă pătrată cu dimensiunea h6 = h7= 60 mm şi grosimea t6 = t7 = 5 mm; d. Tipul îmbinării, sudură de colţe. Condiţii de funcţionare: temperatura, T = - 30oC…40 oC; mediu de lucru exterior cu umezelă avansatăf. Condiţii ecologice: utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor, protecţia vieţii

I. Alegerea materialului, tratamentelor termice şi tehnologieiElementele 6 şi 7 formează un subansamblu sudat şi, deci, pentru acestea s-a ales

material sudabil, oţel S235, conform SR EN 10025-2 (STAS 500/2) cu 02 = 235 MPa şi r = 360 MPa

Fig 2.8.1 Schema funcţional-constructivă a îmbinării sudate - cazul 2 (6-7): a – integrare în ansamblu; b – schema de încărcare


48

- se impune asigurarea perpendicularităţii celor două elemente - grosimea cordonului de sudură a este ma mică decât grosimea peretelui ţevii t6,7

IV. Schema de calcul, dimensionare şi verificare- deoarece încărcarea exterioară este compusă din sarcini multiple şi modelul de calcul are complexitate mărită pentru calculul clasic se consideră un model simplificat care ia în considerare încărcarea cu sarcinile maxime, forţa FX şi momentul MY7

- tensiunile de forfecare sunt repartizate uniform pe lungimea celor două cordoane de sudură- se neglijează solicitările la încovoiere şi forfecare

Relaţii de calcul:- Dimensionare sudurăDin relaţia, de mai jos se obţine grosimea cordonului de sudură,

a=0,7( Fx

2+

M y 7

h )h τafs

=0,7( 2600

2+ 808000

40 )40∗50

=1,94 mm [ Mogan, 2012],

Se adoptă, din considerente tehnologice, grosimea cordonului de sudură, a = 2 mm

Fig 2.8.2 Parametri geometrici ai îmbinării Fig 2.8.3 Schema de calcul

V. Proiectarea formei tehnologice- sudura se va realza după contur închis;- după sudare se va aplica tratament termic de recoacere de detensionare

VI. Verificarea modelului cu pachetul performant MDESIGNÎn urma efectuare cu programul MDESIGN observăm că forţele şi momentele existente în

elementele studiate se încadrează în normele admise.Tensiunile de incovoiere ,tensiunile de forfecare respectiv presiunea la suprafata solicitata se incadreaza in limitele admise:

Stresses in the welds

Des. Maximum load N/mm²

49

Stresses caused by axial force F^sx^s \x73^s\x5E^s 2.600

Stresses caused by shear force F^sy^s \x74\x7C\x7C -0786

Stresses caused by shear force F^sz^s \x74\x7C\x7C 1.010Stresses caused by bending moment M^sy^s \x73^s\x5E^s 27.531Stresses caused by bending moment M^sz^s \x73^s\x5E^s 4.818Stresses caused by torsional moment T^sx^s \x74\x7C\x7C 1.904

Normal stresses caused by axial force Fx

Point1

N/mm²

Point2

N/mm²

Point3

N/mm²

Point3*

N/mm²

Point4

N/mm²

Point5*

N/mm²

Point5

N/mm²

Point6

N/mm²

Point7

N/mm²

Point7*

N/mm²

Point8

N/mm²

Point1*

N/mm²

2.917 2.917 2.917 2.917 2.917 2.917 2.917 2.917 2.917 2.917 2.917 2.917

Shear stresses caused by shear load Fy

Point1

N/mm²

Point2

N/mm²

Point3

N/mm²

Point3*

N/mm²

Point4

N/mm²

Point5*

N/mm²

Point5

N/mm²

Point6

N/mm²

Point7

N/mm²

Point7*

N/mm²

Point8

N/mm²

Point1*

N/mm²

-0.936

-1.404

-0.936

-0.936

0.000 -0.936

-0.936

-1.404

-0.936

-0.936

0.000 -0.936

Shear stresses caused by shear force Fz

Point1

N/mm²

Point2

N/mm²

Point3

N/mm²

Point3*

N/mm²

Point4

N/mm²

Point5*

N/mm²

Point5

N/mm²

Point6

N/mm²

Point7

N/mm²

Point7*

N/mm²

Point8

N/mm²

Point1*

N/mm²

1.092 0.000 1.092 1.092 1.638 1.092 1.092 0.000 1.092 1.092 1.638 1.092

Normal stresses caused by bending moment My

Point1

N/mm²

Point2

N/mm²

Point3

N/mm²

Point3*

N/mm²

Point4

N/mm²

Point5*

N/mm²

Point5

N/mm²

Point6

N/mm²

Point7

N/mm²

Point7*

N/mm²

Point8

N/mm²

Point1*

N/mm²

47.074

47.074

47.074

47.074 0.000

-47.074

-47.074

-47.074

-47.074

-47.074

0.00047.074

Normal stresses caused by bending moment Mz

Point1

N/mm²

Point2

N/mm²

Point3

N/mm²

Point3*

N/mm²

Point4

N/mm²

Point5*

N/mm²

Point5

N/mm²

Point6

N/mm²

Point7

N/mm²

Point7*

N/mm²

Point8

N/mm²

Point1*

N/mm²

3.277 0.000 -3.277

-3.277

-3.277

-3.277

-3.277

0.000 3.277 3.277 3.277 3.277

Shear stresses caused by torsional moment Tx

Point1

N/mm²

Point2

N/mm²

Point3

N/mm²

Point3*

N/mm²

Point4

N/mm²

Point5*

N/mm²

Point5

N/mm²

Point6

N/mm²

Point7

N/mm²

Point7*

N/mm²

Point8

N/mm²

Point1*

N/mm²

6.188 6.188 6.188 6.188 6.188 6.188 6.188 6.188 6.188 6.188 6.188 6.188

static proof proof Resultant normal stress sres = 53.268 - N/mm²

50

Resultant shear stress tres = 6.344 - N/mm² Allowable normal stress szul = 160.000 - N/mm² Allowable shear stress tzul = 98.000 - N/mm²

51

I.9 PROIECTAREA LEGĂTURILOR 7-8

II.9.1 PROIECTAREA LEGĂTURILOR 7-8 ŢEAVĂ-ŢEAVĂ PĂTRATĂ


Să se proiecteze legătura (asamblarea) a două ţevi pătrate concentrice, poziţiile 7 şi 8 din fig. 2.9.1.1 cu funcţia principală de transmitere prin formă (contact) a sarcinilor: FX, FY, MX7, MY7, MZ7.

a. Forţele exterioare: FX = 2600 N, FY = 350, FZ = 450 N acţioneză la distanţele L1 = 36 mm; L2 = 90 mm; L3 = 200 mm; L' ' '= L' '+25 = 155 mm; se calculează momentele în centrul asamblării cu bolţ: MX7 = FY (L1+L3) = 82341 Nmm, MZ7 = FY (L2 +h5/2+L' ' ') = 42000 Nmm, MY7 = FX (L1 +L3) + FZ (L2 +h6/2+L' ' ') = 808000 Nmm;

b. Tipul sarcinii: staticăc. Date despre asamblare: ţeava pătrată interioară are dimensiunea h7 = 40 mm şi grosimea t7 = 5 mm; ţeava pătrată exterioară are dimensiunea h8 = 60 mm şi grosimea t8 = 5 mm d. Tipul legăturii (asamblării), cu contact conforme. Condiţii de funcţionare: temperatura, T = - 30oC…40 oC; mediu de lucru exterior cu umezelă avansatăf. Condiţii constructive: interschimbabilitatea şi modularizareag. Condiţii ecologice: utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor, protecţia vieţii

II. Alegerea materialului, tratamentelor termice şi tehnologieiElementele 7 şi 8 sunt incluse în subansamble sudate şi deci pentru acestea s-a

ales material sudabil, oţel S235, conform SR EN 10025-2 (STAS 500/2) cu 02 = 235 MPa şi r = 360 MPa

52

Fig 2.9.1.1 Schema funcţional-constructivă a asamblării (legăturii) ţeavă-teavă pătrată: a – integrare în ansamblu; b – schema de încărcare

III. Alegerea formei constructive- pentru asigurarea funcţionării se impune realizarea contactului conform (pe

suprafaţe mari) dintre ţevile 7 şi 8 care se realizează prin montajul cu joc al acestora- ţevile pătrate interioară şi exterioară, au dimensiunile: h7 = 60 mm, t7 = 5 mm; h8 = 50 mm, t8 = 4 mm;

