Carlig de Remorcare Proiect OM I-2013 [PDF]

Zitiervorschau

`

UNIVERSITATEA TRANSILVANIA DIN BRAŞOV

Departamentul Autovehicule și Transporturi Disciplina Organe de Maşini

PROIECT DE AN LA DISCIPLINA Organe de Maşini I

Autor: Student Şorin Ştefan ŞCHIOPU Programul de studii: Autovehicule Rutiere Grupa 1111

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

2013

`

CUPRINS Introducere ................................................................................................................................ 6 A. MEMORIUL JUSTIFICATIV ............................................................................................. 7 1. Tematica şi schema structural-constructivă .......................................................................... 9 1.1. Tematica şi specificaţii de proiectare .......................................................................... 9 1.2. Schema structural-constructivă ................................................................................. 10 2. Proiectarea elementelor şi legăturilor ................................................................................... 13 2.1. Proiectarea elementului 1 (cârligul de remorcare) .................................................... 13 2.2. Proiectarea elementului 4 (tirantul superior) ............................................................. 15 2.3. Proiectarea legăturii 1-4 (asamblare filetată) ............................................................ 18 2.4. Proiectarea elementelor 5 şi 6 (coloana superioară şi corp coloană superioară) ....... 21 2.5. Proiectarea legăturii 4-5 (îmbinare sudată) ............................................................... 25 2.6. Proiectarea legăturilor 5-6 ......................................................................................... 28 2.6.1 Proiectarea legăturii 5-6, asamblare ţeavă-ţeavă pătrată .................................. 28 2.6.2 Proiectarea legăturii 5-6, asamblare prin bolţ .................................................. 33 2.7. Proiectarea elementelor 7 şi 8 (tirant inferior şi corp tirant inferior) ........................ 35 2.8. Proiectarea legăturii 6-7 (îmbinare sudată) ............................................................... 39 2.9. Proiectarea legăturilor 7-8 2.9.1 Proiectarea legăturii 7-8, ţeavă-ţeavă pătrată .................................................. 42 2.9.2 Proiectarea legăturii 7-8, asamblare prin bolţ .................................................. 46 2.10. Proiectarea elementelor 11 şi 12/12’ (bara centrală şi coloana stânga/dreapta) ....... 49 2.11. Proiectarea legăturilor 8-9 şi 10-11 (îmbinări sudate) .............................................. 52 2.12. Proiectarea legăturii 9-10 (asamblare prin şuruburi)................................................. 56 2.13. Proiectarea legăturilor 11-12/12’ .............................................................................. 59 2.13.1 Proiectarea legăturii 11-12/12’, ţeavă-ţeavă pătrată ....................................... 59 2.13.2 Proiectarea legăturii 11-12/12’, asamblare prin bolţ ....................................... 63 2.14. Proiectarea elementului 13/13’ (tirant stânga/dreapta) ............................................. 67 2.15. Proiectarea legăturii 12-13/12’-13’ (îmbinare sudată) .............................................. 70 2.16. Proiectarea elementului 3/3’ (suport stânga/dreapta) ................................................ 73 2.17. Proiectarea legăturii 13-3/13’-3’ (asamblare prin şuruburi) ..................................... 76 Bibliogarafie ............................................................................................................................ 81 B. ANEXE ............................................................................................................................... 82 Desen de ansamblu (vedere, secțiune principală și secţiuni parţiale) Desen de execuţie cârlig de remorcare Desen 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. Carligul auto le este un sistem inovativ, prin care bila se retrage in spatele barei spate, dar ramane acesibila oricand, astfel incat este mereu gata de folosinta. Carligul retractabil este simplu si compact, iar montajul este la fel de simplu ca si la celelalte carlige.Carligul auto demontabil este un dispozitiv, ce are in componenta un sistem de blocare nou, ce ofera o mai mare siguranta si ofera o deosebita usurinta de manevrare. În ultimul timp se poate observa că, cârligele de remorcare demontabile sunt tot mai populare.Dupădemontarea sferei de remorcare în funcţie de sistem acestea devin parţial sau total invizibile. Manevrarea acestora este comodă, simplă şi datorită execuţiei nu infl uenţează unitatea autovehiculului. Un carlig de remorcare, aprobat conform R55, îndeplineş-te următoarele criterii: 1. în conformitate cu punctele de fi xare ale producătorului; 2. în conformitate cu dimensiunile: înălţimea bilei de tracţiune/distanţa cârlig-bară de protecţie; 3. test dinamic (2 milioane de cicluri); 4. numărul de aprobare trebuie să fi e gravat în plăcuţa de identifi care.

Specifi caţii de pe plăcuţa de identifi care în concordanţă cu directiva R55: 1. tip cârlig cu diametrul bilei; 2. număr de certifi care = numărul dat de către autoritatea de certifi care după testul dinamic de 2 milioane de cicluri pe bancul de probă; 3. număr de certifi care dat de către ţara membră UE; 4. număr tip = nr. de referinţă trimis spre certificare; 5. nr. de referinţă = nr. de referinţă comercială 6. serie = săptămâna fabricării cârligului; 7. Valoarea D = (TLW x MTW) / (TLW + MTW) x 9,81 în N TLW = masă maximă (vehicul) TRW = masă maximă de rulare (vehicul + trailer) MTW = masă maximă de tractare (MTW = TRW - TLW); 8. încărcarea maximă verticală S = masa maximă staticăpe cârlig autorizat de către producătorul maşinii. Autorul,

`

MEMORIUL TEHNIC

`

1. TEMATICA ŞI SCHEMA STRUCTURALCONSTRUCTIVĂ 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, 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.

Fig. 1.1 – Vedere generală a unui dispozitiv de remorcare integrat 9

` În tabelul 1.1 se prezintă valorile parametrilor fizici şi geometrici impuse pentru o situaţie practică cerută. Tab. 1.1 Valorile parametrilor fizici şi geometrici Forţele exterioare [N] Coordonatele punctelor impuse [mm] FX FY FZ X1 X2 X3 Y1 Z1 3400 350 400 50 -100 -300 450 250

1.2

Z2 250

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 structuralconstructivă 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 structurală nu se evidenţiază elementele de

Fig. 1.2 – Parametrii fizici şi geometrici impuşi 10

`

a

b

c Fig. 1.3 – Structura constructivă a dispozitivului de remorcare: a – integrată; b – explodată; – schema asamblare (bolţuri, şuruburi, şaibe) care sec vor definibloc 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

`

Nr. crt. 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13

Tab. 1.2 Subansamblele şi elementele dispozitivului de remorcare Codul Codul Tratare în Tipul Denumirea subans. elem. subcap. 1 Coloană Cârlig de remorcare 2.1 A1 4 Tirant Tirant superior 2.2 S1 5 Coloană Coloană de remorcare 2.4 6 Corp Corp coloană 2.4 S2 7 Tirant Tirant inferior 2.7 8 Corp Corp tirant inferior 2.7 S3 9 Flanşă Flanşă faţă 2.12 10 Flanşă Flanşă spate 2.12 S4 11 Bară Bară centrală 2.10 12 (12’) Coloană Coloană stânga/dreapta 2.10 S5 13(13’) Tirant Tirant stânga/dreapta 2.14 2 (2’) Suport Suport stânga/dreapta 2.16 A1 3 (3’) Bară Tirant de rigidizare stânga/dreapta 2.16 A1 Tab. 1.3 Legăturile elementelor dispozitivului de remorcare

Nr. crt. 1 2 3 4

I 1-4 (1-S1) 4-5 5-6 (S1-S2)

Demontabilă Demontabilă Nedemontabilă Demontabilă

Asamblare sferică Asamblare filetată Îmbinare sudată Asamblare ţeavă-ţeavă pătrate Asamblare cu bolţ

Tratare în subcap. 2.1 2.3 2.5 2.6.1 2.6.2

5 6

6-7 7-8 (S2-S3)

Nedemontabilă Demontabilă

Îmbinare sudată Asamblare ţeavă-ţeavă pătrate Asamblare cu bolţ

2.8 2.9.1 2.9.2

7 8 9 10

8-9 9-10 (S3-S4) 10-11 11-12 (S3-S4)

Nedemontabilă Demontabilă Nedemontabilă Demontabilă

Îmbinare sudată Asamblare cu şuruburi Îmbinare sudată Asamblare ţeavă-ţeavă pătrate Asamblare cu bolţ

2.11 2.12 2.11 2.13.1 2.13.2

11 12 13 14 15

12-13 13-2 13-3 2-3 E

Nedemontabilă Demontabilă Demontabilă Demontabilă Demontabilă

Îmbinare sudată Asamblare cu şuruburi Asamblare cu şurub Asamblare cu şurub Asamblare cu şuruburi

Codul

Tipul

Denumirea

12

2.15 2.17 2.17 2.17 2.17

2. PROIECTAREA ELEMENTELOR ŞI LEGĂTURILOR 2.1

PROIECTAREA ELEMENTULUI 1 (CÂRLIGUL DE REMORCARE

I.

Date de proiectare

Să se proiecteze cârligul de remorcare, poziţia 1 din fig. 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 având următoarele specificaţii impuse: a. Forţele exterioare: FX = 3400N, FY = 350, FZ = 400 N; se calculează forţa transversală, 3418N b. Tipul sarcinii: statică c. Condiţii de funcţionare: temperatura, T = - 30oC…40 oC; mediu de lucru exterior cu umezelă avansată d. Condiţii constructive: interschimbabilitate cu sistemele de cuplare existente (fig. 1.1.1,a) e. Condiţii de ecologie: utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor, protecţia vieţii.

