ORGANE DE MAŞINI

Partea a II – a(semestrul 6)

Cuprins1. OSII ŞI ARBORI2. LAGĂRE

- LAGĂRE HIDRODINAMICE CLASICE- LAGĂRE SPECIALE- LAGĂRE HIDROSTATICE- RULMENŢI (LAGĂRE CU ROSTOGOLIRE)

3. ASAMBLĂRI- ASAMBLĂRI DEMONTABILE

- asamblări butuc – arbore (pene, caneluri, presate, etc.)- asamblări filetate

- ASAMBLĂRI NEDEMONTABILE (NITUITE, SUDATE, LIPITE)- ASAMBLĂRI ELASTICE

4. CUPLAJE5. ETANŞĂRI

1. OSII ŞI ARBORI

1. GENERALITĂŢI2. CLASIFICAREA OSIILOR ŞI ARBORILOR3. MATERIALE ŞI TEHNOLOGII4. SIGURANŢA OSIILOR ŞI ARBORILOR ÎN FUNCŢIONARE5. CALCULUL OSIILOR6. CALCULUL DE PREDIMENSIONARE AL ARBORILOR

DREPŢI7. DEFINITIVAREA FORMEI8. ADOPTAREA PRECIZIEI DIMENSIONALE ŞI DE FORMĂ9. ÎNTOCMIREA DESENULUI DE EXECUŢIE10.VERIFICĂRILE ARBORILOR

– Verificarea la oboseală– Verificarea la deformaţii – Verificarea la vibraţii

1.1. GENERALITĂŢI

• Osiile şi arborii sunt organe de maşini cu rolul de a susţine elemente în mişcare de rotaţie, transmiţând sau nu moment de torsiune şi mişcare.

• Arbori– Lişi– În trepte (cu tronsoane)

• Tronsoane – de sprijin– de susţinere– de asmblare– libere

1.2. CLASIFICAREA OSIILOR ŞI ARBORILOR

• După forma axei (drepţi, cotiţi, curbi, flexibili)

• După forma secţiunii (circulară, poligonală, inelară)

• După mişcarea executată (imobili, rotativi)

• După modul de rezemare (static determinat, nedeterminat )

• După poziţie (vertical, orizontal, înclinat)

• După modul se semifabricare (laminat, forjat, turnat)

• După regimul de funcţionare (rigizi, elastici)

1.3. MATERIALE ŞI TEHNOLOGII

• pentru arbori de importanţă redusă, OL 50, OL 60, etc; • pentru arbori de importanţă crescută se recomandă

oţeluri de îmbunătăţire;– cu tronsoane expuse la uzare, OLC15, OLC35, durificare

superioară prin cementare, sau un alt tratament superficial de durificare (nitrurare, carbonitrurare, acoperire cu materiale dure, etc.);

– pentru arbori de uz general, cu solicitare medie, oţeluri carbon de calitate, cu conţinut mediu de carbon (OLC45) şi un tratament de călire cu revenire;

• pentru arbori puternic solicitaţi se folosesc oţeluri aliate;• arborii de dimensiuni mari şi formă relativ simplă, prin

turnare din oţel;• pentru arborii cu configuraţii complexe, cu solicitări şi

viteze reduse, prin turnare din fonte cu grafit nodular (Fgn).

Solicitări

τ σiA

A'

Tehnologii de semifabricare/fabricare

• Laminare (cel mai frecvent) deoarece acestea se pot procura într-o gamă largă de tipodimensiuni iar prelucrarea se poate face precis, prin prinderea semifabricatului între vârfuri urmată de prelucrări prin strunjire, rectificare, frezare etc., păstrând aceleaşi elemente de bazare pentru toate prelucrările. Arborii cu tratament de îmbunătăţire sunt cei mai frecvenţi şi au avantajul că pot fi prelucraţi final prin strunjire după tratamentul termic. Această tehnologie se foloseşte pentru arbori de uz general.

• Forjare, (continuitatea fibrajului).• Turnare (când nu se pot folosi semifabricate laminate).• Injectare din mase plastice, utilizate în condiţiile mecanicii fine şi

mecatronicii, Se obţine astfel o productivitate ridicată şi un cost redus al reperelor, asigurându-se şi o precizie dimensională foarte bună, cu abateri reduse de la un reper la altul, acestea copiind forma şi dimensiunile golului umplut de materialul plastic în matriţă.

1.4. SIGURANŢA OSIILOR ŞI ARBORILOR ÎN FUNCŢIONARE• TIPURI DE SOLICITĂRI:

1. Încovoiere1.1. Alternant – simetrică, pentru arborii şi osiile ce se rotesc;1.2. Încovoiere simplă, pentru osii nerotitoare.

2. Răsucire,2.1. Statică (simplă) când arborele funcţionează un timp îndelungat fără opriri;2.2. Pulsantă când arborele se roteşte într-un singur sens cu porniri şi opriri repetate;2.3. Alternant – simetrică când arborele se roteşte în ambele sensuri cu porniri şi opriri repetate.

• POSIBILITĂŢI DE SCOATERE DIN UZ:1. Pierderea capacităţii statice de rezistenţă2. Apariţia de deformaţii importante3. Depăşirea capacităţii de rezistentă în timp, prin fenomenul de oboseală4. Deteriorarea datorită fenomenelor vibratorii (rezonanţa)

• METODICA GENERALĂ DE CALCUL1. Predimensionare din condiţia de rezistenţă la răsucire;2. Dimensionare din condiţia de rezistenţă la solicitarea de încovoiere, cu

un moment încovoietor echivalent care ia în considerare solicitarea de încovoiere cumulată cu o încovoiere suplimentară care echivalează

răsucirea;3. Verificarea finală din condiţiile de:

• rezistenţă la oboseală; • rigiditate (deformaţii); • stabilitate elastică (vibraţii).

1.5. CALCULUL OSIILOR

Fa2

Fr2

Ft2

Fr1

Fa1Ft

1

Fr Ft

FaMt

Mi2

2 2

22

Fr Ft

Fa Mt

Mi

11

1 1

1

x y

z

Fr

Fa

Mi2

2

2Fr

Fa

Mi

1

1

1

y

z

Ft

Mt2

2Ft

Mt

1

1 y

x

V1 V2

H1

Mi yOz

Mi yOx

Mt

1.6. CALCULUL DE PREDIMENSIONARE AL

ARBORILOR DREPŢI

1. Adoptarea formei constructive2. Stabilirea schemelor de solicitare3. Schematizarea arborelui printr-o grindă4. Trasarea diagramelor5. Calculul momentului încovoietor rezultant6. Trasarea diagramelor de momente de torsiune7. Calculul momentului încovoietor echivalent 8. Calculul diametrelor minim necesare9. Adoptarea valorilor diametrelor

1.7. DEFINITIVAREA FORMEI

• Adoptarea diametrelor tronsoanelor libere. (rotunjiri în plus la valori din STAS 75-80).

• Adoptarea diametrelor tronsoanelor de montare a rulmenţilor

[3, 4, … 10, 12, 15, 17, 20, 25, … (5⋅k) …]

• Adoptarea diametrelor tronsoanelor cu canale de pană

(+ 5% x nr canale)

• Rezemare axială şi raze de racordare (STAS 6603-75)

Tipuri de treceri între tronsoane de diametre diferite

a b c

d e f

1.8. ADOPTAREA PRECIZIEI DIMENSIONALE ŞI DE FORMĂ

TOLERANŢELE, se stabilesc funcţie de clasa de precizie de execuţie: • execuţie mijlocie, clasele de precizie 6 – 8, pentru dimensiunile care

formează ajustaje iar pentru dimensiunile libere clasele de precizie 10 – 12;

• execuţie fină, clasele de precizie 4 – 6 pentru dimensiunile care formează ajustaje iar pentru dimensiunile libere clasele de precizie 8 – 10;

CALITATEA SUPRAFEŢELOR: • pentru suprafeţe ce formează ajustaje ≤ 0,8 …1,6 Ra,• suprafeţe libere ≤ 3.2 Ra.PRECIZIA FORMEI• specificarea abaterilor de forma şi poziţie

(bătaie frontală, radială, coaxialitatea tronsoanelor, abaterilor de la paralelism, etc.)