IV. Schema de calcul, dimensionare şi verificareLegătura (asamblarea) dintre ţevile pătrate 7 şi 8 (fig. 2.9.1.1,a) este similară cu

legătura dintre ţevile 5 şi 6 (Fig 2.6.2.1,a) cu următoarele deosebiri: - dimensiunile alezajului pătrat, H = h7 = 60 mm, lungimea L = l8 cu valoare

necunoscută; grosimea ţevii interioare, t7 = 5 mm, şi respectiv exterioare t8 = 5 mm;- sistemul de coordonate adoptat are axa axială X în loc de Z şi axa trnsversală

Z în loc de XAceste deosebiri nu implică modificări ale modelului de calcul) şi deci, se menţin

aceleaşi ipoteze şi relaţii de dimensionare în care se modifică indicii asociaţi modificării sistemului de coordonate (X → Z, Z → X) şi elementului de bază (6 → 7):

care după înlocuirea valorilor parametrilor cunoscuţi devin,

96000 L2−265023 L−65443680=096000 L2−261023 L−20160000=0

şi au soluţiile pozitive maxime L'= 27,526 mm şi respective L' ' = 15,914 mm; se adoptă L = 28 mm

53

Fig 2.9.1.2 Parametri geometrici ai asamblării

a b

Fig.2.9.1.3 Similitudinile modelelor de calcul: a – legătura dintre ţevile 5 şi 6; b – – legătura dintre ţevile 7 şi 8


- diametrul alezajului , D5 = 10 mm se determină ca urmare a calculului asamblării cu bolţ.- gaura de bolţ se aplică la partea inferioară la distanţa 1,5D5;- ajustajul gaură-bolţ H12/h10;- rugozitatea suprafeţelor frontale Ra = 6,3 µm; rugozitatea alezajului Ra = 3,2 µm

VI. Verificarea modelului cu pachetul performant MDESIGNVerificarea modelului se face combinat cu modelul coloanei superioare în

aplicaţia

II.9.2 PROIECTAREA LEGĂTURILOR 7-8 ASAMBLARE PRIN BOLŢ

54


Să se proiecteze asamblarea) cu bolţ cilindric a două ţevi pătrate concentrice, poziţiile 7 şi 8 din fig. ASB-A.2.1.1.1 cu funcţia principală de transmitere prin formă a forţei FX

Specificaţii impuse a. Forţa exterioare: F = 2600 N; b. Tipul sarcinii: staticăc. Date despre asamblare: ţeava pătrată interioară are dimensiunea h7 = 60 mm şi

grosimea t7 = 5 mm; ţeava pătrată exterioară are dimensiunea h8 = 70 mm şi grosimea t8 = 5 mm;

d. Tipul legăturii (asamblării), cu contact conforme. Condiţii de funcţionare: temperatura, T = - 30oC…40 oC; mediu de lucru exterior cu

umezeală avansatăf. Condiţii constructive: interschimbabilitatea şi modularizareag. Condiţii ecologice: utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor,

protecţia vieţii


Pentru elementele 7 şi 8 s-a ales material sudabil, oţel S235, conform SR EN 10025-2 (STAS 500/2) 02 = 235 MPa;r = 360 MPa;

Bolţul se va executa din oţel pentru construcţii mecanice, E295 (SR EN 10025/2005)02 = 295 MPa;r = 390 MPa;

55

Fig 2.9.2.1 Schema funcţional-constructivă a asamblării cu bolţ a ţevilor pătrate concentrice: a – integrare în ansamblu; b – schema de încărcare

Fig 2.9.2.2 Parametri geometrici ai asamblării

III. Alegerea formei constructive

Caracteristici şi restricţii funcţionale şi constructive- asamblarea cu bolţ se poziţionează în centrul asamblării ţeavă-ţeavă, 7-8;- se va realiza asamblare transversală prin ambii pereţi a ţevilor

Parametrii geometrici principali

- D7 – diametrul bolţului (valoare standard);- b7 – poziţia găurii în ţeava 7;- b8 – poziţia găurii în ţeava 8


Ipoteze de calcul şi solicitări:

56

- forţa FX se transmite prin formă (contact direct) de la ţeava 7 la bolţ prin două suprafeţe semicilindrice pe care, datorită jocului existent mărit, se consideră ca apar presiuni de strivire cu distribuţie cosnusoidală cu maximul p7;

- forţa FX se transmite prin formă (contact direct) de la bolţ la ţeava 8, de asemenea, prin două suprafeţe semicilindrice pe care, datorită jocului existent redus, se consideră că apar presiuni de strivire cu distribuţie uniformă cu maximul p8

Date cunoscute:- despre încărcare, FX = 2600 N – forţa transverslă pe bolţ

- despre materiale: 02 = 235 MPa – tensiunea limită de curgere a materialului ţevii; σas = 60…80 MPa – tensiunea admisibilă la strivire (se adoptă, σas = 60 MPa pentru oţelul S235 cu limita la curgere mai mică); τaf = 70 MPa tensiunea admisibilă la forfecare

Relaţii de calcul: Condiţia de rezistenţă la strivire a asamblării cu bolţPresiunile maxime de contact pe suprafeţele bolţului se limitează se limitează la valoarea tensiunii admisibile de strivire a materialelor în contact,

σ maxb=max ( p7 , p8)=max (Fx

0.8 D7 t7

,Fx

D7 t7

)≤ σas (ASB-A.2.2.4.1)

Dimensionare asamblare cu bolţDin relaţia ASB-A.2.1.4.1 se obţine diametrul necesar al bolţului

D7nec=max ( F x

0.8 σas t8

,Fx

σ as t 8)=max (10,83 ;8,66) (ASB-A.2.2.4.2)

Se adoptă din considerente tehnologice, dar şi de interschimbabilitate, D7 = 11 mm. Verificare bolţ la forfecare

τ f=

TA f

=F x

π D72

4

=4 F X

π D72=27,35Mpa≤

80 MPa (ASB-A.2.2.4.3)

Unde D72=11 mm;FX=2600 N.

57

Fig 2.9.2.3. Schema de calcul Fig 2.9.2.4 Parametrii de reprezentare


Alegerea bolţului: se va adopta o varianta cu diametrul exterior al porţiunii cilindrice, 10h10 [mm]Ajustaje şi toleranţe: H12/h10, pentru ţeava 8 şi bolţ; execuţie mijlocie a găurii din ţeava 7.Rugozităti: alezajul din ţeava 8 se va aleza Ra


= 6,3 µm.


Din analiza datelor de mai jos se evidenţiază eforturile şi tensiunile pentru trei cazuri de ajustatje ale boţului: 1 - bolţ-furcă cu joc, bolţ-tirant cu joc; 2 - bolţ-furcă presat, bolţ-tirant cu joc; 2 - bolţ-furcă cu joc, bolţ-tirant presat.In urma analizei cu pachetum MDESIGN se vezifica faptul ca tensiunile ce apar in interiorul si la suprafata boltului,precum si momentele de torsiune, respectiv forfecare se incadreaza in limitele admise de material.

Results:

Existing LoadingsBuilding Case Bending Moment Mb = 5.85 2.60 3.25 N*mExisting Bending Stress sbvorh= 95.34 42.37 52.97 N/mm²Existing Shear Stress tvorh = 35.31 35.31 35.31 N/mm²Mean Surf. Pressure (Pole) psvorh= 52.00 52.00 52.00 N/mm²Mean Surf. Pressure (Fork) pgvorh= 41.60 41.60 41.60 N/mm²

58

Allowable LoadingsAllowable Bending Stress (0.30*Rm) sbzul = 147.00 N/mm²Allowable Shear Stress (0.20*Rm) tbzul = 98.00 N/mm²Allowable Surface Pressure (0.35*Rm) pzul = 126.00 N/mm²

SafetiesBuilding Case For Bending Sb = 1.54 3.47 2.78For Shearing St = 2.78 2.78 2.78For Surface Pressure (Pole) Sps = 2.42 2.42 2.42For Surface Pressure (fork) Spg = 3.03 3.03 3.03

Max. Normal Stress (Cheek Profile) sw = 65.23 N/mm²Allowable Normal Stress (Cheek Profile) swzul = 117.50 N/mm²

Ultimate Strength for Crossbolt Rm = 490.00 N/mm²(for deff = 10.00 mm)Ultimate Strength for Fork Rm = 360.00 N/mm²(for deff = 10.00 mm)Ultimate Strength for Pole Rm = 360.00 N/mm²(for deff = 10.00 mm)Yielding Point for Pole Re = 235.00 N/mm²(for deff = 10.00 mm)

2.3 PROIECTAREA ELEMENTELOR11 ȘI 12/12’ (BARĂ CENTRALĂ ȘI COLOANA STÂNGA/DREAPTA)


Să se proiecteze legătura (asamblarea) ţevilor pătrate concentrice, poziţiile 11 şi 12 şi 11 şi 12’ din fig. PRC-A.2.1.3.1.1 cu funcţia principală de transmitere prin formă (contact) a sarcinilor: FX, FY, MX11, MY11, MZ11.