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).

a b Fig.2.1.1 Schema funcţional-constructivă a elementelor de tip cârlig de remorcare cu sferă drept: a – ansamblu cârlig-cuplă; b – schema constructivă

`

Fig. 2.1.2 Parametrii geometrici funcţionali şi constructivi

III.

Fig. 2.1.3

Modelul de calcul

Adoptarea formelor constructive

Se impune ca unghiul determinat de intersecţia sferei cu tija cârligului să fie aprox.

15o….25o, pentru asigurarea celor trei mişcări relative de rotaţie la unghiuri de rotire de 300, diametrul sferei Ds= 58,7375 mm în vederea asigurării interschimbabilităţii cuplelor 0 sferice de remorcare precum şi modularizării constructive şi diametrul tijei D = sin20 Ds = sin200 * 58,7375=20.8 Se adoptă D = 21 mm,iar l3 0,5 D 10,5 mm.( fig. 2.1.2 ) Dimensiunile d, d1, d2 rezultă în urma proiectării asamblării cu şurub dintre elementul 1 şi 4, iar dimensiunea h, precum şi l1 şi l2 dependente de aceasta, rezultă în urma proiectării elementului 4 .

IV.

Schema de calcul, dimensionare şi verificare

Pentru dimensionare se adoptă modelul din fig. 2.1.3 cu următoarele 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. Din condiţia de rezistenţă la tracţiune şi încovoiere în secţiunea critică A-B se determina

lungimea l cu relaţia:

( l = l+10 = 38 mm ; l2= h+hs+ hp +2p = 43 mm.

14

at =100

MPa)

`

V.

Proiectarea formei tehnologice

Ţinând cont de parametrii geometrici definiţi în fig. 2.1.2 şi de rezultatele obţinut proiectarea asamblării cu filet 1-4 ,a elementului 1 şi elementului 4, se adoptă: Rs= 29,36875 mm, l2=43 mm, d=18 mm, D=21 mm, l3 =10,5 mm, l=38 mm, h=20 mm şi d2 =30 mm. Prelucrarea cârligului de remorcare cu sferă drept se poate face prin strunjire avand 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 cu găuri de centrare A2,5. Deoarece elementul funcţionează în mediu corosiv (cu umezeală) şi pentru a se asigura calitatea suprafeţei sferice pe toată perioada de funcţionare se va realiza protecţia prin cromare.

VI.

Verificarea modelului cu pachetul performant MDESIGN

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

2.2

PROIECTAREA ELEMENTULUI 4 (TIRANTUL SUPERIOR) I.

Date de proiectare

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 = 3400 N, FY = 350, FZ = 400 N, acţionează la distanţa L1 = 48,5 mm; se calculează momentele în centrul găurii de trecere: MX4 = FY L1 = 16975Nmm, MY4 = FX L1 = 164900 Nmm; b. tipul sarcinii: statică; c. restricţii dimensionale: D1 = 21 mm; b > d2 = 30 mm; L2 = 50 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.

15

`

a b Fig. 2.2.1 – Schema de încărcare: a – exterioară la nivelul dispozitivului; b – exterioară, redusă la nivelul elementului 4

Fig. 2.2.2 – Parametri geometrici III.

Fig. 2.2.3 – Modelul de calcul

Adoptarea formelor constructive

În 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;

16

` 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],

-

= 15,82 mm, în care, s-a considerat, Mî max = 184900 Nmm şi σaî = 70 MPa. Ca urmare, ţinând cont că b = 4h = 63,29 mm se adoptă (conform DIN 10058) semifabricat de tip platbandă (oţel lat) cu b = 70 mm şi h = 20 mm. V.

Proiectarea formei tehnologice

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 = 35 mm, D1 = 21 mm, = 80 mm Prelucrarea elementului 4 presupune frezarea porţiuni de cap şi găurirea; calitatea suprafeţelor prelucrate Ra = 12,5 µm. VI.

Verificarea modelului cu pachetul performant MDESIGN

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 2,42 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 41,49 MPa şi este mai mică decât tensiunea admisibilă care are valoarea 65 MPa.

a

b

17

`

c d Fig. 2.2.4 – Distribuţii ale tensiunilor secţionale din încastrare: a – de forfecare generate de forţa FZ; b – normale generate de FX; c – normale generate de momentul MY; d – normale generate de momentul MZ

Fig. 2.2.5 – Valorile tensiunilor normale secţionale din încastrare

2.3

I.

PROIECTAREA LEGĂTURII 1-4 (ASAMBLARE FILETATĂ)

Date de proiectare

Să se proiecteze asamblarea cu şurub montat cu joc dintre cârligul de remorcare cu sferă drept, poziţia 1 din fig 2.31 cu funcţia principală de transmitere prin frecare a forţelor FX, FY şi FZ la suportul poziţia 4 cu luarea în considerare a următoarelor specificaţii impuse: a. Forţele exterioare: FX = 3400 N, FY = 350, FZ = 400 N; se calculează forţa transversală, Ft= =3418 N b. Tipul sarcinii: static c. Numărul de suprafeţe de frecare, i=1 d. 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= 0,25 18

` g. h. i.

Condiţii de funcţionare: temperatura, T = - 30oC…40 oC Condiţii constructive: interschimbabilitatea Condiţii ecologice: utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor, protecţia vieţii. II.

Alegerea materialului, tratamentelor termice şi tehnologiei

Porţiunea de şurub este corp comun cu corpul cârligului de remorcare cu sferă drept definit în aplicaţia 2.1 şi, deci, materialul este, oţel de calitate, C45, conform SR EN 10025-2 (STAS 500/2)

Fig. 2.3.1 – Schema funcţional-constructivă;

Fig. 2.3.2 Parametrii geometrici ai asamblării;

Fig. 2.3.3 Modelul de calcul a asamblarii. 19

` III.

Adoptarea formelor constructive

Din condiţii tehnice asamblarea se va realiza cu joc şi menţinerea acestuia pe durata funcţionării, iar pentru asigurarea strângerii se utilizează o şaibă plată cu diametrul exterior mai mare ca diametrul gulerului, d2. Din condiţii de interschimbabilitae şi standardizare se adoptă, diametrul nominal al filetului, filet metric si diametrul găurii de trecere , D1, se adoptă din standarde. 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 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; 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. Din condiţia de rezistenţă la tracţiune a tijei filetate,se determină diametrul interior al filetului:

(

at =100

MPa)

-unde Faş-t şi Faş sunt calculate cu formulele: -forţa axială totală din şurub: 18174 N Se adoptă (conform STAS 510-74) , parametrii filetului: d1 = 15,924 mm, d2 = 16,376, d =18 mm (M18), p = 2,5 mm i gaura de trecere (conform STAS 8121/3-74), D1 = 20 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:

( as = 60 MPa)

Se adopta (conform STAS 5200/3), corelat cu dimensiunile filetului M18 d2 = 30 mm, diametrul exterior al şaibei şi grosimea h=3 mm. V.

Proiectarea formei tehnologice

Ţinând cont cã cotele privind lungimile, grosimea piuliţei m = 14 mm, şaiba plată, şaiba Grower şi elementului 4 s-au determinat se adoptă raza de racordare R=0,5 pentru a se 20

` facilita obţinerea perpendicularităţii suprafeţei frontale pe axa piesei se va prelucra filetul prin aşchiere calitatea suprafeţei fiind Rz = 6,3 . VI.

Verificarea modelului cu pachetul performant MDESIGN

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

2.4

I.

PROIECTAREA ELEMENTELOR 5 ŞI 6 (COLOANA SUPERIOARĂ ŞI CORP COLOANĂ SUPERIOARĂ)

Date de proiectare

Să 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 cu luarea în considerare a următoarelor specificaţii impuse: a. Forţele exterioare: FX = 3400 N, FY = 350N, FZ = 400 N acţioneză la distanţele L1 = 48,5 mm; L2 = 50 mm; L3 = 250 mm; se calculează momentele de încovoiere în centrul profilului pătrat (îmbinarea sudată): MX5 = FY L1 = 16975 Nmm, MY5 = FX L1 + FZ L2 = 184900 Nmm, MZ5 = FY L2 = 17500 Nmm. b. Tipul sarcinii: statică c. 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 < 60 mm; d. Condiţii de funcţionare: temperatura, T = - 30oC…40 oC; mediu de lucru exterior cu umezelă avansată; e. Condiţii constructive: interschimbabilitatea, modularizarea f. 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).

21

`

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

Fig. 2.4.2 Parametri geometrici funcţionali şi constructive

22

`

Fig. 2.4.3 Schema de calcul şi diagramele de eforturi III.

Adoptarea formelor constructive

Din considerente de greutate redusă se adoptă semifabricat din ţevă pătrată de dimensiuni h5 şi t5 ,cu lungimea IV.

= L3 – h = 230 mm.

Schema de calcul, dimensionare şi verificare Pentru dimensionare se adoptă modelul din fig. 2.4.3 cu următoarele ipoteze de calcul:

-

-

-

-

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.

Dimensionarea ţevilor pătrate standard se face din condiţia de rezistenţă la încovoiere în secţiunea critic cu formula:

în care, s-a considerat, Mî max = MY5 + FX

= 966900 Nmm şi t/h = 0,1. 23

` Se adoptã (conform DIN… ) semifabricat ţeavă pătrată cu dimensiunile h5 = 60 mm

şi t5 = 6 mm. V.