10.1. Verificarea la oboseală

compresiune

Tester

3

32

d

mgx

)x(W

)x(M

z

ii

πσ ==

σσσσ

R = constant

t

σσσσ0<R <1

t

σσσσm

σσσσmin

σσσσmax

vσσσσ

vσσσσ

σσσσR=0

t

σσσσm

σσσσmin

σσσσmax

vσσσσ

vσσσσ

σσσσ-1<R<0

tσσσσm

σσσσmin

σσσσmax

vσσσσ

vσσσσ

σσσσ -R=-1

tσσσσm

σσσσmin

σσσσmax

vσσσσ

vσσσσ

vm

vmRσσ

σσ

+

−=

45o

O

Ciclurioscilante

Cicluri alternante Cicluri pulsante

Cicluri alternant simetrice

Solicitari statice

C

B

A

σm

σv

45o

O

Cicluri pulsante

Cicluri alternant simetrice

Solicitari statice

C

B

A

σm

σv

Rk

piesaR σβ

εγσ =

R

Rd

σ

σε =

Rk

RS

σ

σγ =

321 γγγγ =

Rk

Rk

σ

σβ =

),1(1 −+= kkk αηβ

nominal

maximk

σ

σα =

maxmax τ

τ

σ

στσ

piesaRpiesaR cc ==maxmax

,τ

τ

β

εγ

σ

σ

β

εγτσ

R

k

R

k

cc ==

1111

1,

1

+−+−

+

=

+

=

τ

τ

τ

τ

εγ

β

σ

σ

σ

σ

εγ

β τσmvkmvk

cc

Soderberg

mvk

mvk

ccτψτ

εγ

βτ

σψσεγ

βσ

τ

τ

σ

σ

+

=

+

= −− 11 ,

Serensen

2

1

2

1

2

1

2

1

1,

1

+

=

+

=

+−+− τ

τ

τ

τ

εγ

β

σ

σ

σ

σ

εγ

βτσ

mvkmvk

cc

Buzdugan

Principalii concentratori: gaură transversală, canal circular, rază de racordare, îmbinare presată, canal de pană, filet, combinaţii de concentratori.

Finalizarea calculului de verificare la obosealăSe pot ivi următoarele situaţii posibile:

a) c > ca − calculul este terminat;b) c < ca − caz în care se impun măsuri pentru

creşterea coeficientului de siguranţă în secţiunea respectivă prin:

• creşterea capacităţii de rezistenţă (înlocuirea materialului cu unul calitativ superior);

• reducerea efectului de concentrare (prin modificări ale formei);

• reducerea nivelului solicitării prin modificări ale schemei de încărcare în aşa fel ca efectele să se compenseze reciproc.

Valorile pentru coeficienţii de siguranţă admisibili depind de destinaţia arborelui. Pentru arbori de uz general se adoptă ca=2... 3.

Verificarea la deformaţii

ϕ

Metodica de verificare la deformaţii flexionale

Metoda modernă. O metodă modernă de evaluare a deformaţiilor o constituie calculul deformaţiilor prin metoda elementelor finite.

• Valorile admisibile:– pentru roţi dinţate, (0.01 – 0.03)m– (0,0002–0,00003) x distanţa dintre reazeme. – Pentru alte elemente mecanice susţinute,

conform recomandărilor din literatură.

• Înclinările limită în reazeme depind de modul de rezemare iar în dreptul unui element susţinut de natura acestuia.

Verificarea la deformaţii torsionale

• Valori admisibile:– θa = 5 [°/m] pentru lanţuri cinematice

interdependente;

– θa = 15 – 20 [°/m] arborii mecanismelor podurilor rulante;

– θa = 7,5 – 13 [°/m] arborii diferenţialelor autovehiculelor.

∑ ∑⋅

⋅==

i pi

itiig IG

lMfθ

Verificarea la vibraţii

m

k=0ω

∑

∑=

i

ii

i

i

o vm

kv

2

22

max

2

max

ω

x

Fk =

2. LAGĂRECLASIFICAREA LAGĂRELORa) După mişcarea relativă din lagăr:• lagăre de alunecare;• lagăre de rostogolire;• lagăre hibride.b) După direcţia forţelor transmise prin lagăr:• lagăre radiale;• lagăre axiale;• lagăre radial-axiale.c) După fenomenul care guvernează

funcţionarea lagărului:• lagăre hidrodinamice;• lagăre elastohidrodinamice;• lagăre hidrostatice (aerostatice);• lagăre speciale.d) După cantitatea de lubrifiant din lagăr:• lagăre cu ungere abundentă (fluidă);• lagăre cu ungere săracă (mixtă);• lagăre intermediare.• lagăre fără lichid de ungere (uscată).

e) După destinaţie:• pentru construcţia de maşini;• pentru mecanică fină;• pentru destinaţii speciale.f) După natura lubrifiantului:• lagăre unse cu lubrifiant; • lagăre unse cu lichidul de lucru al maşinii.g) După soluţia constructivă:• lagăre clasice;• lagăre cu lobi;• lagăre cu element flexibil.h) După poziţie:• lagăre de capăt;

2.1. LAGĂRE HIDRODINAMICE CLASICE

• Principiu funcţional

α

NQ

TG

vp

2.2. Elemente constructive ale lagărelor hidrodinamice

Arbore

Capac cu etansare

Inel de etansare

Fus

CorpInel de ungere

Canal de ungere

Surub

Capac

Rezervor de lubrifiantCanal de recuperare

• Avantaje ale lagărelor hidrodinamice– sunt simple; – necesită o întreţinere sumară; – în prezenţa unui film de lubrifiant complet fluid

se realizează o amortizare a şocurilor şi vibraţiilor (stabilitate dinamică);

– pot fi utilizate pe o gamă largă de turaţii şi sarcini;

– pot fi utilizate într-o gamă foarte largă de situaţii practice.

Dezavantaje ale lagărelor hidrodinamice– comparativ cu lagărele de rostogolire şi hidrostatice

au coeficienţi de frecare mai mari;– în fazele tranzitorii de pornire/oprire nu asigură

separarea completă a suprafeţelor fus–cuzinet ceea ce determină, pe durata perioadelor tranzitorii, apariţia uzurii;

– în cazul unei ungeri insuficiente, generările termice devin importante şi pot conduce la un dezechilibru termic ce determină încălzirea exagerată, deci creşte riscul deteriorării prin gripare termică.

Materiale pentru elementele lagărelor– să aibă coeficient de frecare redus, adică fusul şi cuzinetul - un cuplu

antifricţiune – să aibă viteză de uzură mică;– să conducă uşor căldura produsă prin frecare în lagăre;– să aibă un coeficient de dilatare redus pentru a nu modifica caracterul

ajustajului fus-cuzinet;– să aibă rezistenţă bună la oboseală şi la presiune de contact;– să aibă o compoziţie chimică stabilă şi să nu reacţioneze cu substanţele

folosite ca lichide de ungere.• Fusurile. din acelaşi material cu arborele, fiind monobloc cu acesta.

În unele situaţii, când există riscul de deteriorare prin uzare se pot aplica, local, tratamente de durificare superficială.