a) Forţele exterioare: FX = 2600 N, FY = 350, FZ = 450 N acţioneză la distanţele

L1 = 36 mm; L2 = 90 mm; L3 = 200 mm; L4 = 300 mm; = 175 mm; se calculează forţele şi momentele în centrul asamblării cu bolţ: FXs = FXd = FX/2 = 1300 N; FZs = FZd = FZ/2 = 175 N;

MX11 = FY (L1+L3)/2 = 82600 Nmm, MZ11 = FY (L2+ L4)/2 + FX /2 = 136500 Nmm, MY11 = FX (L1 +L3)/2 + FZ (L2 + L4)/2 = 768400 Nmm;

b) Tipul sarcinii : staticăc) Date despre asamblare : ţeava pătrată interioară are dimensiunea h12 = 50 mm şi

grosimea t12 = 5 mm; ţeava pătrată exterioară are dimensiunea h11 = 60 mm şi grosimea t11 = 5 mm;

d) tipul legăturii (asamblării) , cu contact conforme) Condiţii de funcţionare : temperatura, T = - 30oC…40 oC; mediu de lucru exterior cu

umezelă avansatăf) Condiţii constructive : interschimbabilitatea şi modularizarea;g) Condiţii ecologice : utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor,

protecţia vieţii

59

II. Alegerea materialului

S235 (OL37), SR EN 10025-2 (STAS 500/2); σ 02 = 235 MPa; σ r= 360 Mpa

a

b

Fig. PRC-A.1.3.1.1.1 Schema funcţional-constructivă a elementelor de tip bară: a – subansamblu; b – schema de încărcare

60

III. Adoptarea formei constructive

- pentru asigurarea funcţionării se impune realizarea contactului conform (pe suprafaţe mari) dintre ţevile 11 şi 12/12’ care se realizează prin montajul cu joc al acestora- ţevile pătrate interioară şi exterioară, dimensionată, au dimensiunile: h11 = 60 mm, t11 = 5 mm; h12 = 50 mm, t5 = 4 mm;

IV. Schema de calcul, verificare și dimensionare

Ipoteze şi relaţii de calcul:

Legătura (asamblarea) dintre ţevile pătrate 11 şi 12 (fig. PRC-A.2.1.3.4.1,a) este similară cu legătura dintre ţevile 5 şi 6 (fig. PRC-A.2.1.1.4.1,a) tratată în subcapm- încărcările exterioare sunt: FXs = 1300 N; FZs = 225 N; MX11 = 82600 Nmm, MZ11 = 136500 Nmm, MY11 = 768400 Nmm;- dimensiunile alezajului pătrat, H = h7 = 60 mm, lungimea L = l11 cu valoare necunoscută; grosimea ţevii interioare, t12 = 5 mm, şi respectiv exterioare t11 = 5 mm;- sistemul de coordonate adoptat are axa axială Y în loc de Z şi axa trnsversală Z în loc de Y

Aceste deosebiri nu implică modificări ale modelului de calcul şi deci, se menţin aceleaşi ipoteze şi relaţii de dimensionare în care se modifică doar indicii asociaţi modificării sistemului de coordonate (Y → Z, Z → Y) şi elementului de bază (6 → 11):

care după înlocuirea valorilor parametrilor cunoscuţi devin,

96000 L2−2419300 L−65520000=0

96000 L2−2419300 L−378768000=0

şi au soluţiile pozitive maxime L1' = 76,655 mm şi, respectiv, L1

' '= 41,605 mm; se adoptă L = l11 =80 mm

61


Fig. PRC-A.1.3.1.3.1 Parametri geometrici, funcţionali şi constructivi


- diametrul alezajului , D5 = 10 mm se determină ca urmare a calculului asamblării cu bolţ din subcap. - gaura de bolţ se aplică la partea inferioară la distanţa 1,5D5;- ajustajul gaură-bolţ H12/h10;- rugozitatea suprafeţelor frontale Ra = 6,3 µm; rugozitatea alezajului Ra = 3,2 µm

VI. Verificarea modelului cu pachetul MDesign

Din analiza datelor de mai jos se validează evidenţiază eforturile şi tensiunile axiale şi globale în toate punctele critice din secţiunea critică.Tensiunile obtinute se incadreaza in normele admise.

Results:

Total length of the beam lg = 900.00 mmTotal mass of the beam m = 7.19 kgPosition of center of gravity (x-axis) xs = 450.000 mm

Material data for x = 450.00 mmEffective blank diameter deff = 20.00 mmUltimate strength Rm = 360.00 N/mm²Yielding point Re = 235.00 N/mm²Max. bending momentMax. bending moment around y-axis:

Position x = 450.000 mm Amount Mymax = -132.103 N*mMax. bending moment around z-axis:

Position x = 450.000 mm Amount Mzmax = 451.641 N*mResulting maximum bending moment:

Position x = 450.000 mm

62

Amount Mbmax = 470.564 N*m

Resulting maximum tension-pressure-stress:

Position x = 675.000 mm Amount szdmax = -0.209 N/mm²

2.4 PROIECTAREA LEGĂTURILOR 8-9 ȘI 10-11 (ÎMBINĂRI SUDATE)


Să se proiecteze îmbinările sudate a corpului tirantului inferior, 8, cu flanşa faţă 9 şi a flanşei 10 cu bara 11 (fig. SUD-A.1.1.3.1.1) cu funcţia principalăde transmitere a sarcinilor: FX, FY, FZ, MX10, MY10, MZ10.

a) Forţele exterioare: FX = 2600 N, FY = 350, FZ = 450 N acţioneză la distanţele L1 = 36 mm; L2 = 90 mm; L3 = 200 mm; L4 = 300 mm; y =h11 = 60 mm se calculează momentele în centrul flanşei 10: MX10 = FY (L1+L3) = 68400 Nmm, MZ10 = FY (L2 + L4) = 82600Nmm, MY10 = FX (L1+L3) + FZ (L2 + L4 - y) = 768400 Nmm;

b) Tipul sarcinii : staticăc) Restricţii dimensionale : se impune ca dimensiunile flanşelor asamblate să permită

strângerea asamblării cu chei standard respectând condiţia de gabarit minim;d) Condiţii de funcţionare : coeficientul de frecare dintre flanşe, µ = 0,15…0,25 (frecare

usată, oţel-oţel); temperatura, T = - 30oC…40oC; mediu de lucru exterior cu umezelă avansată

e) Condiţii constructive : materiale sudabilef) Condiţii de ecologie : utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor,

protecţia vieţii.


S235 (OL37), SR EN 10025-2 (STAS 500/2); σ 02 = 235 MPa; σ r= 360 MPa

63

a b

Fig. SUD-A.1.1.3.1.1 Schema funcţional-constructivă a îmbinării sudate - cazul 3 (6-7; 10-11): a – integrare în ansamblu; b – schema de încărcare


- se impune asigurarea perpendicularităţii elementelor sudate- grosimea cordonului de sudură a este ma mică decât grosimea peretelui ţevii t8,11 = 5 mm


Ipoteze de calcul şi solicitări- deoarece încărcarea exterioară este compusă din sarcini multiple şi modelul de calcul are complexitate mărită pentru calculul clasic se consideră un model simplificat care ia în considerare încărcarea cu sarcinile maxime, forţa FX şi momentul MY10

- tensiunile de forfecare sunt repartizate uniform pe lungimea celor două cordoane de sudură- se neglijează solicitările la încovoiere şi forfecare

Date cunoscute:- despre încărcare: FX = 2600 N, MY10 = 768400 Nmm- despre forme şi dimensiuni: cordonul sudură are forma pătrat cu latura, h = 50 mm;

- despre materiale: 02 = 235 MPa – tensiunea limită de curgere a materialului ţevilor; at = 80

MPa – tensiunea admisibilă la tracţiune; τafs = 0,65 at = 50 MPa tensiunea admisibilă la forfecare a sudurii

Relaţii de calcul:- Condiţia de rezistenţă la forfecare a sudurii,Tensiunile de forfecare datorate forţei FX şi momentului MY7,

64


a=0,7( FXs

2+

M Y 13

h )2 hτ afs

=1,9 mm

Se adoptă, din considerente tehnologice, grosimea cordonului de sudură, a = 2mm.