Proiectarea formei tehnologice

Ţinând cont de parametrii geometrici definiţi în fig. 2.4.2 şi de rezultatele obţinute in urma proiectarii elementelor 5 şi 6 se adopta =230 mm, h5 = 60 mm şi t5 = 6 mm. 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. Rugozitatea de prelucrare Ra = 6,3 µm.

VI.

Verificarea modelului cu pachetul performant MDESIGN

Din analiza rezultatelor obţinute în urma analizei cu MDESIGN a structurii elementului proiectat 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. 2.4.5,a) are valoarea 0,31 MPa şi se neglijează pentru calculul tensiunii echivalente. Tensiunea maximă normală generată de forţa FX şi momentele MY ş MZ în punctul P1 (fig. 2.4.5,b,c,d;) are valoarea 42,58 MPa şi este mai mică decât tensiunea admisibilă care are valoarea 65 MPa.

a

b

c d Fig. 2.4.5 – Distribuţii ale tensiunilor secţionale din încastrare: a – de forfecare generate de forţa FZ; b – normale generate de FX; c – normale generate de momentul MY; d – normale generate de momentul MZ

24

`

Fig. 2.4.5 – Valorile tensiunilor normale secţionale din încastrare

2.5

I.

PROIECTAREA LEGĂTURII 4-5 (ÎMBINARE SUDATĂ)

Date de proiectare

Să se proiecteze îmbinarea sudată a tirantului, 4, cu coloana 5 din fig. 2.5.1 cu funcţia principală de transmitere a sarcinilor: FX, FY, FZ, MX5, MY5, MZ5 cu luarea în considerare a următoarelor specificaţii impuse: a. Forţele exterioare: FX = 3400 N, FY = 350, FZ = 400 N acţioneză la distanţele L1 = 48,5 mm; L2 = 50 mm; se calculează momentele în centrul profilului cordonului de sudură (pătrat): MX5 = FY L1 = 16975 Nmm, MY5 = FX L1 = 184900 Nmm, MZ5 = FY L2 = 17500 Nmm, b. Tipul sarcinii: static c. Date despre asamblare (opţional); tirantul este executat din platbandă b = 60 mm şi h = 15 mm; coloana 5 din ţeava pătrată cu dimensiunea h = 40 mm şi grosimea t = 4 mm; d. Tipul îmbinării, sudură de col 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. II.

Alegerea materialului, tratamentelor termice şi tehnologiei

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) 25

`

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

Fig. 2.5.2 Parametri geometrici ai îmbinării

III.

Adoptarea formelor constructive

Se impune asigurarea perpendicularităţii celor două elemente şi grosimea cordonului de sudură a este ma mică decât grosimea peretelui ţevii. IV.

Schema de calcul, dimensionare şi verificare

Pentru dimensionare se adoptă modelul din fig. 2.5.3 cu următoarele ipoteze de calcul: 26

` 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 încovoiere. Dimensionarea la sudură se face din condiţia de rezistenţă la forfecare a sudurii cu relaţia: -

în care, s-a considerat: 02 = 235 MPa, τafs = 0,65 at = 50 MPa. Se adoptã din considerente tehnologice, grosimea cordonului de sudurã a= 2 mm. V.

Proiectarea formei tehnologice

Sudura se va realza după contur închis ţinând cont de parametrii geometrici definiţi în fig. 2.5.2 şi rezultatul obţnut , iar după sudare se va aplica tratament termic de recoacere de detensionare. VI.

Verificarea modelului cu pachetul performant MDESIGN

Din analiza rezultatelor obţinute în urma analizei cu MDESIGN a structurii elementului proiectat (anexa 2.1) se observă că în secţiunea din încastrare tensiunea din încastrare rezultantã este de 17,148 MPa şi este mai mică decât tensiunea admisibilă care are valoarea 160 MPa.

a

b

27

`

c d Fig. 2.5.4 – Distribuţii ale tensiunilor secţionale din încastrare: a – de forfecare generate de forţa FZ; b – normale generate de FX; c – normale generate de momentul MY; d – normale generate de momentul MZ

Fig. 2.5.5 – Valorile tensiunilor normale secţionale din încastrare

28

`

2.6

PROIECTAREA LEGĂTURILOR 5-6

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

Date de proiectare

Să se proiecteze legătura (asamblarea) a două ţevi pătrate concentrice, poziţiile 5 şi 6 din fig. 2.6.1.1 cu funcţia principală de transmitere prin formă a sarcinilor: FX, FY, FZ, MX6, MY6, MZ6 cu luarea în considerare a următoarelor specificaţii impuse: a. Forţele exterioare: FX = 3400 N, FY = 350, FZ = 400 N acţioneză la distanţele L1 = 48.5 mm; L2 = 50 mm; L3 = 250 mm; se calculează momentele în centrul asamblării cu bolţ: MX6 = FY (L1 + L3) = 104475 Nmm, MY6 = FX (L1 + L3) + FZ L2 = 1037400 Nmm, MZ6 = FY L2 = 17500 Nmm b. Tipul sarcinii: static c. Date despre asamblare: ţeava pătrată interioară are dimensiunea h5 = 60 mm şi grosimea t = 6 mm ; d. Tipul legăturii (asamblării), cu contact conform e. Condiţii de funcţionare: temperatura, T = - 30oC…40 oC; mediu de lucru exterior cu umezelă avansată; f. Condiţii constructive: interschimbabilitatea şi modularizarea; g. Condiţii ecologice: utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor, protecţia vieţii. II. Alegerea materialului, tratamentelor termice şi tehnologiei 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)

a b Fig. 2.6.1.1 Schema funcţional-constructivă a asamblării (legăturii) ţeavă-teavă pătrată: a – integrare în ansamblu; b – schema de încărcare 29

`

Fig.2.6.1.2 Parametrii geometrici ai asamblării

a

b

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 III.

Adoptarea formelor constructive

Din condiţii tehnice se impune realizarea contactului conform (pe suprafaţe mari) dintre ţevile 5 şi 6 care se realizează prin montajul cu joc al acestora, având ţeava pătrată interioară de dimensiuni h5 = 60 mm, t5 = 6 mm. Pentru asigurarea contactului conform dintre ţevile pătrate interioară şi exterioară se adoptă ţeavã neconforma cu stasul cu dimensiunile exterioare , h6 = 72 mm şi grosimea t6 = 6 mm.( h6 = h5 +2 t6 ) IV.

Schema de calcul, dimensionare şi verificare 30

` Pentru dimensionare se adoptă modelul din fig. 2.6.1.3 cu următoarele ipoteze de calcul: 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. Din condiţia de rezistenţă la strivire a asamblării ţevilor se calculeaza lungimea L din relaţiile:

în care, s-a considerat H = h5 =60 mm şi σas = 60 MPa. 216000 -256500L-746928000=0 216000 -73500L-75222000=0 şi au soluţiile pozitive maxime mm.

V.

= 59,4 mm şi respectiv

= 18,83 mm se adoptă L = 60

Proiectarea formei tehnologice

Ţinând cont de parametrii geometrici definiţi în fig. 2.6.1.2 şi de rezultatele obţinute se adoptă l6 =L = 60 mm.Diametrul alezajului , D5 = 10 mm se determină ca urmare a calculului asamblării cu bolţ din subcap 2.6.2, gaura de bolţ se aplică la partea inferioară la distanţa 1,5D5,ajustajul gaură-bolţ H12/h10 avand rugozitatea suprafeţelor frontale Ra = 6,3 µm; rugozitatea alezajului Ra = 3,2 µm. VI.

Verificarea modelului cu pachetul performant MDESIGN

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 P5şi P1 (fig. 2.6.1.4,a) are valoarea 0,31 MPa şi se neglijează pentru calculul tensiunii echivalente. Tensiunea maximă normală generată de forţa FX şi momentele MY ş MZ în punctul P1 (fig. 2.6.1.4,b,c,d; 2.2.4) are valoarea 42,59 MPa şi este mai mică decât tensiunea admisibilă care are valoarea 65 MPa.

31

`

a

b

c d Fig. 2.6.1.4 – Distribuţii ale tensiunilor secţionale din încastrare: a – de forfecare generate de forţa FZ; b – normale generate de FX; c – normale generate de momentul MY; d – normale generate de momentul MZ

Fig. 2.6.1.5 Valorile tensiunilor normale secţionale din incastrare.

32

`

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

Date de proiectare

Să se proiecteze asamblarea) cu bolţ cilindric a două ţevi pătrate concentrice, poziţiile 5 şi 6 din fig..2.6.2.1 cu funcţia principală de transmitere prin formă a forţei FZ cu luarea în considerare a următoarelor specificaţii impuse: a. Forţa exterioare: FZ = 400 N; b. Tipul sarcinii: static; c. Date despre asamblare: ţeava pătrată interioară are dimensiunea h5 = 60 mm şi grosimea t5 = 6 mm (subcap 2.4.); ţeava pătrată exterioară are dimensiunea h6 = 72 mm şi grosimea t5 = 6 mm (subcap.2.6.1;) 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 modularizarea; g. Condiţii ecologice: utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor, protecţia vieţii. II.

Alegerea materialului, tratamentelor termice şi tehnologiei

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).

a b 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

33

`

Fig. 2.6.2.2 Parametri geometrici ai asamblării III.