• Cuzineţii. Se confecţionează din materiale ce formează un cuplu antifricţiune cu arborele, cum ar fi: – bronzurile (CuSn14T, CuPb25, CuAl9, etc.), – fontele antifricţiune, – aliajele antifricţiune speciale, pe bază de plumb, staniu, cupru sau

aluminiu (Y-Sn83, Y-PbSn10, Y-AlSb5, etc.), – materiale sinterizate sau materiale nemetalice (poliamide, teflon, lemn,

cauciuc etc.).

Deteriorări ale lagărelor- În ipoteza că un lagăr a fost proiectat corect şi

funcţionează normal, contactul între suprafeţele active se poate produce numai în fazele de pornire/oprire. În consecinţă, uzura firească a unui astfel de lagăr o constituie uzura de contact.

- Dacă un lagăr nu este corect proiectat, s-au materialele nu au fost corect alese, pot să apară şi alte moduri de deteriorare, cum ar fi:• oboseala stratului superficial, strat care se poate desprinde, înrăutăţind calitatea suprafeţei şi implicit funcţionarea; • curgerea tangenţială a materialului, care apare datorită unei ungeri insuficiente ce determină un film insuficient de gros şi forţe tangenţiale importante;• griparea, fenomen de deteriorare catastrofală, cauzat de o proiectare greşită sau de o exploatare necorespunzătoare.

Elemente geometrice ale lagărelor

Modelarea fenomenului de ungere

y

hv

x

hu

y

ph

yx

ph

x ∂

∂+

∂

∂=

∂

∂

∂

∂+

∂

∂

∂

∂ηη 6633

în care:h – grosimea de film;p – presiunea;x – coord. circumferenţială;z – coord. radială;h - vâscozitatea dinamică;u,v – viteze.

lagăre scurte, când l/D < 1;lagăre medii, pentru l = 1…1,5;lagăre lungi, l/D > 1.

36

h

hhu

x

p m−=

∂

∂η

RdlCF2ψ

ηω=

ψ

CR

l/D<1l/D=1l/D>1

frecare minimă

portanţă maximă

Frecarea în lagărele hidrodinamicevn

ψ

ωη

δ

ωηηητ ==≅=

2

1 d

h

u

dn

du

∫⋅=π

ατρ2

0

dlFf

dldlu

dlFf πψ

ωηπ

δητπ === 1

ψ

ηωπ

πψ

ωη

ppdl

dl

R

Ff f === ψζ

ψ

ηωπ 55.0+=

pf

Metodica de proiectare a lagărelor:1. Predimensionarea;2. Verificarea grosimii filmului de lubrifiant;3. Verificarea temperaturii de regim;

date de bază:• tipul de lagăr; • sarcina, R, pe care lagărul trebuie să o preia:

22 VH +=R

•diametrul, d, al fusului, determinat din condiţia de rezistenţă a arborelui;• o lungime maximă , lmax, pe care poate să o ocupe lagărul;•caracteristicile mecanice de rezistenţă ale materialul fusului;•turaţia, n, a fusului;•temperatura de funcţionare, T.

Predimensionarea

Verificarea ungerii

1. Adoptarea jocului relativ

( )443

21010

dωψ −− −=

2. Calculul coeficientului de portanţă

ηω

ψ 2pCR =

)(d

)(ehmin χψχδδ −=−=−= 12

1

3. Calcul grosime minimă de lubrifiant

4. Verificarea relaţiei

52221

....cRR

ha

zz

min =≥+

=λ

Verificarea termică

1. Calculul puterii pierdute prin frecare

( )pvd

pld)p

(fpldvvfPf ⋅=+=== constanta2

ωξψψ

πηωR

2. Calculul temperaturii de funcţionare a lagărului

( )0TTkSvf l −=RkS

vfTTl

R+= 0

p

v

(pv)a

va

pa

Determinarea jocului la temperatura de montare

)20)(( 0

0 −−+∆=∆ lfuscuzinetl Td αα

Calculul debitului de lubrifiant

-ajustajele recomandate pentru lagăre, sunt: H7/f7, H7/g7, H7/e8; H7/d8, H7/d10,

-pentru rugozitatea suprafeţelor sunt recomandate valori de cel mult Ra=0.4.

Alimentarea efectivă cu lubrifiant se poate realiza:• cu inel de ungere;• cu fitil;• prin picurare;• prin imersie

3. LAGĂRE SPECIALE

folie (cuzinet)

fus

spaţiu umplut de lubrifiant

lobi activi

lobi rezervă folie

4. LAGĂRE HIDROSTATICE

h

H

po

L

po

b

b

p o

po

d

F RP

P

5. RULMENŢI (LAGĂRE CU ROSTOGOLIRE)

Avantaje ale rulmenţilor• frecare mult mai mică;• centrare mult mai bună, • jocuri mult mai mici;• necesită pentru ungere o cantitate mult mai mică de lubrifiant• funcţionare bună chiar în condiţii de ungere incompletă cu cantitate foarte mică de lubrifiant, o perioadă lungă de timp înainte să apară griparea;•lăţimea rulmentului este mult mai mică decât lăţimea lagărelor hidrodinamice, necesitând lungimi de fus mai reduse şi conducând la arbori mai mici;• necesitatea unei cantităţi foarte mici de lubrifiant a permis realizarea de construcţii încapsulate de rulmenţi (etanşaţi), la care, în momentul asamblării, li se introduce în zona activă o cantitate de lubrifiant suficientă pentru toată durata de viaţă.

Dezavantajeale rulmenţilor

• rulmenţii sunt sensibili la deformaţiile arborilor deoarece acestea modifică pozişiile relative corpuri de rulare-inele şi implicit schema de forţe din contacte;

• rulmenţii sunt sensibili la vibraţii, în special în regim static (în absenţa mişcării de rotaţie), când vibraţiile pot produce solicitare prin şoc între corpurile şi căile de rulare determinând apariţia unor deformaţii de forma unor gropiţe (fenomen denumit şi brinellare);

• au o înălţime relativ mare.

Cinematica internă a rulmenţilor

d

ωd

d b

ω

ωb

im

ii

mcolivie R

R

R

v

22

0 ωω =

⋅=

bb d

v0=ω

Clasificarea rulmenţilor• După tipul corpurilor de rulare:

– rulmenţi cu bile;– rulmenţi cu role:

• cilindrice: - scurte l/d < 1;• medii 1 < l/d < 1.5 …2;• lungi (ace) l/d > 1.5…2

– conice;– butoi.

• După unghiul de contact şi direcţia sarcinii pe care rulmentul o poate prelua (se defineşte unghiul de contact ca unghiul dintre direcţia radială a rulmentului şi direcţia punctelor de contact). Deosebim:

– rulmenţi radiali;– rulmenţi radiali – axiali (cu bile sau role)– rulmenţi axiali.

• După numărul rândurilor corpurilor de rulare:– rulmenţi cu un rând de corpuri de rulare;– rulmenţi cu două rânduri de corpuri de rulare;

• După direcţia forţei pe care o pot prelua:– rulmenţi radiali ( rulmenţi cu role cilindrice);– rulmenţi radial – axiali cu simplu efect ( rulm. radiali – axiali cu role conice sau bile pe un

singur rând);– rulmenţi radial – axiali cu dublu efect (rulmenţi radial – axiali cu două rânduri de corpuri

de rulare);– rulmenţi oscilanţi(arborilor la care sunt prezente deformaţii importante).

Simbolizarea rulmenţilor

Distribuţia sarcinii pe corpurile de rulare

d

d b

β

P0 ∑+= ir cosPPF γ25

00 2

32

0

32

032

00

32

P

P

kP

kPiiii =

=

=

δ

δ

δ

δi

i cosγδ

δ=

0

i//

i cosPP γ32

0

32 =

374

0

.

zPFr =

z

FP r5

0 =

Pentru rulmenţi axializ

FP r=0 z.