Fig. SUD-A.1.1.3.3.1 Parametri geometrici ai îmbinărilor sudate

Fig. SUD-A.1.1.3.4.1 Schema de calcul65


- sudura se va realza după contur închis;- după sudare se va aplica tratament termic de recoacere de detensionare

VI. Verificarea modelului cu pachet MDesign

De aceasta data cu ajutorul pachetului MDESIGN verificam daca valorile obtinute pentru sudura se incadreaza in cele admise .Din analiza datelor de mai jos se verifică adoptările făcute în urma calculului calsic şi se reţin pentru proiectare celelalte date legate de calculul la oboseală şi la deformaţii care nu au putut fi determinate cu precizie prin metode clasice

Results:

Calculation procedure: static strength proof

Cross section

Position of the centre of gravity of the part yS = 25.000 mm

Position of the centre of gravity of the part zS = 25.000 mm

Position of the centre of gravity of the weldsywS = 25.000 mm

Position of the centre of gravity of the weldszwS = 25.000 mm

Resultant normal stress sres = 40.449 - N/mm²

Resultant shear stress tres = 2.467 - N/mm²

Allowable normal stress szul = 160.000 - N/mm²

Allowable shear stress tzul = 98.000 - N/mm²

66

2.5 PROIECTAREA LEGĂTURII 9-10 (ASAMBLAREA PRIN ȘURUBURI)


Să se proiecteze asamblarea cu şuruburi solicitate combinat (axial şi transversal) care leagă flanşa 9 de flanşa 10 din fig. AFS-A.2.1.1.1 cu funcţia principală de transmitere a sarcinilor FX, FY şi FZ de la cârligul de remorcare drept cu sferă, poziţia 1, la bara centrală 10.

a) Forţele exterioare :

FX = 2600 N, FY = 350 N, FZ = 450 N acţioneză la distanţele L1 = 36 mm; L2 = 90 mm; L3 = 200 mm; L4 = 300 mm; y = h11 /2+ g9 + g10 = 30 + 8 +8 = 46 mm

67

se calculează momentele în centrul flanşei 9: MX10 = FY (L1+L3) = 82600 Nmm, MZ10 = FY (L2 + L4) = 136500Nmm, MY10 = FX (L1 +L3) + FZ (L2 + L4 - y) = 768400 Nmm;

b) Tipul sarcinii : staticăc) Restricţii dimensionale : se impune ca dimensiunile flanşelor asamblate să

permită strângerea asamblării cu chei standard respectând condiţia de gabarit minim;

d) Condiţii de funcţionare : coieficientul de frecare dintre flanşe, µ = 0,15…0,25 (frecare usată, oţel-oţel); temperatura, T = - 30oC…40oC; mediu de lucru exterior cu umezelă avansată

e) Condiţii constructive : materiale sudabilef) Condiţii de ecologie : utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea

materialelor, protecţia vieţii.


S235 (OL37), SR EN 10025-2 (STAS 500/2); σ 02 = 480MPa; σ r = 800 Mpa

a

Fig. AFS-A.2.1.1.1 Schema funcţional-constructivă a asamblării: a – integrare în ansamblu; b – schema de încărcare

68

b


- dimensionarea flanşelor se va face din considerente de gabarit pentru a se permite sudarea corpului tirantului 8 în zona centrală şi pentru a se putea strânge asamblarea cu cheia; - pentru flanşele 9 şi 10 se adopta din fer. Semifabricat de tip platbandă şi, ţinând cont că în centru se va suda corpul tirantului (h8 + a ≈ 65 mm) şi spre exterior se va aloca spaţiu de acţiune a cheii de fixare (≈28 mm, pentru şuruburi de până la M10), cu dimensiunea Lf = 120 mm şi grosimea g = 8 mm;- găurile de trecere a şuruburilor cu diametrul D1 se vor dispune în colţurile unui pătrat cu latura L = 100 mm


Ipoteze de calcul şi solicitări:- transmiterea sarcinilor de la flanşa 5 la flanşa 6 se face prin intermediul tijelor celor patru şuruburi şi prin filetele acestora ; pentru calculul de dimensionare se impune identificarea asamblării cu şurub cea mai solicitată prin bazat pe principiul superpoziţiei acţiunii forţelor; - forţa FX solicită asamblarea axial centric; momentele MZ10 şi MY10 solicită asamblarea axial excentric; forţele FY, FZ şi momentul MX10 solicită asamblarea transversal centric; - şuruburile se montează cu joc şi solicitarea tijelor acestora este tracţiunea- după dimensionarea şurubului cel mai solicitat se va face dimensionarea acestuia din condiţia de rezistenţă a tijei şurubului şi apoi se va face verificarea cu pachetul MDESIGN

69

Date cunoscute:- despre forme şi dimensiuni: flanşa pătrată cu Lf = 120 mm; L = 100 mm; a = (Lf – L)/2 = 10; r1 = r2 = r3 = r4 = 70 mm;- despre încărcare: FX = 2600 N, FY = 350 N, FZ = 450 N; MX10 = 82600 Nmm, MZ10 = 136500Nmm, MY10 = 768400 Nmm;

- despre material: 02 = 480 MPa;σat = 200 MPa- depre frecare: µ = 0,2; µ1 = 0,2;

Relaţii de calcul:Calculul forţelor axiale din şuruburi corespunzător fiecărei încărcări- forţele din şuruburi generate de forţa FX care solicită asamblarea axial centric

Faș1F X =

F X

4=650 N ; Faș2

F X =FX

4=650 N ; Faș 3

F X =FX

4=650 N ; Faș 4

F X =F X

4=650 N

- forţele din şuruburi generate de momentul MZ10 care solicită asamblarea axial excentric

Faș1M Z 10=

M Z 10

2∗L+a

L2+( L+a )2=400 N ; Faș 2

M Z 10=

M Z 10

2∗a

L2+( L+a )2=32.4 N

Faș3M Z 10=

M Z 10

2∗a

L2+( L+a )2=32.4 N ; Faș 4

M Z 10=

M Z 10

2∗L+a

L2+( L+a )2=400 N

- forţele din şuruburi generate de momentul MY10 care solicită asamblarea axial excentric

Faș1M Y 10=

M Y 10

2∗L+a

L2+( L+a )2=2251 N ; Faș 2

M Y 10=

M Y 10

2∗L+a

L2+( L+a )2=2251 N

Faș3M Y 10=

M Y 10

2∗a

L2+( L+a )2=182 N ; Faș4

M Y 10=

M Y 10

2∗a

L2+( L+a )2=182 N

- forţele din şuruburi generate de rezultanta forţelor FY şi FZ, FYZ=√ FY2 +FZ

2 , care solicită asamblarea transversal centric

Faș1F YZ1=

√FY 12 +F X1

2

4 μ=356 N ; Faș2

FYZ 2=√FY 2

2 +F X22

4 μ=356 N ;

Faș1F YZ1=

√FY 12 +F X1

2

4 μ=356 N ; Faș2

FYZ 2=√FY 2

2 +F X22

4 μ=356 N ;

- forţele din şuruburi generate de momentul MX10 care solicită asamblarea transversal centric

Faș1M X10=M X 10

r 1

r12+r2

2+r32+r4

2

1μ=1720 N ;

70

Faș 2M X10=M X 10

r 1

r12+r2

2+r32+r4

2

1μ=1720 N ;

Faș3M X10=M X 10

r 1

r12+r2

2+r32+r4

2

1μ=1720 N ;

Faș 4M X10=M X 10

r 1

r12+r2

2+r32+r4

2

1μ=1720 N ;

Calculul forţelor axiale totale din şuruburi:

Faș1=Faș 1F X +Faș1

M Z 10+Faș1M Y 10+Faș 1

FYZ +Faș 1M X 10=5660 N

Faș 2=Faș 2F X +Faș2

M Z 10+Faș 2M Y 10+Faș 2

FYZ +Faș2M X 10=5292 N

Faș3=Faș3F X +Faș 3


FYZ +Faș3M X10=3223 N

Faș 4=Faș 4F X +Faș 4


FYZ +Faș 4M X 10=3590 N

Încărcarea maximă Faş = max(Faș1 , Faș1 , Faș 1 , Faș 1) = 5660 N indică că şurubul 1 este cel mai solicitat şi va fi dimensionat conform calculului de rezistenţă.