Fig. 2.6.2.3 Schema de calcul

Adoptarea formelor constructive

În vederea creşterii eficienţei se va realiza asamblare transversală prin ambii pereţi a ţevilor, iar bolţul se poziţionează la partea inferioară a ansamblului ţeavă-ţeavă 5-6 (fig.2.6.2.2) IV.

Schema de calcul, dimensionare şi verificare

Pentru dimensionare se adoptă modelul din fig. 2.6.2.3 cu următoarele ipoteze de calcul: - 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. Din condiţia de rezistenţă la strivire a asamblării cu bolţ se obţine diametrul bolţului D5 cu relaţia: = max (1.38; 1.12), în care, s-a considerat σas = 60 MPa. Se adoptă din considerente tehnologice, D5 = 10 mm.

V.

Proiectarea formei tehnologice

Ţinând cont de parametrii geometrici definiţi în fig. 2.6.2.2 şi de rezultatele obţinute la proiectarea asamblării cu bolţ se adoptã diametrul bolţului D5 =10 mm, b5 =25 mm, b6 =15 mm,alegand un bolţ din modele din fig 2.6.2.4.

34

`

Fig.2.6.2.4 Bolţuri şi posibilităţi de asigurare: a – cap la 45o şi gaură de şplint; b – cap la 45o şi canal de şplint; c – cap cilindric şi gaură de şplint; d – cap la 45o şi asigurare nedetaşabilă VI.

Verificarea modelului cu pachetul performant MDESIGN

Din analiza rezultatelor obţinute în urma analizei cu MDESIGN a structurii elementului proiectat (anexa 2.6.2.5) se observă cã tensiunea maximă normală este de 5,33 N/mm².

Fig.2.6.2.5 Valorile tensiuni din încastrare

2.7

I.

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

Date de proiectare

Să se proiecteze subansamblul tirant inferior şi corp tirant inferior, poziţiile 7 şi 8 din fig. 2.7.1 cu funcţia principală de transmitere a sarcinilor FX, FY şi FZ de la cârligul de remorcare drept cu sferă, poziţia 1, la flanşa 9 cu luarea în considerare a următoarelor specificaţii impuse: 35

` a. Forţele exterioare: FX = 3400 N, FY = 350, FZ = 400 N acţioneză la distanţele L1 = 48,5mm; L2 = 50 mm; L3 = 250 mm; h6 = 72 mm (determinat la calculul elementului 5, subcap.2.6.1); se calculează momentele în centrul găurii de trecere: MX7 = FY (L1+L3) = 104475 Nmm, MZ7 = FY (L2 +h6/2) = 30100Nmm, MY7 = FX (L1 +L3) + FZ (L2 +h6/2) = 1049300 Nmm; b. Tipul sarcinii: static; c. Restricţii dimensionale: L4 = -150 mm; ţeava pătrată 7 se va suda în T pe corpul 6 şi se impune ca latura pătratului, h7 < h6 = 72 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 şi tehnologiei

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

36

`

Fig. 2.7.2 Parametri geometrici, funcţionali şi constructive; III.

Fig. 2.7.3 Modelul de calcul

Adoptarea formelor constructive

În vederea creşterii eficienţei economice se adopta semifabricate de tip ţevă pătrată standard cu laturile pătratelor h7 şi h8 şi grocimile pereţilor t7 şi, respectiv, t8; se adoptă, x = 45 mm, conform unei evaluări aproximative a grosimilor elementelor 9, 10 şi 11 iar lungimea = L4 – h5/2 –x = 75 mm şi lungimea = /2 = 37,5 mm(fig 2.7.2).

IV.

Schema de calcul, dimensionare şi verificare

Pentru dimensionare se adoptă modelul din fig. 2.7.3 cu următoarele 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. Dimensionarea ţevilor pătrate standard se face din condiţile de rezistenţă la încovoiere în secţiunile critice S1 şi S2 cu formula: = 55,26 mm, în care, s-a considerat: Mî

max S1

= MY7 + FZ

=

1064300 Nmm, t/h = 0,1şi σat = 110 MPa. Ca urmare, a calculelor se adoptă (conform DIN.....)semifabricat de tip semifabricat ţeavă pătrată cu dimensiunile h7 = 60 mm şi t7 = 6mm.Ţinând cont că ţeava 7 intră în ţeava 8 şi deci h8 = h7 + 2 t8 se adoptă semifabricat ţeavă pătrată cu dimensiunile h8 = 70 mm şi t8 = 5 mm. 37

` V.

Proiectarea formei tehnologice

Ţinând cont de parametrii geometrici definiţi în fig. 2.7.2 şi de rezultatele obţinute , se adoptă: semifabricat de tip semifabricat ţeavă pătrată cu dimensiunile h7 = 60 mm, t7 = 6 mm h8 = 70

mm şi t8 = 5 mm; calitatea suprafeţelor prelucrate Ra = 6,3 µm. VI.

Verificarea modelului cu pachetul performant MDESIGN

Din analiza rezultatelor obţinute în urma analizei cu MDESIGN a structurii elementului proiectat (anexa 2.7) se observă că în secţiunea din încastrare tensiunile tangenţiale sunt maxime. Tensiunea maximă de forfecare generată de forţa FZ în punctele P5 şi P1 (fig. 2.7.4,a) are valoarea 2,62 MPa şi se neglijează pentru calculul tensiunii echivalente. Tensiunea maximă normală generată de forţa FX şi momentele MY ş MZ în punctul P1 (fig. 2.7.4,b,c,d; 2.7.4) are valoarea 54,70 MPa şi este mai mică decât tensiunea admisibilă care are valoarea 65 MPa.

a

b

c d Fig. 2.7.4 – Distribuţii ale tensiunilor secţionale din încastrare: a – de forfecare generate de forţa FZ; b – normale generate de FX; c – normale generate de momentul MY; d – normale generate de momentul MZ

38

`

Fig. 2.7.5 – Valorile tensiunilor normale secţionale din încastrare

2.8

I.

PROIECTAREA legăturii 6-7 (îmbinare sudată)

Date de proiectare

Să se proiecteze îmbinarea sudată a tirantului inferior, 7, cu corpul coloanei superioare 6 din fig. SUD-A.1.1.2.1.1 cu funcţia principală de transmitere a sarcinilor: FX, FY, FZ, MX7, MY7, MZ7 cu luarea în considerare a următoarelor specificaţii impuse: a. Forţele exterioare: FX = 3400 N, FY = 350, FZ = 400 N acţioneză la distanţele L1 = 48,5 mm; L2 = 50 mm; L3 = 250 mm; h6 = 72 mm ; se calculează momentele în centrul găurii de trecere: MX7 = FY (L1+L3) = 104475 Nmm, MZ7 = FY (L2 +h6/2) = 30100 Nmm, MY7 = FX (L1 +L3) + FZ (L2 +h6/2) = 1049300 Nmm; b. Tipul sarcinii: static; c. Date despre asamblare; tirantul şi corpul tirantului superior sunt executate din ţeavă pătrată cu dimensiunea h6 = 72 mm, h7=60 mm şi grosimea t6 = t7 = 6 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. II.

Alegerea materialului, tratamentelor termice şi tehnologiei

Elementele 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) .

39

`

a

b

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

Fig. 2.8.2 Parametri geometrici ai îmbinări;

III.

i Fig. 2.8.3 Schema de calcul.

Adoptarea formelor constructive

Se impune asigurarea perpendicularităţii celor două elemente şi grosimea cordonului de sudură a este ma mică decât grosimea peretelui ţevi t6,7. IV.

Schema de calcul, dimensionare şi verificare

Pentru dimensionare se adoptă modelul din fig. 2.6.2.3 cu următoarele ipoteze de calcul: - 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; 40

`

- se neglijează solicitările la încovoiere şi forfecare. Dimensionarea la sudură se face din condiţia de rezistenţă la forfecare a sudurii cu relaţia: τ

= 4,47 mm, în care, s-a considerat:

τafs = 0,65 at = 80 MPa, at = 50 MPa Se adoptã din considerente tehnologice, grosimea cordonului de sudurã a= 5 mm. V.

Proiectarea formei tehnologice

Sudura se va realza după contur închis ţinând cont de parametrii geometrici definiţi în fig. 2.7.2 h6 = 72 mm, h7=60 mm, t6 = t7 = 6 mm şi rezultatul obţnut , iar după sudare se va aplica tratament termic de recoacere de detensionare. VI.

Verificarea modelului cu pachetul performant MDESIGN

Din analiza rezultatelor obţinute în urma analizei cu MDESIGN a structurii elementului proiectat se observă că în secţiunea din încastrare tensiunile tangenţiale sunt maxime. Tensiunea maximă de forfecare generată de forţa FZ în Tensiunea maximă din sudura generată de forţa Fz şi momentul MZ are valoarea 47,730 MPa şi este mai mică decât tensiunea admisibilă care are valoarea 160 MPa.

a

b

c d Fig. 2.8.4 – Distribuţii ale tensiunilor secţionale din încastrare: a – de forfecare generate de forţa FZ; b – normale generate de FX; c – normale generate de momentul MY; d – normale generate de momentul MZ 41

` staticdynamic proof proof Resultant normal stress sres = 47.730 - N/mm² Resultant shear stress tres = 2.964 - N/mm² Allowable normal stress szul = 160.000 - N/mm² Allowable shear stress tzul = 112.000 - N/mm²

Fig.2.8.5 Tensiunile maxime din sudura

2.9

Proiectarea legăturilor 7-8

2.9.1 Proiectarea legăturii 7-8, ţeavă-ţeavă pătrată I.

Date de proiectare

Să se proiecteze legătura (asamblarea) a două ţevi pătrate concentrice, poziţiile 7 şi 8 din fig. 2.9.1 cu funcţia principală de transmitere prin formă (contact) a sarcinilor: FX, FY, MX7, MY7, MZ7 cu luarea în considerare a următoarelor specificaţii impuse: a. Forţele exterioare: FX = 3400 N, FY = 350, FZ = 400 N acţioneză la distanţele L1 = 48,5 mm; L2 = 50 mm; L3 = 250 mm; = 62.5 mm; se calculează momentele în centrul asamblării cu bolţ: MX7 = FY (L1+L3) = 104475 Nmm, MZ7 = FY (L2 +h5/2+ b. c. d. e. f. g.