FP r

800 =

Deteriorări ale rulmenţilor

1. Oboseala de contact - calea firească de scoatere din uz a rulmenţilor corect exploataţi.

2. Deformarea plastică - apariţia unor deformaţii pe căile de rulare.

3. Uzura abrazivă - datorită utilizării unui ulei impurificat.

4. Supraîncălzirea - poate apărea ca urmare a unei ungeri insuficiente.

Materiale utilizate în construcţia rulmenţilor

• În construcţia clasică de maşini există 2 materiale specifice: RUL1, RUL2, la care diferenţa constă în conţinutul de Cr şi Mn. Cu un conţinut mai mare de Mn, RUL2 permite un tratament pe o adâncime mai mare, acesta folosindu-se pentru elemente de secţiuni mai mari. Tratamentul termic al elementelor de rulmenţi, confecţionate din aceste materiale, este un tratament de călire în trepte cu revenire joasă şi conduce la durităţi de 60–65 HRC.

• Dezvoltarea mecatronicii şi a tehnicii spaţiale a condus la folosirea pentru rulmenţi şi a unor materiale specifice acestor condiţii de mediu, respectiv utilizarea de corpuri de rulare din materiale sinterizate, ceramice, materiale plastice, etc.

Calculul de alegere al rulmenţilor

tipuri de calcule:• calculul la oboseală de contact

(durabilitate);• calculul la deformaţii plastice;• calculul la uzură;• verificarea la turaţia limită.

Calculul la durabilitate

p

Q

CL

=

1. Adoptarea durabilităţii necesare, L.

2. Calculul forţei echivalente

are YFXVFF +=

are YFXVFF +=

3. Stabilirea forţei de calcul.

edt FfffQ λ=

4. Determinarea capacităţii dinamice

pnec QLC 1=

5. Alegerea din catalog a unei tipodimensiuni de rulment, cu valoarea diametrului de montare corespunzătoare tronsonului de arbore pe care se montează şi

.CC nec≥

Calculul la uzură, presupune calculul unui coeficient de uzură şi se face pentru rulmenţii ce lucrează în medii abrazive şi presupune evaluarea pe baza coeficientului de uzură din diagrame a duratei de funcţionare garantate şi compararea acesteia cu durata impusă.

Verificarea la turaţie limită presupune verificarea condiţiei n > nlimunde nlim, este dată prin catalog.

Ungerea rulmenţilor

corpul de rulare cel mai de jos este, în repaus, scufundat cu (0.3-0.5)d, în lubrifiant

Ajustaje pentru montarea rulmenţilor• montarea unui inel cu strângere şi a celuilalt inel cu ajustaj alunecător.• toate inelele cu sarcină circulantă se montează cu strângere • inelele cu sarcină fixă se montează alunecător.

Câmpuri de toleranţe pentru rulmenţi• ajustaje alunecătoare se folosesc pentru piesele conjugatecâmpurile H, h;• pentru ajustajele cu strângere câmpurile j, k, m, n, p, r pentru tronsonul de arbore;• câmpurile J, K, M, N, P, R pentru alezajele din carcasă.• Clasele de precizie de execuţie: 5–7.

Montarea şi demontarea rulmenţilorPRIN PRESARE cu prese speciale

3. ASAMBLĂRI3.1. CLASIFICAREA ASAMBLĂRILOR 1. Asamblări demontabile; sunt asamblările care pot fi desfăcute fără deteriorarea nici

unui element:• asamblări butuc – arbore

– cu pene, – caneluri, – presate, – altele;

• asamblări filetate;– cilindrice– conice

2. Asamblări nedemontabile; sunt asamblările care se pot desface numai prin distrugerea unui element:

• asamblări nituite (prin deformare);• asamblări sudate (cu topire);• asamblări lipite

– la rece– la cald.

3. Asamblări elastice; sunt acele asamblări la care, in lanţul de elemente ce participă la asmblare există un element elastic, denumit uzual arc, cu rol de a crea în funcţionare, prin deformare, forţe cu rol funcţional.

ASAMBLĂRI CU PENE• Asamblări cu pene paralele

b

h

lc

lc

l

b

h

lc

l

b

h

b

ht 1

T

Mt

Metodica de calcul

22

ct

dM

T t

+−

=

condiţia de rezistenţă la strivire

ac

pcl

Tp ≤=

Lungimea de calcul minimă necesară

cxp

Mkl

a

tnecc

2=

Asamblări cu pene înclinate (cu strângere iniţială)

tg α=0.01

A

A

A-A

b

h

l

A

A

l

Fb

b/6µQ

Qp

t

bMt

Fb

Fb 2

4)

2(

6

dt

dbM

Q t

µπ

µ +−+

=

)pmin(bl

Qp stra

c

≤=2

Asamblări cu pene tangenţiale

A

A

A-A

ASAMBLĂRI CANELATE

dm

h

b

dm

h

dm

h

Tehnologie

Calculul asamblărilor canelate

Asamblări PROFILATE

3.6. Asamblări PRESATE

Metodica de calcul a asamblărilor presate

Verificarea la rezistenţă, la strângerea maximă

a

B

B

A

A

maxmax p

E

C

E

Cd

sp ≤

+

⋅=1

6. ASAMBLĂRI ELASTICE (ARCURI)

Scopul arcurilor într-o construcţie mecanică poate fi:• de menţinere a poziţeie relative;• de creare a unei forţe;• de readucerea în poziţia iniţială a unui element;• de acumulare a unor energii mecanice ce

urmează a fi cedate ulterior;• de realizare a unor forţe de strângere;• de blocare a unor elemente;• de impunere a unei poziţii pentru unele elemente

în funcţionare.

Clasificarea arcurilor

După formă:• arcuri bloc;• arcuri inelare;• arcuri disc;• arcuri elicoidale;• arcuri spirale;• arcuri plane;• arcuri lamelare

După modul de solicitare• de forţe decompresiune;• de moment de încovoiere;• de moment de torsiune;• de forţe tăietoare.După tensiunea din arc• cu tensiuni de tracţiune –

compresiune;• cu tensiuni de răsucire;• cu tensiuni de încovoiere;• cu tensiuni de forfecare;• cu tensiuni compuse.

Caracteristica arcului

x

F

Caracteristică liniară

Caracteristici neliniarea - rigiditate crescătoare,b - rigiditate descrescătoare

a b

x1

α

α (x )1

Curba de histerezis

x

F

• Randamentul volumic de funcţionare al arcului

posibilă.max

tăînmagazinav W

W=η

MaterialeTrebuie să prezinte:

• proprietăţi de rezistenţă pe întreaga arie, • limită de proporţionalitate ridicată, • rezistenţă la oboseală, • lipsă de concentratori, • călibilitate Se recomandă oţeluri pentru arcuri, cu conţinut redus de carbon (%C=0,5..0,65), cu elemente de aliere Si, Mn; în consecinţă au fost elaborate.

Alte materiale: bronzul fosforos, alama, cauciucul, care au însă caracteristici mecanice neliniare.

Etapele generale de calcul

1. Calculul tensiunii din arc în scopul dimensionării sau verificării arcului la rezistenţă;

2. Calculul deformaţiei arcului şi a caracteristici acestuia, adică a curbei de legătură forţă – deformaţie;

3. Calculul lucrul mecanic necesar pentru deformarea arcului şi a energiei mecanice restituite de acesta la descărcare; Datorită frecărilor interne precum şi a solicitărilor parţiale ale materialului arcului o parte din energia cedată arcului la deformare va fi disipată de acesta.