Calculul de rezistenţă

- dimensionarea şurubului cel mai solicitat din condiţiă de rezistenţă la presupune determinarea diametrului interor al filetului necesar,

d1nec=√ 4 β Faș

π σ at

=6.57 mm

se adoptă parametrii filetului: d1 = 8,376 mm, d2 = 9,026 mm, d = 10 mm (M10), p = 1,5 mm; se adoptă (M10) diametrul găurii de trecere, D1 = 11 mm (execuţie mijlocie); se adoptă M10 cu m = 8 mm şi S = 17 mm;

- momentul de înşurubare (strângere) a şurubului cel mai solicitat ,

M î=Faș

d2

2tg(β2± arctg

μ

cosα2 )=8882 Nmm

unde, s-a considerat; β = 3,03o – unghiul mediu al filetului, µ = 0,2 – coeficientul de frecare din filet, α = 60o – unghiul profilului filetului metric,

71

Fig. AFS-A.2.1.4.1 Schema de calcul a forţelor din şuruburi



- cotele privind lungimile tijei filetate şi tijei şurubului s-au determinat ţinând cont de grosimea piuliţei, m = 8 mm, şaiba plată, şaiba Grower - dimensiunile şurubului au fost preluate din fer. - rugozitatea de prelucrare a alezajelor flanşelor 9 şi 10, Ra = 6,3 µm

72

2.6 PROIECTAREA LEGĂTURII 11-12/12’

2.6.1 PROIECTAREA LEGĂTURII 11-12/12’(TEAVĂ-TEAVĂ PĂTRATĂ)


Să se proiecteze subansamblul bară centrală şi coloane stânga/dreapta, poziţiile 11 şi 12/12’ din fig. PRC-A.1.3.1.1.1 cu funcţia principală de transmitere a sarcinilor FX, FY şi FZ de la cârligul de remorcare drept cu sferă, poziţia 1, la tiranţii 13/13’.

a) Forţele exterioare: FX = 2600 N, FY =350 N, FZ = 450 N acţioneză la distanţele L1 = 36 mm; L2 = 90 mm; L3 = 200 mm; L4 = 300 mm; se calculează momentele în centrul barei centrale: MX11 = FY (L1+L3) = 82600 Nmm, MZ11 = FY (L2 + L4) = 136500Nmm, MY11 = FX (L1 +L3) + FZ (L2 + L4) = 768400 Nmm;

b) Tipul sarcinii : staticăc) Restricţii dimensionale : L5 = 450 mm; elementele 12/12’ şi 11 se vor executa din ţevi

cu profil pătrat care se vor asambla interior-exterior;d) Condiţii de funcţionare : temperatura, T = - 30oC…40oC; mediu de lucru exterior cu

umezelă avansată

e) Condiţii constructive : materiale sudabilef) Condiţii de ecologie : utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor,

protecţia vieţii




- se adopta semifabricate de tip ţevă pătrată standardizată cu laturile pătratelor h11 şi h12 şi

- se adoptă, L4' =

L5

2=225mm ;

73

Fig. PRC-A.1.3.1.1.1 Schema funcţional-constructivă a elementelor de tip bară: a – subansamblu; b – schema

de încărcare


Ipoteze de calcul şi solicitări: - modelul de calcul este o bară dreaptă rezemată la capete, compusă din 2 ţevi pătrare - solicitată la tracţiune de forţa FY ; la încovoiere oblică de sarcinile FZ, FX şi MX11, MZ11; la torsiune de momentul MY11; la forfecare de forţele FX şi FZ;- elementele 11 şi 12/12’ formează legături ţevă-ţevă şi sunt fixate axial prin asamblări cu bolţ; - pentru calculul de rezistenţă se consideră că ansamblul celor trei elemente este agăţat de tiranţii 13/13’;- deoarece, modelul de dimensionare cu luarea în considerare a tuturor solicitărilor este de complexitate mărită, în continuare, se adoptă un model simplificat care neglijează tensiunile generate de eforturile axiale, tăietoare şi de momentul de torsiune ia în considerare solicitările de încovoiere generate de momentele maxime ortogonale din plan orizontal şi vertical, MîmaxH şi respectiv, MîmaxV; după determinarea dimensiunilor prin rezolvarea modelului simplificat se va face verificarea cu modulul cu pachetul MDESIGN (subcap. PRC-A.1.2.2.6)

Date cunoscute - despre încărcare: FX = 2600 N, FY = 350, FZ = 450, MX11 = 82600 Nmm, MZ11 = 136500Nmm, MY11 = 768400 Nmm, aplicate static;- despre formă şi dimensiuni: ţeavă pătrată interioară cu dimensiunile, h12 x t12 are lungimea, L5/2 = 225 mm; ţeavă pătrată exterioară cu dimensiunile, h11 x t11 are aceaşi lungime, L5/2 = 225;- despre material: σ 02 = 235 MPa, σat = 100 MPa);σaî = 110 MPa

Relaţii de calcul:- eforturile de încovoiere în secţiunile critice (pentru modelul simplificat):

MîmaxH = MZ11 + FX L5/2 = 721500 Nmm şi MîmaxV = MX11 + FZ L5/2 = 183850, în secţiunea S1; MîmaxH/2 = 91925 Nmm şi MîmaxV/2 = 91,925 Nmm , în secţiunea S2;

74

- condiţile de rezistenţă la încovoiere în secţiunile critice S1 şi S2,

- dimensionare bară centrală, 11, din ultima parte a relaţiei ţinând cont că, uzual pentru ţevile pătrate standard, t/h = 0,05…0,15, (t/h = 0,1) se determină,

h11=3√ 6 ( M î max H +M î maxV )

(1−(1− t 11

h11)

4

)σaî

=52,36 mm

şi rezultă, t11 = 5,74 mm; se adoptă semifabricat ţeavă pătrată cu dimensiunile h11 = 60 mm şi t11 = 5 mm; ţinând cont că ţeava 12 intră în ţeava 11 rezultă, h12 = h11 - 2 t11 = 50 mm;

- dimensionare coloană stânga/dreapta, 12/12’, din ultima parte a relaţiei ţinând cont că, h12

= 50 mm, rezultă

din care t12 = 2,83 mm; se adoptă semifabricat ţeavă pătrată cu dimensiunile h12 = 50 mm şi t12 = 5 mm;

- verificarea rezistenţei la torsiune a coloanelor, 12/12’, conform relaţiei

τ max=M t

2Ω δmin

=M Y 11

2(h12−t12

2 )2

t 12

=34,973 Mpa ≤ τat=40 …80 MPa


75



- lungimea elementului 12, s-a determinat în subcap………..; numărul de găuri şi, deci, cursa de reglare se va determina ţinând cont de calculul asamblării ţeavă-ţevă calculată în subcap. ……. ;- diametrul găurii de bolţ s-a determinat în urma calcului asamblării cu bolţ în subcap. ASB-A.2.2;- rugozitatea de prelucrare, Ra = 6,3 µm

VI. Verificarea modelului cu pachet Mdesign

Din analiza datelor de mai jos se validează evidenţiază eforturile şi tensiunile axiale şi globale în toate punctele critice din secţiunea critică.

76

Results:


Material data for x = 450.00 mmEffective blank diameter deff = 20.00 mmUltimate strength Rm = 360.00 N/mm²Yielding point Re = 235.00 N/mm²Calculation results of maximum stresses and loadings

Max. bending momentMax. bending moment around y-axis:

Position x = 450.000 mm Amount Mymax = -132.103 N*mMax. bending moment around z-axis:

Position x = 450.000 mm Amount Mzmax = 451.641 N*mResulting maximum bending moment:

Position x = 450.000 mm Amount Mbmax = 470.564 N*m

Resulting maximum tension-pressure-stress:

Position x = 675.000 mm Amount szdmax = -0.209 N/mm²

Maximum combined characteristic of the shear stress tres = 6.967 N/mm²

Comparable stress svx = 31.415 N/mm²

Safety against leak Sf = 7.481

Resulting maximum deflection y = 0.191 mmAngle of the deflection = 0.007306 °

77

2.6.2 PROIECTAREA LEGĂTURII 11-12/12’(ASAMBLAREA PRIN BOLȚ)


Să se proiecteze asamblarea) cu bolţ cilindric a două ţevi pătrate concentrice, poziţiile 11 şi 12/12’ din fig. ASB-A.2.3.1.1 cu funcţia principală de transmitere prin formă a forţei FYs

a) Forţa exterioare : FY = 350 N; FYs = FY/2 175 N;b) Tipul sarcinii : staticăc) Date despre asamblare : ţeava pătrată interioară are dimensiunea h12 = 50 mm şi

grosimea t12 = 5 mm; ţeava pătrată exterioară are dimensiunea h11 = 60 mm şi grosimea t11 = 5 mm

d) Tipul legăturii (asamblării) , cu contact conform

e) Condiţii de funcţionare : temperatura, T = - 30oC…40 oC; mediu de lucru exterior cu umezeală avansată

f) Condiţii constructive : interschimbabilitatea şi modularizareag) Condiţii ecologice : utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor,

protecţia vieţii


S235 (OL37), SR EN 10025-2 (STAS 500/2); σ 02 = 235 MPa; σ r= 360 MPaE295 (SR EN 10025/2005); σ 02 = 295 MPa; σ r= 390 MPa


- asamblarea cu bolţ se poziţionează la cotele b11 şi b12 de capetele ţevilor 11 şi, respectiv, 12;- se va realiza asamblare transversală prin ambii pereţi a ţevilor- D – diametrul bolţului (valoare standard);- b11 – poziţia găurii în ţeava 11;- b12 – poziţia găurii în ţeava 12