)=

49875 mm, MY7 = FX (L1 +L3) + FZ (L2 +h6/2+ ) = 1074300 Nmm; Tipul sarcinii: static; Date despre asamblare: ţeava pătrată interioară are dimensiunea h7 = 50 mm şi grosimea t7 = 5 mm; ţeava pătrată exterioară are dimensiunea h8 = 60 mm şi grosimea t5 = 5 mm Tipul legăturii (asamblării), cu contact conform; Condiţii de funcţionare: temperatura, T = - 30oC…40 oC; mediu de lucru exterior cu umezelă avansată; Condiţii constructive: interschimbabilitatea şi modularizarea; Condiţii ecologice: utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor, protecţia vieţii.

II.

Alegerea materialului, tratamentelor termice şi tehnologiei 42

` Elementele 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).

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

Fig.2.9.1.2 Parametrii geometrici ai asamblării

43

`

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 III.

Adoptarea formelor constructive

Din condiţii tehnice se impune realizarea contactului conform (pe suprafaţe mari) dintre ţevile 7 şi 8 care se realizează prin montajul cu joc al acestora, având ţeava pătrată interioară de dimensiuni h7 = 60 mm, t7 = 6 mm. Pentru asigurarea contactului conform dintre ţevile pătrate interioară şi exterioară se adoptă ţeavã neconforma cu stasul cu dimensiunile exterioare , h8= 70 mm şi grosimea t8 = 5 mm. IV.

Schema de calcul, dimensionare şi verificare

Pentru dimensionare se adoptă modelul din fig. 2.9.1.3 cu următoarele ipoteze de calcul: Legătura dintre ţevile pătrate 7 şi 8 este similară cu legătura dintre ţevile 5 şi 6 cu următoarele deosebiri: - încărcările exterioare sunt: FY = 350, FZ = 400 N; MX7 = 104475 Nmm, MZ7 = 49875Nmm, MY7 = 1074300 Nmm; - dimensiunile alezajului pătrat, H = h7 = 60 mm, lungimea L = l8 cu valoare necunoscută; grosimea ţevii interioare, t7 = 6 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 X Din condiţia de rezistenţă la strivire a asamblării ţevilor se calculeaza lungimea L din relaţiile:

în care, s-a considerat H = h7 =60 mm şi σas = 60 MPa. 216000 -337425L-773496000=0 216000 -334425L-3591000=0 şi au soluţiile pozitive maxime mm.

= 75 mm şi respectiv

44

= 37.5 mm se adoptă L = 70

` V.

Proiectarea formei tehnologice

Ţinând cont de parametrii geometrici definiţi în fig. 2.9.1.2 şi de rezultatele obţinute se adoptă l6 =L = 60 mm.Diametrul alezajului , D5 = 10 mm se determină ca urmare a calculului asamblării cu bolţ din subcap 2.6.2, gaura de bolţ se aplică la partea

inferioară la distanţa 1,5D5,ajustajul gaură-bolţ H12/h10 avand rugozitatea suprafeţelor frontale Ra = 6,3 µm; rugozitatea alezajului Ra = 3,2 µm. VI.

Verificarea modelului cu pachetul performant MDESIGN

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 P7şi P1 (fig. 2.9.1.4,a) are valoarea 2,62 MPa şi se neglijează pentru calculul tensiunii echivalente. Tensiunea maximă normală generată de forţa FX şi momentele MY ş MZ în punctul P1 (fig. 2.9.1.4,b,c,d; 2.9.4) are valoarea 54,70 MPa şi este mai mică decât tensiunea admisibilă care are valoarea 65 MPa.

a

b

c d Fig. 2.9.1.4 – Distribuţii ale tensiunilor secţionale din încastrare: a – de forfecare generate de forţa FZ; b – normale generate de FX; c – normale generate de momentul MY; d – normale generate de momentul MZ

45

`

Fig. 2.6.1.5 Valorile tensiunilor normale secţionale din incastrare.

2.9.2 Proiectarea legăturii 7-8, asamblare prin bolţ I.

Date de proiectare

Să se proiecteze asamblarea) cu bolţ cilindric a două ţevi pătrate concentrice, poziţiile 5 şi 6 din fig..2.6.2.1 cu funcţia principală de transmitere prin formă a forţei FZ cu luarea în considerare a următoarelor specificaţii impuse: a. Forţa exterioare: F = 1500 N; b. Tipul sarcinii: static c. Date despre asamblare: ţeava pătrată interioară are dimensiunea h7 = 60 mm şi grosimea t7 = 6 mm ; ţeava pătrată exterioară are dimensiunea h8 = 70 mm şi grosimea t8 = 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 modularizarea; g. Condiţii ecologice: utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor, protecţia vieţii; II.

Alegerea materialului, tratamentelor termice şi tehnologiei

Pentru elementele 7 şi 8 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).

46

`

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

Fig. 2.9.2.2 Parametri geometrici ai asamblării III.

Fig. 2.9.2.3 Schema de calcul

Adoptarea formelor constructive

În vederea creşterii eficienţei se va realiza asamblare transversală prin ambii pereţi a ţevilor, iar bolţul se poziţionează la partea inferioară a ansamblului ţeavă-ţeavă 7-8 (fig.2.9.2.2) IV.

Schema de calcul, dimensionare şi verificare

Pentru dimensionare se adoptă modelul din fig. 2.9.2.3 cu următoarele ipoteze de calcul: - 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

47

` Din condiţia de rezistenţă la strivire a asamblării cu bolţ se obţine diametrul bolţului D7 cu relaţia:

= max (11. 80; 11,33), în care, s-a considerat σas = 60

MPa. Se adoptă din considerente tehnologice, D7 = 12 mm. V.

Proiectarea formei tehnologice

Ţinând cont de parametrii geometrici definiţi în fig. 2.9.2.2 şi de rezultatele obţinute la proiectarea asamblării cu bolţ se adoptã diametrul bolţului D7 =12 mm, b8 =25 mm, alegand un bolţ din modele din fig 2.6.2.4.

Fig.2.6.2.4 Bolţuri şi posibilităţi de asigurare: a – cap la 45o şi gaură de şplint; b – cap la 45o şi canal de şplint; c – cap cilindric şi gaură de şplint; d – cap la 45o şi asigurare nedetaşabilă VI.

Verificarea modelului cu pachetul performant MDESIGN

Din analiza rezultatelor obţinute în urma analizei cu MDESIGN a structurii elementului proiectat (anexa 2.9.2) se observă tensiunea maximă normală este de 32.86 N/mm².

Fig.2.9.2.4 . Valorile tensiunilor normale din incastrare 48

`

2.10 Proiectarea elementelor 11 şi 12/12’ (bara centrală şi coloana stânga/dreapta) I.

Date de proiectare

Să se proiecteze subansamblul bară centrală şi coloane stânga/dreapta, poziţiile 11 şi 12/12’ din fig. 2.10.1 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’cu luarea în considerare a următoarelor specificaţii impuse: a. Forţele exterioare: FX = 3400 N, FY = 350, FZ = 400 N acţioneză la distanţele L1 = 48,5 mm; L2 = 50 mm; L3 = 250 mm; L4 = 150 mm; se calculează momentele în centrul barei centrale:MX11 = FY (L1+L3) = 104475 Nmm, MZ11 = FY (L2 + L4) = 70000Nmm, MY11 = FX (L1 +L3) + FZ (L2 + L4) = 1094900Nmm; b. Tipul sarcinii: static; c. 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 sudabile; f. Condiţii de ecologie: utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor, protecţia vieţii. II.

Alegerea materialului, tratamentelor termice şi tehnologiei

Deoarece legăturile cu elementele adiacente sunt îmbinări prin sudare pentru bara centrală şi coloanele stânga/dreapta se adoptă, oţel S235, conform SR EN 10025-2 (STAS 500/2).

a

b 49

` Fig. 2.10.1 Schema funcţional-constructivă a elementelor de tip bară: a – subansamblu; b – schema de încărcare.

Fig.2.10.2 Parametrii geometrici ai asamblării

Fig 2.10.3 Schema de calcul III.