4. Determinarea coeficientului de utilizare volumică a materialului arcului.

3.6.3. Arcuri cu tensiuni de tracţiune compresiune

• oţeluri pentru arcurile de tip bară şi cauciuc pentru blocuri

E, ν, A

l

∆l

F ∆h

h

F

llE

AF ∆

=

.v 1=η

Arcuri inelare

( )ϕα += tanFF fa

Solicitarea inelelor• Deformaţia şi caracteristica arcului

m

rr D

Fq

π=

( )ϕαπ +=

tanFNo

( )

( )

≤+

−=−=

≤+

==

.tanA

FA

N

,tanA

FA

N

aii

oi

aee

oe

σϕαπ

σ

σϕαπ

σ

AAA ie ==

=

=

.E

,E

e

ee

i

ii

σε

σε

=∆

=∆

.D

R

,D

R

mie

mee

2

2

ε

ε

o

ie RRtan

δα

∆+∆=

( ) αϕαπ

δ tantanDAEzF

mo +=

F

δ

Arcuri cu tensiuni de răsucire• Arcul bară de torsiune

l

F

a

ϕ

1

23

ap

t

W

Mττ ≤=

p

t

GI

lM=ϕ

p

t

GI

laMav == ϕ

pGIFlav

2

=

2

4

Ad

I

WL p

v ==η

pGIlaFFvFL

222

22

===δ

GVW

2

2τ=

2

4

Ad

I

WL p

v ==η

50.v =η

Arcul elicoidal cilindric

• Mărimi specifice:• d – diametrul sârmei; • – diametrul exterior; • – diametrul interior; • D – diametrul mediu; • p – pasul de înfăşurare;• a - unghiul elicei; • z – numărul de spire care poate fi: ztotal –

numărul total de spire, zactiv – numărul de spire active, zo – numărul de spire pasive, de capăt);

• – raportul de înfăşurare. Uzual i =6…15, iara < 10o, valoarea unghiului scăzând cu solicitarea;

• Ho- lungimea iniţială a sârmei neînfăşurate.

Tensiuni de solicitare în arc

=

=

,2

,FD

M

FF

=

=

α

α

cos

sin

FT

FN

==

==

αα

αα

cos2

cos

sin2

sin

FDMM

FDMM

t

î

23max

816

2 d

Fi

d

FD

W

M

p

tt

ππτ ===

2max

4

3

4

3

4

d

T

A

T

πτ ==

+=

+=+=+=

iD

d

d

FD

d

F

d

FDttspiră

3

21

3

21

8

3

168max323maxmaxmax τ

πππτττ

maxmax tspiră kττ =

• Deformaţia acului elicoidal

aDzl π=,şi care are forţa, F, aplicată în la distanţa D/2. Punctul de aplicare al forţei, suferă sub solicitare o deformare, δ, dată

de

2

Dϕδ =

,În care unghiul de deformare la răsucire este dat de

4

2

4

16

32

2

Gd

FzD

dG

DzFD

GI

lM aa

p

t ===π

πϕ

,respectiv

Gd

Fzi a38

=δ.

• Calculul coeficientului de utilizare a materialului

Lucrul mecanic înmagazinat în arc se calculează prin

Gd

FziFL a

234

2==

δ

.Acest lucru mecanic mai poate fi exprimat şi prin prisma energiei interne înmagazinate, prin

Gd

DziFk

G

Dzd

kd

Fi

G

VL a

v

a

vv 2

222

22

22 8

2

4

8

2η

ππ

πηη

τ=

==

.Din egalarea celor două relaţii, rezultă

22

1

kv =η.

• Arcuri cu tensiuni de încovoiere– arcul lamelar simplu;– arcul lamelar multiplu;– arcul elicoidal care preia moment de torsiune;– arcul disc.

Arcul lamelar simplu lFM î ⋅=max

,la care îi corespunde tensiunea maximă de încovoiere

2

maxmax

6

bh

Fl

W

M

z

îî ==σ

Deformaţia unui astfel de arczEI

Fl

3

3

=δ

zEI

lFFL

62

32

==δ

E

lbhbh

Fl

E

VL vv

2

36

2

2

22

== ησ

η

9

1=vη

6

)(

)(2hb

Fx

xW

xM

xz

îx ==σ

6

)(

)(2hb

Fx

xW

xM

xz

îx ==σ

3

34

Ebh

Fl=δ

3

3232

4

12

42 Ebh

lF

EI

lFFL

z

⋅===

δ

E

lbhbh

Fl

E

VL vv

4

36

2

2

22

== ησ

η

3

1=vη

• Arcuri lamelare multiple

lubrifiant (grafit sau disulfură de molibden) fretting

Arcul elicoidal solicitat la răsucire

Solicitarea este la fel ca cea a arcurilor spirală, momentul care încovoaie spira este tocmai momentul de torsiune aplicat arcului prin elementele de conectare ale capetelor

tî MM =

iar tensiunea din arc este o tensiune de încovoiere, dată de relaţia

3

32

d

M

W

M t

z

îî

πσ ==

pentru arc confecţionat din sîrmă de secţiune circulară plină,

2

6

hb

M

W

M t

z

îî ==σ

pentru arc confecţionat din sîrmă de secţiunedreptunghiulară plină.

d Mî= Mt

z

at

z

î

EI

zDM

EI

lM πϕ ==

EVL v

2

2ση=

z

att

EI

zDMML

22

2πϕ==

4

1=vη secţiune circulară plină

3

1=vη secţiune dreptunghiulară plină

Arcul spirală plană

Calculul se face în ipoteza că arcul ar fi o bară, de secţiune identică cu a arcului şi lungime egală cu a acestuia, încastrată în unul din capete. Pe celălalt capăt se aplică momentul de torsiune, care acţionează ca un moment încovoietor, determinând o solicitare de încovoiere

aît

î bh

Mσσ ≤=

2

6

z

t

EI

lM=ϕ

z

tt

EI

lMML

22

2

==ϕ

E

bhlbh

M

EVL

t

v2

6

2

2

22

==σ

η3

1=vη

Arcuri DISC

ASAMBLĂRI DEMONTABILE PRIN FILET

Generalităţi

Elementele principale ale filetului sunt: •••• pasul p. Prin pas se înţelege valoarea deplasării axiale a piuliţei la o rotaţie

completă.

•••• unghiul de înclinare a spirei β, a cărui valoare variază pe înălţimea

filetului fiind dependent de diametrul

xd la care se măsoară, fiind dat de relaţia:

xx d

ptana

πβ =

• numărul de începuturi, z.• pasul aparent, pa. Prin pas aparent se înţelege distanţa axială dintre două

elemente identice ale filetului. Între pas şi pasul aparent se poate scrie relaţia:

apzp ⋅=

Clasificarea filetelor

60 o

Metric

Withforth

Trapezoidal

R

p d

30 o

Edison

pătrat

Filetele pot fi utilizate pentru:•Poziţionarea fermă a elementelor mecanice. (şurub, şaibă, piuliţă)•Filete de mişcare, •Filete pentru măsurare•Elemente de reglare

În funcţie de numărul de începuturi•Filete cu un singur început.•Filete cu două sau mai multe începuturi.În funcţie de sistemul de măsurare•Filete metrice.•Filete în ţoli.În funcţie de forma suprafeţei pe care se execută filetul•Filete cilindrice.•Filete conice.În funcţie de sensul de înfăşurare a spirei filetului

•Cu sensul de înfăşurare spre dreapta, considerat ca sensul normal.•Cu sensul de înfăşurare spre stânga.În funcţie de mărimea pasului•Cu pas fin.•Cu pas normal.•Cu pas mare.