Fig. ASB-A.2.3.1.1 Schema funcţional-constructivă a asamblării

cu bolţ a ţevilor pătrate concentrice: a – integrare în ansamblu; b – schema

de încărcare

78

Fig. ASB-A.2.1.3.1 Parametri geometrici ai asamblării cu bolţ


Ipoteze de calcul şi solicitări:- forţa FYs se transmite prin formă (contact direct) de la ţeava 12 la bolţ prin două suprafeţe semicilindrice pe care, datorită jocului existent mărit, se consideră ca apar presiuni de strivire cu distribuţie cosnusoidală cu maximul p12 - forţa FYs se transmite prin formă (contact direct) de la bolţ la ţeava 11, de asemenea, prin două suprafeţe semicilindrice pe care, datorită jocului existent redus, se consideră că apar presiuni de strivire cu distribuţie uniformă cu maximul p11

Date cunoscute:- despre încărcare, FYs = 175 N

- despre materiale: 02 = 235 MPa; σas = 60; τaf = 70 MPa

Relaţii de calcul:

Condiţia de rezistenţă la strivire a asamblării cu bolţPresiunile maxime de contact pe suprafeţele bolţului se limitează se limitează la valoarea tensiunii admisibile de strivire a ma terialelor în contact,

σ maxb=max ( p11 , p12 )=max ( FYs

0,8 D12 t 12

,FYs

D11 t11)≤ σ as

Dimensionare asamblare cu bolţDin relaţia ASB-A.2.3.4.1 se obţine diametrul necesar al bolţului,

D12nec=max ( FYs

0,8 σas t11

,FYs

σas t 11)=max (0,72 ;0,58 )

Se adoptă din considerente tehnologice, dar şi de interschimbabilitate, D12 = 8 mm.

Verificare bolţ la forfecare79

τ f=TA f

=4 FX

π D122

4

=4 F X

π D122 =51,72 MPa≤ 60 MPa

Fig. ASB-A.2.3.4.1 Schema de calcul

V. Proiectarea formai tehnologice

Alegerea bolţului: se va adopta bolţ în forma standard cu diametrul exterior al porţiunii cilindrice, 8h10 [mm]Ajustaje şi toleranţe: H12/h10, pentru ţeava 11 şi bolţ; execuţie mijlocie a găurii din ţeava 12.Rugozităti: alezajul din ţeava 11 se va aleza Ra


= 6,3 µm.

VI. Verificarea modelului cu pachetul Mdesing

In urma efectuarii analizei cu pachetul performant MDESIGN constatam ce tensiunile

se incadreaza in cele limita . Din analiza datelor de mai jos se evidenţiază eforturile şi

tensiunile pentru tre cazuri de ajusatje ale boţului: 1 - bolţ-furcă cu joc, bolţ-tirant cu

joc; 2 - bolţ-furcă presat, bolţ-tirant cu joc; 2 - bolţ-furcă cu joc, bolţ-tirant presat.

Results:

Existing LoadingsBuilding Case 1 2 3 Bending Moment Mb = 6.50 3.25 3.25 N*mExisting Bending Stress sbvorh= 105.93 52.97 52.97 N/mm˛Existing Shear Stress tvorh = 35.31 35.31 35.31 N/mm˛

80

Mean Surf. Pressure (Pole) psvorh= 41.60 41.60 41.60 N/mm˛Mean Surf. Pressure (Fork) pgvorh= 41.60 41.60 41.60 N/mm˛

Allowable Loadings

Allowable Bending Stress (0.30*Rm) sbzul = 108.00 N/mm˛Allowable Shear Stress (0.20*Rm) tbzul = 72.00 N/mm˛Allowable Surface Pressure (0.35*Rm) pzul = 126.00 N/mm˛

SafetiesBuilding Case 1 2 3 For Bending Sb = 1.02 2.04 2.04For Shearing St = 2.04 2.04 2.04For Surface Pressure (Pole) Sps = 3.03 3.03 3.03For Surface Pressure (fork) Spg = 3.03 3.03 3.03

Max. Normal Stress (Cheek Profile) sw = 30.78 N/mm˛Allowable Normal Stress (Cheek Profile) swzul = 117.50 N/mm˛

Ultimate Strength for Crossbolt Rm = 360.00 N/mm˛(for deff = 10.00 mm)Ultimate Strength for Fork Rm = 360.00 N/mm˛(for deff = 10.00 mm)Ultimate Strength for Pole Rm = 360.00 N/mm˛(for deff = 10.00 mm)Yielding Point for Pole Re = 235.00 N/mm˛(for deff = 10.00 mm)

2.7 PROIECTAREA ELEMTENTULUI 13/13’ (TIRANT STÂNGA /DREAPTA)


Să se proiecteze tirantul stânga/dreapta, poziţia 13/13’ din fig. PRC-A.1.2.3.1.1 cu funcţia principală de transmitere a sarcinilor (forţe şi momente) de la coloana, poziţia 12/12’ la coloana 9

a) Forţele exterioare: FX = 2600 N, FY = 350 N, FZ = 450 N acţioneză la distanţele L1 = 36 mm, L2 = 90 mm, L3 = 200 mm, L4 = 300 mm, L5 = 450 mm; se calculează forţele şi momentele în centrul îmbinării sudate 12-13 (12’-13’) :FXs = 1300 N, FYs = 175 N, FZs = 225 N; MX13 = FY (L1+L3)/2 = 41300 Nmm, MZ13 = FY (L2+L4)/2 = 68250 Nmm, MY13 = FX (L1 +L3)/2 + FZ (L2 + L4)/2 = 394550 Nmm;

b) Tipul sarcinii : staticăc) Restricţii dimensionale : L6 = 150 mm; d) Condiţii de funcţionare : temperatura, T = - 30oC…40oC; mediu de lucru exterior cu

umezelă avansată;

e) Condiţii constructive : materiale sudabile;

81

f) Condiţii de ecologie : utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor, protecţia vieţii


S235 (OL37), SR EN 10025-2 (STAS 500/2); σ 02 = 235 MPa; σ r = 360 MPa


- se adopta semifabricat de tip platbandă cu dimensiunile secţiunii b13 şi grosimea g;- se adoptă, pornind de la dimensiunea cordonului de sudură gabaritul exterior al acesteia este delimitat de un contur pătrat cu latura de 45 mm;- se adoptă, a = 80 mm; b=12 mm

a b

Fig. PRC-A.1.2.2.1.1 Schema funcţional-constructivă a elementelor de tip tirant solicitat excentric: a – integrare în ansamblu; b – schema de încărcare


Ipoteze de calcul şi solicitări: - modelul de calcul este o bară dreaptă încastrată, solicitată la tracţiune de forţa FXs ; la încovoiere oblică de sarcinile FZs, FYs şi MZ13, MY13; la torsiune de momentul MX13; la forfecare de forţele FYs şi FZs;- elementele 13/13’ şi 3/3’ formează asamblări cu şuruburi montate cu joc; - deoarece, modelul de dimensionare cu luarea în considerare a tuturor solicitărilor este de complexitate mărită, în continuare, se adoptă un model simplificat care ia în considerare

82

solicitarea principală de încovoiere dată de forţa FYs şi momentul MZ13; după determinarea dimensiunilor prin rezolvarea modelului simplificat se va face verificarea cu modulul cu pachetul MDESIGN (subcap. PRC-A.1.3.1.6)

Date cunoscute:despre încărcare: FYs = 175 N, MZ13 = 68250 Nmm, aplicate static;- despre formă şi dimensiuni: platbandă cu dimensiunile, b13 = 120 mm; grosimea h13

necunoscută; L6 = 150 mm- despre material: σ 02 = 235 MPa – tensiunea limită de curgere; se adoptă, σat = 100 MPa; σaî = 110 MPa

Relaţii de calcul:- efortul de încovoiere în secţiunea critică (pentru modelul simplificat): Mî max = MZ13+ FYs L6 = 78750 Nmm;- condiţia de rezistenţă la încovoiere în secţiunea critică,

- dimensionare, din rel. PRC-A.1.3.1.4.1, se determină lăţimea tirantului

h13=√ 6 M î max

b13 σaî

=9,21 mm

se adoptă semifabricat de tip platbandă (oţel lat) cu b = 120 mm şi h = 10 mm.



83


- numărul de rânduri găuri şi, deci, cursa de reglare se vor determina ţinând cont de distanţa dintre găuri de 80; - diametrul găurii de trecere pentru şuruburile de fixare s-e determinnă în urma calcului asamblării cu şuruburi- rugozitatea de prelucrare, Ra = 6,3 µm.

VI. Verificarea modelului cu pachetul Mdesign

Se face verificarea rezistentei bolturilor la actiunea fortelor din siste.S-a constatat ca nu depasesc valorile admise.