Adoptarea formelor constructive

În vederea creşterii eficienţei economice se adopta semifabricate de tip ţevă pătrată standardizată cu laturile pătratelor h11 şi h12 şi grosimile pereţilor t11 şi, respectiv, t12;se adoptă, = L5/2 = 225 mm; 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 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; 50

`

- 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. Din condiţile de rezistenţă la încovoiere în secţiunile critice S1 şi S2 se determină şi rezultă h11 î

şi t11 cu relaţia:

î

σ î

= 54,65 mm , în care, s-a considerat, MîmaxH =

MZ11 + FX L5/2 = 835000 Nmm şi MîmaxV = MX11 + FZ L5/2 = 194475, în secţiunea S1; MîmaxH/2 = 417500 Nmm şi MîmaxV/2 = 97237,5 Nmm , în secţiunea S2; t/h = 0,1, σaî = 110 MPa. se adoptă: semifabricat de tip semifabricat ţeavă pătrată cu dimensiunile h11 = 60 mm, t115 = 6 mm h12 = 50 mm şi t12 = 5 mm. V.

Proiectarea formei tehnologice

Ţinând cont de parametrii geometrici definiţi în fig. 2.10.2 de lungimea elementului 12, numărul de găuri, cursa de reglare se va determina ţinând cont de calculul asamblării ţeavăţevă .Rugozitatea de prelucrare, Ra = 6,3 µm. VI.

Verificarea modelului cu pachetul performant MDESIGN

Din analiza rezultatelor obţinute în urma analizei cu MDESIGN a structurii elementului proiectat 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. 2.10.4,a) are valoarea 0,21 MPa şi se neglijează pentru calculul tensiunii echivalente. Tensiunea maximă normală generată de forţa FX şi momentele MY ş MZ în punctul P1 (fig. 2.4.4,b,c,d;) are valoarea 40,19 MPa şi este mai mică decât tensiunea admisibilă care are valoarea 65 MPa.

a

b

51

`

c d Fig. 2.4.4 – Distribuţii ale tensiunilor secţionale din încastrare: a – de forfecare generate de forţa FZ; b – normale generate de FX; c – normale generate de momentul MY; d – normale generate de momentul MZ

Fig. 2.4.5 – Valorile tensiunilor normale secţionale din încastrare

2.11 Proiectarea legăturilor 8-9 şi 10-11 (îmbinări sudate) I.

Date de proiectare

Să se proiecteze îmbinările sudate a corpului tirantului inferior, 8, cu flanşa faţă 9 şi a flanşei 10 cu bara 11 (fig. 2.11.1) cu funcţia principală de transmitere a sarcinilor: FX, FY, FZ, MX10, MY10, MZ10 cu luarea în considerare a următoarelor specificaţii impuse: a. Forţele exterioare: FX = 3400 N, FY = 350, FZ = 400 N acţioneză la distanţele L1 = 48,5 mm; L2 = 50 mm; L3 = 250 mm; L4 = 150 mm; y = h11 /2 = 30 mm se calculează momentele în centrul flanşei 10: MX10 = FY (L1+L3) = 104475 Nmm, MZ10 = FY (L2 + L4) = 70000Nmm, MY10 = FX (L1 +L3) + FZ (L2 + L4 - y) = 1082900 Nmm; b. Tipul sarcinii: static 52

` c. 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 sudabile f. Condiţii de ecologie: utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor, protecţia vieţii. II.

Alegerea materialului, tratamentelor termice şi tehnologiei

Elementele 8, 9, 10 şi 11 formează un subansambluri sudate şi, deci, pentru acestea s-a ales material sudabil, oţel S235, conform SR EN 10025-2 (STAS 500/2).

a

b

Fig. 2.10.1 Schema funcţional-constructivă a îmbinării sudate - cazul 3 (6-7; 10-11): a – integrare în ansamblu; b – schema de încărcare

Fig. 2.10.2 Parametri geometrici ai îmbinărilor sudate

53

`

Fig. 2.10.3 Schema de calcul III.

Adoptarea formelor constructive

Se impune asigurarea perpendicularităţii celor două elemente şi grosimea cordonului de sudură a este ma mică decât grosimea peretelui ţevii t11. IV.

Schema de calcul, dimensionare şi verificare

Pentru dimensionare se adoptă modelul din fig. 2.10.3 cu următoarele ipoteze de calcul: - 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. Din condiţia de rezistenţă la forfecare a sudurii se obţine grosimea cordonului de sudură cu relaţia:

τ

= 4.4 mm, în care, s-a considerat:

τafs = 0,65

at =

50 MPa,

at =

80

MPa, h= 60mm . V.

Proiectarea formei tehnologice

Sudura se va realza după contur închis ţinând cont de parametrii geometrici definiţi în fig. 2.10.2 h11 =60 mm, h12=50 mm, t11 = t12 = 5 mm şi rezultatul obţnut , iar după sudare se va aplica tratament termic de recoacere de detensionare . VI.

Verificarea modelului cu pachetul performant MDESIGN

Din analiza rezultatelor obţinute în urma analizei cu MDESIGN a structurii elementului proiectat (anexa 11.1) se observă că în secţiunea din încastrare tensiunea din încastrare rezultantã este de 41,872 MPa şi este mai mică decât tensiunea admisibilă care are valoarea 160 MPa.

54

`

a

b

c d Fig. 2.11.4 – Distribuţii ale tensiunilor secţionale din încastrare: a – de forfecare generate de forţa FZ; b – normale generate de FX; c – normale generate de momentul MY; d – normale generate de momentul MZ Resultant normal stress sres = 41.872 - N/mm² Resultant shear stress tres = 2.429 - N/mm² Allowable normal stress szul = 160.000 - N/mm² Allowable shear stress tzul = 98.000 - N/mm² Stresses in the welds

\x73^s\x5E^s \x74\x7C\x7C \x74\x7C\x7C \x73^s\x5E^s \x73^s\x5E^s

Maximum load N/mm² 2.698 -0.624 0.714 36.795 2.378

\x74\x7C\x7C

2.369

Des. Stresses Stresses Stresses Stresses Stresses Stresses T^sx^s

caused caused caused caused caused caused

by by by by by by

axial force F^sx^s shear force F^sy^s shear force F^sz^s bending moment M^sy^s bending moment M^sz^s torsional moment

Fig. 2.11.5 – Valorile tensiunilor normale secţionale din încastrare 55

`

2.12 Proiectarea legăturii 9-10 (asamblare prin şuruburi) I.

Date de proiectare

Să se proiecteze asamblarea cu şuruburi solicitate combinat (axial şi transversal) care leagă flanşa 9 de flanşa 10 din fig. 2.12cu funcţia principală de transmitere a sarcinilor FX, FY şi FZ de la cârligul de remorcare drept cu sferă, poziţia 1, la bara centrală 10 cu luarea în considerare a următoarelor specificaţii impuse: a. Forţele exterioare: FX = 3400 N, FY = 350, FZ = 400 N acţioneză la distanţele L1 = 48,5 mm; L2 = 50 mm; L3 = 250 mm; L4 = 150 mm; y = h11 + g9 + g10 = 46 mm se calculează momentele în centrul flanşei 9: MX10 = FY (L1+L3) = 104475 Nmm, MZ10 = FY (L2 + L4) = 70000Nmm, MY10 = FX (L1 +L3) + FZ (L2 + L4 - y) = 1076500 Nmm; b. Tipul sarcinii: static; c. 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 sudabile; f. Condiţii de ecologie: utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor, protecţia vieţii. II.

Alegerea materialului, tratamentelor termice şi tehnologiei

Se adoptă pentru şuruburi din materiale incluse în grupa de caracteristici 6.8

a

b 56

` Fig. 2.11.1 Schema funcţional-constructivă a asamblării: a – integrare în ansamblu; b – schema de încărcare

Fig. 2.11.2 Parametri geometrici, funcţionali şi constructive. III.

Fig.2.11.3 Schema de calcul.

Adoptarea formelor constructive

În vederea creşterii eficienţei economice se adopta semifabricat de tip platbandă şi ţinând cont că în centru se va suda corpul tirantului (h8 + a

65 mm) şi spre exterior se aloca spaţiu

de acţiune a cheii de fixare ( 28 mm, pentru şuruburi de până la M10), cudimensiunea Lf = 110 mm şi grosimea g = 8 mm; găurile de trecere a şuruburilor cu diametrul D1 se vor dispune în colţurile unui pătrat cu latura L = 85 mm(fig.2.11.2). IV.

Schema de calcul, dimensionare şi verificare

Pentru dimensionare se adoptă modelul din fig. 2.11.3 cu următoarele ipoteze de calcul: - 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 Calculul forţelor axiale din şuruburi corespunzător fiecărei încărcări forţele din şuruburi generate de forţa FX care solicită asamblarea axial centric : 57

` ,

,

,

; -

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

,

,

, -

;

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

,

,

, -

;

forţele din şuruburi generate de rezultanta forţelor FY şi FZ, care solicită asamblarea transversal centric,

,

,

,

,

; -

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

,

;

Calculul forţelor axiale totale din şuruburi:

58

` , , ; Din calculul forţelor axiale totale din şuruburi [Faş = max( )= 7051 N ] rezultã cã şurubul 1 este cel mai solicitat şi va fi dimensionat conform calculului de rezistenţă din condiţiă de rezistenţă la tracţiune cu formula:

în care, s-a considerat, σat = 200 MPa . Se adoptă ( ) parametrii filetului: d1 = 8,376 mm, d2 = 9,026 mm, d = 10 mm (M10), p = 1,5 mm (din STAS 510-74 ); corelat cu dimensiunea filetului (M10) diametrul găurii de trecere, D1 = 11 mm (execuţie mijlocie)(din STAS 8121/3-74); piuliţă M10 cu m = 8 mm şi S = 17 mm. V.

Proiectarea formei tehnologice

Ţinând cont de parametrii geometrici definiţi în fig. 2.11.2 şi de rezultatele obţinute la proiectarea asamblării 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. VI.