Geometria filetelor metrice

D

d

D2

d2

,

d

H/8

H/4

D1

1

p

o

30o30

Forme constructive pentru şuruburi şi piuliţe

Materiale pentru şuruburi şi piuliţe

Se recomandă: 1. pentru şuruburi obişnuite OL 37 OL 42, OL44,2. şuruburi cu o solicitare mai mare OL50, OL60 asamblări fără pretenţii; 3. oţeluri carbon de calitate cementate OLC15 sau îmbunătăţite OLC 35, OLC

45, OLC60 sau aliate la şuruburile de rezistenţă mare;4. pentru aplicaţiile speciale unde se cer rezistenţe mecanice deosebite, se

utilizează oţeluri aliate de înaltă rezistenţă 18MoCrNi06, 15MoMnCr12, 20Cr08, 41MnCrNi15,40Cr10, 33MoCr11 41MoCr11, etc.;

5. pentru şuruburile utilajelor de ridicat, solicitarea principală fiind flambajul care este dependent de modulul de elesticitate E, nu se impune oţeluri speciale

6. pentru şuruburile de uz general executate în serie mare prin prelucrare pe strunguri automate, AUT20, AUT20M, AUT30.

Clasificare şuruburilor:După forma capului:După capătul tijeiDupă forma cheii;După poziţia elementului de antrenare;

Relaţia funcţională a asamblărilor cu şuruburi

)tan(d

Fd

HM înş ϕβ +⋅=⋅= 222

22

)tan(d

FM deş ϕβ −= 22

2

2

αcos

N'N =

NNNF f '

2cos

' µα

µµ ===

)'tan(d

FM deş,înş ϕβ ±= 22

2

Condiţia de autoblocare (autofrânarea)

02

22 <− )'tan(

dF ϕβ 'ϕβ <2

Observaţii.

•nu ia în considerare momentul de frecare pe soclu

•vibraţiile pot diminua frecarea.

•Valoarea unghiului mediu de înclinare al spirei este dependent de diametru

Momentul de frecare pe soclu

4

)( 22

g

am

dD

Fp

−=

π

dApdF ma ⋅=

asf dFdF ⋅= µ

rrdrprdFdM msffs ⋅⋅=⋅= πµ 2

22

33

3 g

gasfs

dD

dDFM

−

−= µ

π

−==⋅== ∫ ∫ 883

2

322

332

2

32

2

2 gms

D

dA

ms

D

dmsmsfs

dDp

rpdrrpdApM

gc g

µπ

πµπµµ

Randamentul asamblărilor filetate

θη

∆⋅

∆⋅==

c

a

c

u

M

hF

L

L

( )

++⋅

⋅=

⋅

⋅=

sa

a

c

a

Md

F

dF

M

pF

22

22

'tan2

2

tan

2βϕπ

βπ

πη

%80%78

2

'

4tan

2

'

4tan

max −≈

+

−

=ϕπ

ϕπ

η

pentru cuple elicoidale de mişcare

Calculul elementelor filetului

1. Repartiţia sarcini pe spirele filetului

z

FF a

m =

2. Calculul de rezistenţă al tijei şurubului

Solicitarea de tracţiune

2

1

4

d

Fatş π

σ =

Solicitare de răsucire

p

t

W

M=τ

σtş< σa tracţiune.

22 3τσσ += tşe

tşe σσ 2.1≈

3. Calculul de rezistenţă al spirelor filetului

•forfecare la baza spirei;•încovoierea secţiunii spirei;

•strivire în zona de contact.

ztd

Fp a

c22π

=

teoretic h = 0,47 d h = 0,8 dÎn realitate

6

2

1md

nF

W

M m

z

ii π

σ == h1 = 0,56 d

Calculul asamblărilor cu filet1. Calculul asamblării filetate simple

2

1

4

d

Fatş

πσ =

ş

ctş c

σσ ≤

Tensiunea de solicitare la tracţiune se poate scrie ca

iar condiţia de rezistenţă

relaţie valabilă la solicitare statică.

2. Asamblări cu şuruburi cu strângere iniţială

1. La început, când recipientul e gol, se fixează capacul şi se prinde de corpul recipientului cu un număr de z, şuruburi. Între capac şi corp se introduce o garnitură, cu rol de etanşare. Fiecare şurub se strânge cu un moment la cheie, Mco, care creează forţa de strângere Fo, cu efect de întindere a şurubului şi de comprimare a pachetului.

2. În momentul introducerii presiunii, p, capacul şi corpul tind să se îndepărteze, ceea ce face să se reducă efectul de apăsare asupra garniturii, o parte din forţa generată la strîngere fiind compensată de efectul presiunii.

z

pDF

4

2π=fiecărui şurub îi revine o forţă de exploatare

pşpşpş

pş kk

F

kk

FF

k

F

k

F

+=

+

′′+′=

′′=

′⇔= δδ

Fş = Fo + F'Fp = Fo – F''

+−=

++=

pş

pop

pş

şoş

kk

FkFF

kk

FkFF

Dimensionarea şurubului

at

dF σ

π

4

2

max1=

Calculul rigidităţii elementelor asamblăriiRigiditatea şurubului

l

Edkş

4

2

1π=

Rigiditatea pachetului

∑=ii

pi

p EA

l

k

1

[ ]22

4geii dDA −=

π

oo 1615 −=α ( ) αtanllDD ppre 212 2 ++=

Calculul elementelor asamblării cu şuruburi cu strângere iniţială

1. Păstrarea etanşietăţii.2. Asigurarea rezistenţei garniturii.3. Asigurarea rezistenţei şurubului.

1. Păstrarea etanşietăţii.

kppag =g

pg A

Fp =

( )22

4gegg dDA −=

π ( )22

4gegg dDA −=

π

( )22

4gegg dDA −=

π

forţa de strângere iniţială necesară

Fkk

kApF

pş

pggao

++=

2. Asigurarea rezistenţei garniturii.

garniturăasg

ogmax A

Fp σ≤=

3. Rezistenţa şurubului

a. Calculul la solicitări statice

++== F

kk

kF

dA

F

pş

ş

oş

ş

2

4

πσ

( )3

1

228

d

tandF

W

Mo

p

fo

π

βϕτ

+′==

22 3τσσ +=e

b. Calculul la oboseală

28122

....ccc

ccc a =≥

+=

τσ

τσ

c. Calculul la solicitări termice

cc cτ

τ =

Prezenţa temperaturii determină trecerea lentă a deformaţiilor elastice în deformaţii plastice remanente, efect denumit relaxare.Periodic se face o corecţie a momentului de strângere

Asamblări cu şuruburi solicitate în planul de separaţie

1. Cu şuruburi strânse iniţial;

F ≤≤≤≤ µ N z.

sd

T23

4

πτ =

2. Prin folosirea de şuruburi păsuite

Tensiunea de forfecare Presiunea maximă de contact

d

Tp

δ=

z

FT =

Solicitări suplimentare în şuruburi

+=

+=

+=

12

1

3

1 81

4

32

11d

e

d

Fd

Fe

ttt

it σ

π

πσ

σ

σσσ

Şurubul cu cap ciocan

Solicitări suplimentare datorate neparalelismului

suprafeţelor exterioare ale tablelor

z

î

EI

M

dx

d

dx

vd−==

θ2

2

l

EIM

EI

lM zî

z

î θθ −=⇒−=

2

1dl

E

I

Wl

E

W

M

z

zz

îî

⋅

=

⋅

==θθ

σ

Uniformizarea solicitării pe spirele filetului

modificarea rigidităţii şurubului sau piuliţei

Asigurarea şuruburilor

Creşterea momentului de frecare din spirele filetelor, prin1. Introducerea şaibelor elastice de tip Grower;2. Introducerea de sisteme piuliţă contrapiuliţăiar în cazuri în care siguranţa trebuie să fie max. se

foloseşte:1. Gaură transversală prin capul şurubului prin care se

introduce un element de legătură la piesa fixă;2. Gaură transversală prin şurub şi piuliţă crenelată;3. Folosirea unor şaibe deformabile între elementele de

prindere şurub – piuliţă şi pachet care are o parte de formată după profilul hexagonal şi o parte după marginea pachetului.