Results:


Material data for x = 200.00 mmEffective blank diameter deff = 8.00 mm

84

Ultimate strength Rm = 360.00 N/mm²Yielding point Re = 235.00 N/mm²

Maximum combined characteristic of

the shear stress tres = 0.843 N/mm²




2.8 PROIECTARE LEGĂTURII 12-13/12’-13’ (ÎMBINARE SUDATĂ)


Să se proiecteze îmbinarea sudată a coloanei stânga/dreapta, 12/12’, cu tirantul stânga/dreapta 13/13’ din fig. SUD-A.1.1.4.1.1 cu funcţia principală de transmitere a sarcinilor: FX, FY, FZ,

MX7, MY7, MZ7.

a) Forţele exterioare : FX = 2600 N, FY = 350, FZ = 450 N acţioneză la distanţele L1 = 36 mm, L2 = 90 mm, L3 = 200 mm, L4 = 300 mm, L5 = 450 mm; se calculează forţele şi momentele în centrul îmbinării sudate 12-13 (12’-13’) : FXs = 1300 N, FYs = 175 N, FZs = 225 N; MX13 = FY (L1+L3)/2 = 41300 Nmm, MZ13 = FY (L2+L4)/2 = 68250 Nmm, MY13 = FX (L1 +L3)/2 + FZ (L2 + L4)/2 = 394550 Nmm;

b) Tipul sarcinii : staticăc) Date despre asamblare ; coloana stânga/dreapta este din ţeva pătrată cu latura h12 = 50

mm şi grosimea t12 = 5 mm; tirantul stânga/dreapta este din platbandă cu lăţimea b13 = 120 m şi grosimea g13 = 10 mm;

d) Tipul îmbinării , sudură de colţ

e) Condiţii de funcţionare : temperatura, T = - 30oC…40 oC; mediu de lucru exterior cu umezelă avansată

f) Condiţii ecologice : utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor, protecţia vieţii


S235 (OL37), SR EN 10025-2 (STAS 500/2); σ 02= 235 MPa; σ r= 360 MPa


- se impune asigurarea perpendicularităţii elementelor sudate - grosimea cordonului de sudură a este ma mică decât grosimea peretelui ţevii h12 = 50 mm

85

Fig. SUD-A.1.1.4.3.1 Parametri geometrici ai îmbinării sudate

Fig. SUD-A.1.1.4.1.1 Schema funcţional-constructivă şi de încărcare a îmbinării sudate - cazul 4 (12-13; 12’-13’)

IV. Schema de calcul, dimensinare și ferificare

- deoarece încărcarea exterioară este compusă din sarcini multiple şi modelul de calcul are complexitate mărită pentru calculul clasic se consideră un model simplificat care ia în considerare încărcarea cu sarcinile maxime, forţa FXs şi momentul MY13

- tensiunile de forfecare sunt repartizate uniform pe lungimea celor două cordoane de sudură- se neglijează solicitările la încovoiere şi tracţiune

Date cunoscute:- despre încărcare: FXs = 1300 N, MY13 = 68250 Nmm- despre forme şi dimensiuni: cordonul sudură are forma pătrat cu latura, h = 50 mm;- despre materiale: σ 02 = 235 MPa – tensiunea limită de curgere a materialului ţevilor; σ at = 80 MPa – tensiunea admisibilă la tracţiune; τafs = 0,65σ at = 50 MPa tensiunea admisibilă la forfecare a sudurii

Relaţii de calcul:- Condiţia de rezistenţă la forfecare a sudurii,

86

Tensiunile de forfecare datorate forţei FXs şi momentului MY13,

τ fsF=F s

A s

=0,7 FXs

4 ahτ fsM=

0,7 M Y 13

2h ah

τ fs=τ fsF+ τ fsM= 0,72 a h ( FXs

2+

M Y 13

h )≤ τ afs


a=0,7( FXs

2+

M Y 13

h )2 hτ afs

=1,289 mm

Se adoptă, din considerente tehnologice, grosimea cordonului de sudură, a = 2 mm.

Fig. SUD-A.1.1.4.4.1 Schema de calcul


- sudura se va realza după contur închis;- după sudare se va aplica tratament

VI. Verificarea modelului cu pachetul Mdesign

87

Resultant normal stress sres = 3260.233 - N/mm²

Resultant shear stress tres = 1304.574 - N/mm²

Allowable normal stress szul = 160.000 - N/mm²

Allowable shear stress tzul = 98.000 - N/mm²

Material data

Material designation S235JRG2 Ultimate strength Rm = 360.000 N/mm²

Yielding point Re = 240.000 N/mm²

2.9 PROIECTAREA ELEMENTULUI 3/3’ (SUPORT STÂNGA/DREAPTA)


Să se proiecteze suportul stânga/dreapta, poziţia 3/3’ din fig. PRC-A.1.1.3.1.1 cu funcţia principală de transmitere a sarcinilor (forţe şi momente) de la tirantul, poziţia 13/13’ la flanţa de fixare de pe şasiu.

a) Forţele exterioare : FX = 2600 N, FY = 350, FZ = 450N acţioneză la distanţele L1 = 36 mm, L2 = 90 mm, L3 = 200 mm, L4 = 300 mm, L5 = 450 mm; L6 = 200 mm; se calculează forţele şi momentele în centrul asamblării cu şuruburi 13-3 (13’-3’):

88

FXs = 1300 N, FYs = 175 N, FZs = 225 N; MX3 = FY (L1+L3)/2 = 41300 Nmm, MZ3 = FY (L2+ L4+ L6)/2 + FX L5/2 = 1002750 Nmm, MY3 = FX (L1 +L3)/2 + FZ (L2 + L4+ L6)/2 = 257250 Nmm;

b) Tipul sarcinii : staticc) Restricţii dimensionale : L7 = 250 mm; L8 = 60 mm; a = 80 mm;d) Condiţii de funcţionare : temperatura, T = - 30oC…40oC; mediu de lucru exterior cu

umezelă avansată;e) Condiţii constructive : materiale sudabile;f) Condiţii de ecologie : utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor,

protecţia vieţii.

II. Alegerea materialului, tratamentelor termice și tehnologice



- se adopta semifabricat de tip platbandă cu dimensiunile secţiunii b1 = b13 = 120 mm şi grosimea g = 10 mm;- se adoptă a = 80 mm; b=10 mm, aceleaşi dimeniuni de poziţionare a găurilor ca în cazul tirantului 13.

89


IV. Schema de calcul, dimensinare și ferificare

- modelul de calcul este o bară dreaptă încastrată, solicitată la tracţiune de forţa FZs ; la încovoiere oblică de sarcinile FXs, FYs şi MX3, MY13; la torsiune de momentul MZ3; la forfecare de forţele FYs şi FZs;- elementele 3/3’ formează asamblare cu şuruburi montate cu joc cu o flaşă fixată pe şasiu; - deoarece, modelul de dimensionare cu luarea în considerare a tuturor solicitărilor este de complexitate mărită, în continuare, se adoptă un model simplificat care ia în considerare solicitarea principală de încovoiere dată de forţa FYs şi momentul MX3;

Date cunoscute

- despre încărcare: FYs = 1300 N, MX13 = 41300 Nmm, aplicate static;- despre formă şi dimensiuni: platbandă cu dimensiunile, b3 = 120 mm; grosimea h3

necunoscută; L7 = 250 mm- despre material: σ 02 = 235 MPa – tensiunea limită de curgere; se adoptă, σat = 90 MPa; σaî = 95 MPa

IV. Relații de calcul

- efortul de încovoiere în secţiunea critică (pentru modelul simplificat): Mî max = MX3 + FYs L7 = 64200 Nmm;

h3=√ 6 M î max

b13 σ aî

=6,85 mmse adoptă semifabricat de tip platbandă (oţel lat) cu b = 120 mm şi h = 10 mm

90


V. Proiectarea formei tehnologice- sudura se va realza după contur închis;- după sudare se va aplica tratament termic de recoacere de detensionare


Odata cu introducerea datelor in programul MDESIGN si calculand fortele si momentele ce actioneaza asupra tronsonului observam ca rezista deoarece ne incadram in valorile permise.