Verificarea modelului cu pachetul performant MDESIGN

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

2.13 Proiectarea legăturilor 11-12/12’ 2.13.1 Proiectarea legăturii 11-12/12’, ţeavă-ţeavă pătrată I.

Date de proiectare

Să se proiecteze legătura (asamblarea) ţevilor pătrate concentrice, poziţiile 11 şi 12 şi 11 şi 12’ din fig.2.13.1.1 cu funcţia principală de transmitere prin formă (contact) a sarcinilor: FX, FY, MX11, MY11, MZ11 cu luarea în considerare a următoarelor specificaţii impuse: a. Forţele exterioare: FX = 3400 N, FY = 350, FZ = 400 N acţioneză la distanţele L1 = 48,5 mm; L2 = 50 mm; L3 = 250 mm L4 =150; = 200 mm; se calculează forţele şi momentele în centrul asamblării cu bolţ: FXs = FXd = FX/2 = 1700 N; FZs = FZd = FZ/2 = 200 N; MX11 = FY (L1+L3)/2 = 52237,5 Nmm, MZ11 = FY (L2+ L4)/2 + FX 375000 Nmm, MY11 = FX (L1 +L3)/2 + FZ (L2 + L4)/2 = 547450 Nmm; b. Tipul sarcinii: static; 59

/2 =

` c.

d. e. f. g.

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; Ttipul legăturii (asamblării), cu contact conform; Condiţii de funcţionare: temperatura, T = - 30oC…40 oC; mediu de lucru exterior cu umezelă avansată; Condiţii constructive: interschimbabilitatea şi modularizarea; Condiţii ecologice: utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor, protecţia vieţii. II.

Alegerea materialului, tratamentelor termice şi tehnologiei

Elementele 11 şi 12/12’ sunt incluse în subansamble sudate şi, deci, pentru acestea s-a ales material sudabil, oţel S235, conform SR EN 10025-2 (STAS 500/2).

a b Fig. 2.13.1.1 Schema funcţional-constructivă a asamblării (legăturii) ţeavă-teavă pătrată: a – integrare în ansamblu; b – schema de încărcare

60

`

Fig.2.13.1.2 Parametri geometrici ai asamblării;

Fig.2.13.1.3 Similitudinile modelelor de calcul. III.

Adoptarea formelor constructive

Din condiţii tehnice se impune realizarea contactului conform (pe suprafaţe mari) dintre ţevile 11 şi 12 care se realizează prin montajul cu joc al acestora, având ţeava pătrată interioară de dimensiuni h12 = 50 mm, t12 = 5 mm. Pentru asigurarea contactului conform dintre ţevile pătrate interioară şi exterioară se adoptă ţeavã neconforma cu stasul cu dimensiunile exterioare , h11= 60 mm şi grosimea t11 = 5 mm. IV.

Schema de calcul, dimensionare şi verificare

Pentru dimensionare se adoptă modelul din fig. 2.9.1.3 cu următoarele ipoteze de calcul: Legătura (asamblarea) dintre ţevile pătrate 11 şi 12 (fig.2.13.1.3) este similară cu legătura dintre ţevile 5 şi 6 cu următoarele deosebiri: 61

` încărcările exterioare sunt: FXs = 1700 N; FZs = 200 N; MX11 = 52237,5Nmm, MZ11 = 375000 Nmm, MY11 = 547450 Nmm; dimensiunile alezajului pătrat, H = h11 = 50 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). -

Din condiţia de rezistenţă la strivire a asamblării ţevilor se calculeaza lungimea L din relaţiile:

în care, s-a considerat H = h11 =60 mm şi σas = 60 MPa. 216000 -1744350L-270000000=0 216000 -1654350L-37611000=0 şi au soluţiile pozitive maxime 50 mm. V.

= 39,62 mm şi respectiv

= 17,57 mm se adoptă L =

Proiectarea formei tehnologice

Ţinând cont de parametrii geometrici definiţi în fig. 2.13.1.2 şi de rezultatele obţinute se adoptă l11 =L = 50 mm.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 avand rugozitatea suprafeţelor frontale Ra = 6,3 µm; rugozitatea alezajului Ra = 3,2 µm. VI.

Verificarea modelului cu pachetul performant MDESIGN

Din analiza rezultatelor obţinute în urma analizei cu MDESIGN a structurii elementului proiectat 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. 2.13.1.4,a) are valoarea 0,21 MPa şi se neglijează pentru calculul tensiunii echivalente. Tensiunea maximă normală generată de forţa FX şi momentele MY ş MZ în punctul P7 (fig. 2.13.1.4,b,c,d;) are valoarea 40,19 MPa şi este mai mică decât tensiunea admisibilă care are valoarea 65 MPa.

62

` a

b

c d Fig. 2.13.1.4 – Distribuţii ale tensiunilor secţionale din încastrare: a – de forfecare generate de forţa FZ; b – normale generate de FX; c – normale generate de momentul MY; d – normale generate de momentul MZ

Fig. 2.13.1.5 – Valorile tensiunilor normale secţionale din încastrare

2.13.2 Proiectarea legăturii 11-12/12’, asamblare prin bolţ I.

Date de proiectare

Să se proiecteze asamblarea cu bolţ cilindric a două ţevi pătrate concentrice, poziţiile 11 şi 12/12’ din fig. 2.13.2.1 cu funcţia principală de transmitere prin formă a forţei FYs cu luarea în considerare a următoarelor specificaţii impuse: a. Forţa exterioare: FY = 350 N; FYs = FY/2 = 175 N; b. Tipul sarcinii: static

63

` c.

d. e. f. g.

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 ; Tipul legăturii (asamblării), cu contact conform Condiţii de funcţionare: temperatura, T = - 30oC…40 oC; mediu de lucru exterior cu umezeală avansată Condiţii constructive: interschimbabilitatea şi modularizarea Condiţii ecologice: utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor, protecţia vieţii II.

Alegerea materialului, tratamentelor termice şi tehnologiei

Pentru elementele 11 şi 12/12’ s-a ales material sudabil, oţel S235, conform SR EN 100252 (STAS 500/2).Bolţul se va executa din oţel pentru construcţii mecanice, E295 (SR EN 10025/2005) .

Fig. 2.13.2.1 Schema funcţional-constructivă a asamblării cu bolţ cilindric a ţevilor pătrate concentrice: a – integrare în ansamblu; b – schema de încărcare

64

`

Fig. 2.13.2.2 Parametri geometrici ai asamblării III.

Fig. 2.13.2.3 Schema de calcul

Adoptarea formelor constructive

În vederea creşterii eficienţei se va realiza asamblare transversală prin ambii pereţi a ţevilor, bolţ se poziţionează la cotele b11 şi b12 de capetele ţevilor 11 şi, respectiv, 12 (fig2.13.2.2). IV.

Schema de calcul, dimensionare şi verificare

Pentru dimensionare se adoptă modelul din fig. 2.13.2.3 cu următoarele ipoteze de calcul: 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 . Din condiţia de rezistenţă la strivire a asamblării cu bolţ se obţine diametrul bolţului D12 cu relaţia:

= max (0,73; 0,56), în care, s-a considerat σas = 60

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

Proiectarea formei tehnologice

Ţinând cont de parametrii geometrici definiţi în fig. 2.13.2.2 şi de rezultatele obţinute la proiectarea asamblării cu bolţ se adoptã diametrul bolţului D12=8 mm, b11 =15 mm, alegand un model constructive din fig2.13.2.4

65

`

Fig.2.13.2.4 Bolţuri şi posibilităţi de asigurare: a – cap la 45o şi gaură de şplint; b – cap la 45o şi canal de şplint; c – cap cilindric şi gaură de şplint; d – cap la 45o şi asigurare nedetaşabilă . VI.

Verificarea modelului cu pachetul performant MDESIGN

Din analiza rezultatelor obţinute în urma analizei cu MDESIGN a structurii elementului proiectat (anexa 2.9.2) se observă tensiunea maximă normală este de 2.54 N/mm².