ASAMBLĂRI NEDEMONTABILE

1.Asamblări nituite (prin deformare);2.Asamblări sudate (cu topire);3.Asamblări lipite

3.1. La cald.3.2. La rece

ASAMBLĂRI NITUITE

Avantaje şi dezavantaje

avantaje:•capacitate portantă mare;•siguranţă deosebită în condiţii de şocuri şi vibraţii;•posibilitatea uşoară de corijare a unui nit prost bătut;•nu modifică starea structurală a tablelor îmbinate.

dezavantaje:consum mare de tablă datorită necesităţii de suprapunere a elementelor;productivitate redusă; realizarea etanşării este dificilă;tehnologie de realizare generatoare de zgomot, care duce la îmbolnăvirea profesională a muncitorilor.

Materiale•Materialul pentru nituri, depinde de materialul tablelor ce se îmbină:•table din oţel - nituri din oţel cu plasticitate bună, de exemplu, OL34, OL37;•materiale neferoase - nituri din acelaşi material cu tabla, pentru a evita apariţia strângerii când temperatura de lucru variază, datorită coeficienţilor de dilatare-contracţie diferiţi;•în medii corozive se recomandă acelaşi material ca şi tabla, pentru a evita apariţia coroziunii electochimice.

Clasificarea niturilor:

După forma capului:

• nituri cu cap semisferic;• nituri cu cap plat;• nituri cu cap tonconic.

După forma tijei:

• nituri cu tijă plină;• nituri cu tijă tubulară..

asamblări cu table simplu suprapuse

asamblări cu eclisă pe o singură parte

asamblări cu eclise bilaterale

Principiul transmiterii forţei prin nituriF

F

F =F/z1

•solicitare de contact între tija nitului şi pereţii alezajelor din table.•solicitare de forfecare în planul de contact al tablelor.•solicitare axială a nitului şi de apăsare reciprocă a tablelor determinată de forţa axială iniţială de strângere, Fo, generată prin batere

µσππ

µτ −=

−==

2

1

1

2

1

1 4

4

d

F

d

FF

nitAria

T oîmbinare de rezistenţă şi etanşare

2

1

14

d

F

πτ = îmbinare de rezistenţă

FORFECARE

STRIVIRE

11

11 δd

Fp =

21

12 δd

Fp =

),min( 21 δδδ =ap

d

Fp ≤=

δ1

1

Relaţia fundamentală a nituirii

Toate elementele trebuie să corespundă la fel de bine, din toate punctele de vedere şi la limită

e e1

b

F

t

F

ataa

max bdzpzsd

F δσϕδτπ

=== 1

2

1

4

•Forfeacere nit•Strivire•Ruperea tablelor

Folosirea nituirii în construcţia de maşini

1. axele barelor să fie concurente;

2. centrul de greutate al fiecărei asamblări nituite între table şi guscu,trebuie să se afle pe axa barei respective. Deci niturile se dispun simetric faţă de această axă.

3. la îmbinărea fiecărei bare de guscu, se folosesc min. două nituri, pentru a împedica rotirea relativă între tablă şi guseu.

Guseu

ASAMBLĂRI SUDATE

∑+=i

ie a

E%C%C%

%Ce<0.2 … 0.25, oţelul este foarte bine sudabil;%Ce=0.2 … 0.45, oţelul este bine sudabil;%Ce=0.45 … 0.65, oţelul este sudabil;%Ce>0.65, oţelul este greu sudabil.

Avantaje ale asamblărilor sudate.

• tehnologicitate faţă de îmbinărea nituită;• faţă de asamblările sudate sunt mai uşoare cu

20-40%;• se execută mult mai repede decât îmbinarea

nituită;• etanşare mult mai sigură;• economie de material, nu mai este necesară

suprapunerea tablelor;• tehnologie mult mai ieftină;• zgomot redus.

Dezavantajele asamblărilor sudate• prezenţa defectelor în cordonul de sudură, determinată

de calitatea materialelor utilizate, regimul de sudare, dar şi de calificarea sudorului. Se concretizează în pori,incluziuni şi fisuri în sudură, datorate răcirii rapide a cordonului. Este necesar, în cazul asamblărilor importante, controlul integral al sudurii, prin metode nedistructibile cum ar fi: radiaţiile executându-se fotografii ale întregii lungimi ale cordoanelor de sudură;

• rezistenţa mică a cordonului de sudură, chiar şi în cazul folosirii unui material de adaos identic cu materialul de bază, din punct de vedere al compoziţiei, lucru datorat structurilor metalografice, şi vitezei de răcire;

• imposibilitatea aplicării la piese tratate termic, deoarece afectează structura de tratatment prin încălzire.

Principiile şi metodica de calcul a asamblărilor sudate

sasmax

slims cc ≥=

ρ

ρ

a = min (δ1, δ2)

δ7502

2.sa ≅=

all s 2−=

Tensiunea maximă din sudură, ρ rmax s

Metodica de calcul la solicitări statice simple

smax

slimsc

ρ

ρρ =

bcstslim vv σρ ⋅⋅= 21

•v1 – coeficient de calitate al sudurii, care depinde de modul în care se execută sudura. (v1=0.2 ... 0.5 - pentru suduri manuale şi necontrolate, v1=0.7 - pentru suduri manuale şi controlate v1=0.8 ... 0.9 - pentru suduri automate şi necontrolate, v1=1 -suduri automate şi controlate•v2st – coeficient de concentrare a tensiunilor în regim static, care depinde de tipul cordonului de sudură şi de tensiunile principale din sudură (suduri cap la cap şi la solicitare de tracţiune, v2 st=0.25 iar solicitarea de forfecare, v2 st=0.65 , sudurilor de colţ, v2 st=0.25)

stst vv

k21

1=ρ

smaxst

cbs k

cρ

σ

ρ

ρ⋅

=

352 ÷≥ .c sρ

Solicitări statice compuse22

sse λτσσ +=

sst

cbassse ckρ

σσλτσσ =≤+= 22

În cazul sudurilor se ia λ λ λ λ =1.7

352 ÷≥= .k

cest

cbs σ

σ

ρ

Calculul la solicitări simple la obosealăPentru determinarea coeficientului de siguranţă se utilizează criteriul de comparaţie R=constant

madkc

ρψρ

ρ

ρρ

ρ+

= −1

b11 −− → σρ

ob

obbb σ

σσψψ σσ

−=→ −12

asa ρρ →

ρρ kk d =

54321

1

vvvvvk

⋅⋅⋅⋅=ρ

•v1 – coeficient de calitate al sudurii; •v2 – coeficient de tipul cordonului de sudură şi tensiunea din sudură, •v3 – coeficient de grosime a cordonului de sudură. •v4 – coeficient de tensiuni remanente din sudură. •v5- coeficient de sudabilitate a metalelor şi de condiţiile în care se aplică sudura.