91

Results:


Material data for x = 250.00 mmEffective blank diameter deff = 8.00 mmUltimate strength Rm = 360.00 N/mm²Yielding point Re = 235.00 N/mm²






2.10 PROIECTAREA LEGĂTURII 13-3/13’-3’ (ASAMBLARE PRIN ȘURUBURI)


Să se proiecteze asamblarea cu şuruburi solicitate combinat (axial şi transversal) care leagă tirantul 13/13’ de suportul 3/3’ fig. AFS-A.2.1.1.1 cu funcţia principală de transmitere a sarcinilor (forţe şi momente

a) Forţele exterioare : FX = 2600 N, FY = 350, FZ = 450 N acţioneză la distanţele L1 = 36 mm; L2 = 90 mm; L3 = 200 mm; L4 = 300 mm; L5 = 450 mm; L6 = 200 mm; se calculează forţele şi momentele în centrul asamblării: FXs = 1300 N, FYs = 175 N, FZs = 225 N; MX3 = FY (L1+L3)/2 = 41300 Nmm,MZ3 = FY (L2+ L4+ L6)/2 = 68250 Nmm, MY3 = FX (L1 +L3)/2 + FZ (L2 + L4+ L6)/2 = 394550 Nmm;

b) Tipul sarcinii : staticăc) Restricţii dimensionale : dimensiunile elementelor asamblate fiind cunoscute se vor

adopta 4 şuruburi care for fi dispuse în vârfurile unui pătrat cu dimeniunile maxim posibil;

d) Condiţii de funcţionare : coieficientul de frecare dintre elementele 13 şi 3 (13’ şi 3’), µ = 0,15…0,25 (frecare usată, oţel-oţel);

e) Temperatura , T = - 30oC…40oC; mediu de lucru exterior cu umezelă avansatăf) Condiţii constructive: materiale sudabile

92

g) Condiţii de ecologie : utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor, protecţia vieţii.

II. Alegerea materialului, tratamentelor termice și tehnologice

Grupa 6.8; σ 02=480 MPa; σ r=800 MPa


-elementele 13 şi 3 au fost dimensionate şi s-a folosit platbandă cu lăţimea b = 90 mm şi grosimea h = 8 mm; -găurile de trecere a şuruburilor cu diametrul D1 se vor dispune în colţurile unui pătrat cu latura L = 75 mm

Fig. AFS-A.3.2.1.1 Schema funcţional-constructivă a asamblării: a – integrare în ansamblu; b – schema de încărcare


- transmiterea sarcinilor de la tirantul 13 la suportul 3 se face prin intermediul tijelor celor patru şuruburi şi prin filetele acestora ; pentru calculul de dimensionare se impune identificarea asamblării cu şurub cea mai solicitată prin bazat pe principiul superpoziţiei acţiunii forţelor; - forţa FXs solicită asamblarea axial centric; momentele MZ3 şi MY3 solicită asamblarea axial excentric; forţele FYs, FZs şi momentul MX3 solicită asamblarea transversal centric; - şuruburile se montează cu joc şi tijelor acestora sunt solicitate la tracţiune;- după dimensionarea şurubului cel mai solicitat se va face dimensionarea acestuia din condiţia de rezistenţă a tijei şurubului;

93


Fig. PRC-A.2.1.4.1 Schema de calcul a forţelor din şuruburi

Date cunoscute

- despre dimensiuni: L = 75 mm; a = (b – L)/2 = 7,5; r1 = r2 = r3 = r4 = 106.06 mm;

- despre încărcare: FXs = 1300 N, FYs = 175 N, FZs = 225 N; MX3 = 41300 Nmm, MZ3 = 68250 Nmm, MY3 = 394550 Nmm;- despre material: grupa caracteristicilor materialului 6.8, σ 02 = 480 MPa – tensiunea limită de curgere; se adoptă, σat = 200 MPa- depre frecare: coeficeientul de frecare de alunecare în filet, µ = 0,2; coeficeientul de frecare de alunecare dintre piuliţă şi flanşa 10, µ1 = 0,2;

Relaţii de calcul:

Calculul forţelor axiale din şuruburi corespunzător fiecărei încărcări:- forţele din şuruburi generate de forţa FYs care solicită asamblarea axial centric

Faș1F Xs =

F Xs

4=325 N ; Faș2

F Xs=FXs

4=325 N

Faș3F Xs =

F Xs

4=325 N ; Faș 4

F Xs =FXs

4=325 N

- forţele din şuruburi generate de momentul MZ3 care solicită asamblarea axial excentric

Faș1M z 3=

M z 3

2∗L+a

L2+( L+a )2=212.5 N ; Faș 2

M z 3=

M z 3

2∗a

L2+ (L+a )2=18,20 N

Faș3M z 3=

M z 3

2∗a

L2+( L+a )2=18,20 N ; Faș 4

M z 3=

M z 3

2∗L+a

L2+ ( L+a )2=212.5 N

- forţele din şuruburi generate de momentul MX3 care solicită asamblarea axial

94

Faș1M X3=

M X 3

2∗L+a

L2+( L+a )2=128 N ; Faș2

M X 3=

M X 3

2∗L+a

L2+ ( L+a )2=128 N

Faș3M X3=

M X3

2∗a

L2+( L+a )2=11 N ; Faș 4

M X 3=

M X 3

2∗a

L2+ (L+a )2=11N

- forţele din şuruburi generate de rezultanta forţelor FYs şi FZs (FYZs=√FYs

2 +F Xs2 ) care solicită

asamblarea transversal centric

Faș1F YZ1=

√FY 12 +F X1

2

4 μ=318 N ; Faș 2

FYZ2=√FY 2

2 +FX 22

4 μ=318 N ;

Faș3F YZ3=

√FY 32 +F X 3

2

4 μ=318 N ; Faș 4

FYZ 4=√ FY 4

2 +F X42

4 μ=318 N

- forţele din şuruburi generate de momentul MY3 care solicită asamblarea transversal centric

Faș1M Y 3=M Y 3

r1

r12+r2

2+r32+r4

2

1μ=8240 N ;

Faș 2M Y 3=M Y 3

r1

r12+r2

2+r32+r4

2

1μ=8240 N

Faș3M Y 3=M Y 3

r1

r12+r2

2+r32+r4

2

1μ=8240 N

Faș 4M Y 3=M Y 3

r1

r12+r2

2+r32+r4

2

1μ=8240 N

Calculul forţelor axiale totale din şuruburi:

Faș1=Faș 1F X +Faș1

M Z 10+Faș1M Y 10+Faș 1

FYZ +Faș 1M X 10=8943 N

Faș 2=Faș 2F X +Faș2


FYZ +Faș2M X 10=8749 N

Faș3=Faș3F X +Faș 3


FYZ +Faș3M X10=8631 N

Faș 4=Faș 4F X +Faș 4


FYZ +Faș 4M X 10=8834 N

Încărcarea maximă Faș=max ( Faș 1 , Faș2 , Faș 3 ,Faș 4 )=8943 indică că şurubul 1 este cel mai solicitat şi va fi dimensionat conform calculului de rezistenţă.

Calculul de rezistenţă

95

- dimensionarea şurubului cel mai solicitat din condiţiă de rezistenţă la tracţiune presupune determinarea diametrului interor al filetului necesar,

d1nec=√ 4 β Faș

π σ at

=8.26 mm

- momentul de înşurubare (strângere) a şurubului cel mai solicitat

M î=Faș

d2

2tg(β2± arctg

μ

cosα2 )=14381 Nmm

- verificarea tijei filetate a şurubului cel mai solicitat la solicitări compuse (tracţiune şi torsiune) în momentul strângerii în momentul strângerii

σ e=√( 4 Faș

π d12 )+4 (

16 M î

π d12 )

2

=273 MPa≤ σ at=(190 …320 ) MPa

- momentul de acţiune la cheie pentru strângerea piuliţei

M m=M î +M p=27376 Nm



- cotele privind lungimile tijei filetate şi tijei şurubului s-au determinat ţinând cont de grosimea piuliţei, m = 8 mm, şaiba plată, şaiba Grower ;

- dimensiunile şurubului au fost preluate; - rugozitatea de prelucrare a alrzajelor pieselor 3 şi 13, Ra = 6,3 µm


Se face o ultima verificare in pachetul performant MDESIGN pentru a verifica rezistenta suruburilor la actiunea fortelor si momontelor exercitate asupra ansamblului.Se constata ca valorile obtinute se incadreaza in limitele admise.

96

Results:


Material data for x = 250.00 mmEffective blank diameter deff = 8.00 mmUltimate strength Rm = 360.00 N/mm²Yielding point Re = 235.00 N/mm²






BIBLIOGRAFIE

1. Jula, A. ş.a. Organe de maşini, vol. I,II. Universitatea din Braşov, 1986, 1989. 2. Mogan, Gh. ş.a. Organe de maşini. Teorie-Proiectare-Aplicații, Ed Universității

Transilvania din Braşov, 2012 (format electronic).3. Rădulescu, C. Organe de maşini, vol. I, II, III. Universitatea Transilvania din Braşov, 1985.

97

4. *** Culegere de norme şi extrase din standarde pentru proiectarea elementelor componente ale maşinilor, vol. I. şi II. Universitatea din Braşov, 1984.

DESENE

98

Memoriu tehnic proiect OM I-2013.docx

Documents

Transcript of Memoriu tehnic proiect OM I-2013.docx