3521 ÷≥+

= − .kk

csmstsas

bs

bρψρ

σ

ρσρ

ρ

Calculul la solicitări compuse la oboseală

35222

÷≥+

= .cc

ccc

ss

sss

τσ

τσ

Calculul sudurilor cap la cap

221 δδδδ === ),min(a

aball s 22 −=−=

)2( aba

Fs

−=σ

sst

bc

s

bc

s

sls k

vvc

σ

σ

σ

σ

σ

σ

ρ

σ === 21

352)2-(

÷=≥ .cFk

abaas

st

bc

ρ

σ

a

M

a

M

a

F iis 2

2

2

1

2a)-(b

6

2a)-(b

6

2a)-(b++=σ

Calculul sudurilor de colţ

1. Calculul sudurilor de colţ frontale

) ,min( 21 δδδ =

δδ 702

2.a ≅=

22

2 FTN ==

λσ += 14

2

al

Fse

352)(12

4÷≥

+⋅

⋅== .

kF

al

kc

st

bc

sest

bcs

λ

σ

σ

σ

ρρ

tbbc c

bF1

δσ=

2. Calculul sudurilor de colţ laterale simetrice

) ,min( 21 δδδ =

δδ 702

2.a ≅=

all s 2−=

al

Fs

2=τ

..F

vvalc stcb

s 3522 21 ÷≥=

στ

tb

cb

cbF

σδ2=

3. Calculul sudurilor de colţ laterale asimetrice

)4-()2-()2-( 2

2

1

1

ala

F

ala

F

ala

F

ss

==

sa

cst

ss c

vv

ala

F

ala

F

ala

F σ21

2

2

1

1

)4-()2-()2-(===

avav

cFl

cst

sas 2

21

1

1 +=σ

avav

cFl

cst

sas 2

21

2

2 +=σ

)2(2121

1

1 avav

cF.l

cst

sas +=

σ

)2(2121

2

1 avav

cF.l

cst

sas +=

σ

4.3.11. Sudura prin puncte

t

dF

F

z

FF =1

s

cstas

ss c

vv

zd

F

d

F

A

F στ

ππτ 21

22

11 44=≤===

cst

s

vv

c

d

Fz

σπ 21

2

4≥

4.3.12. Aplicaţii practice de utilizare a sudurii în construcţii mecanice

1. Construcţia de recipienţi

σ1

σ2

suduri transversale

suduri longitudinale

δ

σ1 σ1

D

δσ

21

pD=

1

21

σ

σσ

csts

vvc =

cstvv

pD

σδ

212

3)(2.5 ÷=

sto vv

.

21

352 ÷=

δ

δ

2. Construcţia roţilor dinţate mari

d

D

1

2

3

d

MT t

i

2=

D

MT t

e

2=

dll s π==

ad

M ts 2π

τ =

35221 ÷≥= .

vvc

s

csts τ

στ

4.4. ASAMBLĂRI PRIN LIPIRE

1. Lipituri moi, realizate cu aliaje Pb-Sn, cu temperatură de topire scăzută, fluiditate bună, dar care asigură o rezistenţă mecanică scăzută, în domeniul 50-60 MPa.

2. Lipituri tari, realizate folosind ca material de adaos alame, a căror temperatură de topire este de circa 800 grade Celsius, au limite de rezistenţă de circa 10 ori mai mari decât lipiturile moi dar sunt mai dificil de realizat.

3. Lipituri cu adezivi care asigură rezistenţe mecanice într-un domeniu foarte larg de valori, între 5-70 MPa.

Calculul lipiturilor plane

sl bl

F

A

F==τ

m

maxkτ

τ=

l

c

smmax cbl

kFk

τττ <==

tb

tbctba c

bbFσ

δδσ ==

l

lc

tb

tbc

s c

.

cbl

bk σσδ 80=

Calculul lipiturilor pe suprafeţe cilindrice

d

MT t2

=

2

2

222 4

at

a Fd

MFTR +=+=

l

c

l cdl

R

A

R τ

πτ ≤==

5. CUPLAJE5.1. Consideraţii generale

Cuplajele sunt organe de maşini care asigură legătura directă între doi arbori ai unui lanţ cinematic, a căror axe pot fi materializate de aceeaşi dreaptă, se intersectează sau nu, permiţând transmiterea mişcării şi momentului de torsiune. Cuplajele se mai pot utiliza şi pentru a realiza legătura temporară între un arbore şi o piesă susţinută de acesta.

5.2. Clasificare

Permanente

Fixe (rigide);• Cu bucşă• Cu manşon

• Cu flanşe• Cu dinţi frontali (Hirth)• Cu role de

blocare(Stieber)Mobile

• Cu elemente intermediare rigide• Axiale• Radiale• Unghiulare• Combinate.

Cu elemente intermediare elastice• Metalice• Nemetalice.

•Intermitente (ambreiaje)•Comandate

•Mecanic•Hidraulic

•Electromagnetic.•Automate

•De sens•De viteză

•De sarcină (limitatoare)

5.3. Cuplaje permanente5.3.1. Cuplaje permanente rigide (fixe)

Mt.M î ⋅≅ 10

Mt.Mtc ⋅= 21

Cuplajul cu flanşe

Transmiterea momentului de torsiune prin frecare

atc FD

M2

1µ=

1

1

2

D

M

z

FF tca

µ==

at

tc

zD

Md

σµπ

β

1

1

8≥

Cuplajul cu flanşe

Transmiterea momentului de torsiune prin forfecare

aftc

f dzD

Mτ

πτ ≤=

2

1

8

5.3.2. Cuplaje permanente elastice

1. Cuplaj elastic cu flanşe bolţuri şi bucşe

σa strivire = 2 – 3 MPa

Cuplaj elastic cu disc intermediar din cauciuc cu găuri circulare şi ştifturi

Cuplaj elastic cu disc intermediar în formă de stea din cauciuc

Cuplaj elastic cu element intermediar de cauciuc solicitat la răsucire

Cuplaj cu lamele elastice

Cuplajul în repaus;Cuplajul în funcţionare normală; Cuplajul a atins limita momentului de torsiune pe care îl poate transmite.

Cuplajul cu disc intermediar (Oldham)

D.lc 30=

Cuplajul cardanic

α

arbore 1

arbore 2

furcă

=

=

minmaxt

maxmint

PM

PM

2

2

2

2

ω

ω

α13

α23

arbore 1

arbore 2

arbore extensibil 3

furcă

furcă

1

2

x

yF1

F1 F2

F2

Fa2

Fa 2

R 2

R 2

α

D

αcosD

M

D

MF tmaxt

max12

2 ==

αsinFFa 12 =

5.4. Ambreiaje1. Cuplaje cu dinţi frontali

α=30 − 45ο ο

α=30 − 45ο ο

2 − 8ο ο

)-(2

)-( t ϕαϕα tanD

MtanFF

mta ==

1QFQ a +=

2. Cuplaje intermitente dinţate

Ambreiaje cu fricţiune

Clasificare:După forma suprafeţelor active:

1. Cu suprafeţe plane (inelare);2. Cu suprafeţe conice;3. Cu suprafeţe cilindrice.

După natura contactului activ:• Cu contact uscat;• Cu contact lubrifiat.

După modul de generare a forţei de apăsare:1. Mecanic;2. Electromagnetic.

dtMLct

tf ∫ −=0

21 )( ωω

Ambreiaj monodisc cu suprafaţă de contact plană

Ambreiaj multidisc cu suprafeţe de contact plane

Cuplaje intermitente automate1. Ambreiaje automate de sens unic

Principiul funcţional se bazează pe blocarea unui element, 1, de tip bilă sau rolă, într-un locaş de formă specială executat în semicuplajul interior, 2, şi cel exterior, 3. Rotirea semicuplajului interior, în sensul specificat pe desen, determină, datorită frecării, deplasarea corpului de rulare în interstiţiul dintre cele două semicuplaje, în care se împănează datorită unghiului mic dintre acestea, solidarizând astfel cele două elemente şi transmiţând astfel mişcarea.

Cuplajele limitatoare

Cuplajele limitatoare de cuplu

cuplaje limitatoare de turaţie

1. prin frecare, 2. cu bile apăsate cu arc3. cu elemente de forfecare

cuplaje centrifugale