66

`

2.14 Proiectarea elementului 13/13’ (tirant stânga/dreapta) I. Date de proiectare Să se proiecteze tirantul stânga/dreapta, poziţia 13/13’ din fig.2.14.1 cu funcţia principală de transmitere a sarcinilor (forţe şi momente) de la coloana, poziţia 12/12’ la coloana 9 cu luarea în considerare a următoarelor specificaţii impuse: a. Forţele exterioare: FX = 3400 N, FY = 350 N, FZ = 400 N acţioneză la distanţele L1 = 48,5 mm, L2 = 50 mm, L3 = 250 mm, L4 = 150 mm, L5 = 450 mm; se calculează forţele şi momentele în centrul îmbinării sudate 12-13 (12’-13’) : FXs = 1700 N, FYs = 175 N, FZs = 200 N; MX13 = FY (L1+L3)/2 = 52237,5 Nmm, MZ13 = FY (L2+L4)/2 = 35000 Nmm, MY13 = FX (L1 +L3)/2 + FZ (L2 + L4)/2 = 577450 Nmm; b. Tipul sarcinii: statică c. Restricţii dimensionale: L6 = 200 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 şi tehnologiei 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 b Fig. 2.14.1 Schema funcţional-constructivă a elementelor de tip tirant solicitat excentric: a – subansamblu; b – schema de încărcare 67

`

Fig. 2.7.2 Parametri geometrici, funcţionali şi constructive;

Fig. 2.7.3 Modelul de calcul

III. Adoptarea formelor constructive În vederea creşterii eficienţei economice se adopta semifabricate de tip platbandă cu dimensiunile secţiunii b13 şi grosimea g, pornind de la dimensiunea cordonului de sudură gabaritul exterior al acesteia este delimitat de un contur pătrat cu latura de 45 mm; a = 80 mm; b=12 mm (fig 2.14.2). IV. Schema de calcul, dimensionare şi verificare Pentru dimensionare se adoptă modelul din fig. 2.14.3 cu următoarele ipoteze de calcul: 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 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 Din condiţia de rezistenţă la încovoiere în secţiunea criticã se determină lăţimea tirantului cu formula:

î

σ î

, în care, s-a considerat:

Mî max = Mz13 + Fys L6 = 70000 Nmm, b13 =104 mm şi σaî = 110 MPa. Ca urmare, a calculelor se adoptă (conform DIN 10058)semifabricat de tip platbandă (oţel lat) cu b = 120 mm şi h = 8 mm. 68

`

V. Proiectarea formei tehnologice Ţinând cont de parametrii geometrici definiţi în fig. 2.14.2 şi de rezultatele obţinute , se adoptă: semifabricat de tip semifabricat de tip platbandă (oţel lat) cu b = 120 mm şi h= 8 mm, numărul de rânduri găuri şi, deci, cursa de reglare se vor determina ţinând cont de distanţa dintre găuri de 80 mm, diametrul găurii de trecere pentru şuruburile de fixare s-e determinnă în urma calcului asamblării cu şuruburi; calitatea suprafeţelor prelucrate Ra = 6,3 µm. VI. Verificarea modelului cu pachetul performant MDESIGN Din analiza rezultatelor obţinute în urma analizei cu MDESIGN a structurii elementului proiectat (anexa 14.1) se observă că în secţiunea din încastrare tensiunile tangenţiale sunt maxime. Tensiunea maximă de forfecare generată de forţa FZ în punctele P1 şi P8 (fig. 2.14.4,a) are valoarea 1,77 MPa şi se neglijează pentru calculul tensiunii echivalente. Tensiunea maximă normală generată de forţa FX şi momentele MY ş MZ în punctul P1 (fig. 2.14.4,b,c,d; 2.14.4) are valoarea 62,19 MPa şi este mai mică decât tensiunea admisibilă care are valoarea 150 MPa.

69

`

Fig. 2.14.4 – Distribuţii ale tensiunilor secţionale din încastrare: a – de forfecare generate de forţa FZ; b – normale generate de FX; c – normale generate de momentul MY; d – normale generate de momentul MZ

Fig. 2.14.5 – Valorile tensiunilor normale secţionale din încastrare

2.15 Proiectarea legăturii 12-13/12’-13’ (îmbinare sudată)

I.

Date de proiectare

Să se proiecteze îmbinarea sudată a coloanei stânga/dreapta, 12/12’, cu tirantul stânga/dreapta 13/13’ din fig. 2.15.1 cu funcţia principală de transmitere a sarcinilor: FX, FY, FZ, MX7, MY7, MZ7 cu luarea în considerare a următoarelor specificaţii impuse: a. Forţele exterioare: FX = 3400 N, FY = 350, FZ = 400 N acţioneză la distanţele L1 = 48,5 mm; L2 = 50 mm; L3 = 250 mm, L4 = 150 mm, L5 = 450 mm; se calculează forţele şi momentele în centrul îmbinării sudate 12-13 (12’-13’) : FXs = 1700 N, FYs = 1750 N, FZs = 200 N; MX13 = FY (L1+L3)/2 = 52237,5 Nmm, MZ13 = FY (L2+L4)/2 =35000 Nmm, MY13 = FX (L1 +L3)/2 + FZ (L2 + L4)/2 = 547450 Nmm; b. Tipul sarcinii: static; c. 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 = 8 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. 70

` II.

Alegerea materialului, tratamentelor termice şi tehnologiei

Elementele 12, 13, şi 12’, 13’ formează subansambluri sudate şi, deci, pentru acestea s-a ales material sudabil, oţel S235, conform SR EN 10025-2 (STAS 500/2)

Fig. 2.15.1 Schema funcţional-constructivă şi de încărcare a îmbinării sudate cazul 4 (12-13; 12’-13’)

Fig. 2.14.2 Parametri geometrici ai îmbinării;

III.

Fig. 2.14.3 Schema de calcul.

Adoptarea formelor constructive

Se impune asigurarea perpendicularităţii celor două elemente şi grosimea cordonului de sudură a este ma mică decât grosimea peretelui ţevi t12 =5 mm. IV.

Schema de calcul, dimensionare şi verificare

Pentru dimensionare se adoptă modelul din fig. 2.15.3 cu următoarele ipoteze de calcul: - 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. 71

` Dimensionarea sudurii se face din condiţia de rezistenţă la forfecare a sudurii cu relaţia: τ

= 1,65 mm, în care, s-a considerat:

τafs = 0,65 at = 50 MPa, at = 80 MPa Se adoptã din considerente tehnologice, grosimea cordonului de sudurã a= 2 mm. V.

Proiectarea formei tehnologice

Sudura se va realza după contur închis ţinând cont de parametrii geometrici definiţi în fig. 2.14.2 h12 = 50 mm şi grosimea t12 = 5 mm, b13 = 120 m şi grosimea g13 = 8 mm, iar după sudare se va aplica tratament termic de recoacere de detensionare. VI.

Verificarea modelului cu pachetul performant MDESIGN

Din analiza rezultatelor obţinute în urma analizei cu MDESIGN a structurii elementului proiectat (anexa 13.1) se observă că în secţiunea din încastrare tensiunea din încastrare rezultantã este de 9,498 MPa şi este mai mică decât tensiunea admisibilă care are valoarea 160 MPa.

a

b

c d Fig. 2.13.1.4 – Distribuţii ale tensiunilor secţionale din încastrare: a – de forfecare generate de forţa FZ; b – normale generate de FX; c – normale generate de momentul MY; d – normale generate de momentul MZ

72

`

Fig. 2.13.1.5 – Valorile tensiunilor normale secţionale din încastrare

2.16 Proiectarea elementului 3/3’ (suport stânga/dreapta) I.

Date de proiectare

Să se proiecteze suportul stânga/dreapta, poziţia 3/3’ din fig. 2.16.1cu funcţia principală de transmitere a sarcinilor (forţe şi momente) de la tirantul, poziţia 13/13’ la flanţa de fixare de pe şasiu cu luarea în considerare a următoarelor specificaţii impuse: a. Forţele exterioare: FX = 3400 N, FY = 350, FZ = 400 N acţioneză la distanţele L1 = 48,5 mm, L2 = 50 mm, L3 = 250 mm, L4 = 150 mm, L5 = 450 mm; L6 = 200 mm; se calculează forţele şi momentele în centrul asamblării cu şuruburi 13-3 (13’-3’): FXs = 1700 N, FYs = 175 N, FZs =200 N; MX3 = FY (L1+L3)/2 = 52237,5 Nmm, MZ3 = FY (L2+ L4+ L6)/2 + FX L5/2 = 835000 Nmm, MY3 = FX (L1 +L3)/2 + FZ (L2 + L4+ L6)/2 = 587450 Nmm; b. Tipul sarcinii: static c. Restricţii dimensionale: L7 = 250 mm; L8 = 55,5 mm; a = 8 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. 73

` II.

Alegerea materialului, tratamentelor termice şi tehnologiei

Pentru elementul 3/3’se adoptă, oţel S235, conform SR EN 10025-2 (STAS 500/2).

a b Fig. 2.16.1 Schema funcţional-constructivă a elementelor de tip coloană solicitată excentric: a – integrare în ansamblu; b – schema de încărcare

Fig. 2.16.2 Parametri geometrici ai asamblării; III.

Fig. 2.16.3 Schema de calcul

Adoptarea formelor constructive

În vederea creşterii eficienţei se adopta semifabricat de tip platbandă cu dimensiunile secţiunii b1 = b13 = 90 mm şi grosimea g = 8 mm, a = 80 mm; b=12 mm (fig.2.16.2)

74

` IV.

Schema de calcul, dimensionare şi verificare

Pentru dimensionare se adoptă modelul din fig. 2.16.3 cu următoarele ipoteze de calcul: 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; după determinarea dimensiunilor prin rezolvarea modelului simplificat se va face verificarea cu modulul cu pachetul MDESIGN . Din condiţia de rezistenţă la încovoiere în secţiunea criticã se determină lăţimea tirantului din relaţia:

î

,σ

V.

, în care, s-a considerat:

σ î

î

î

Proiectarea formei tehnologice

Ţinând cont de parametrii geometrici definiţi în fig. 2.16.2 se vor determina ţinând cont de distanţa dintre găuri (80 mm) dar şi de gabaritul inferior de rulare numărul de rânduri găuri şi, deci, cursa de reglare, diametrul găurii de trecere pentru şuruburile de fixare se determinnă în urma calcului asamblării cu şuruburi. Rugozitatea de prelucrare, Ra = 6,3 µm. VI.

Verificarea modelului cu pachetul performant MDESIGN

Din analiza rezultatelor obţinute în urma analizei cu MDESIGN a structurii elementului proiectat (anexa 16.1) se observă că în secţiunea din încastrare tensiunile tangenţiale sunt maxime. Tensiunea maximă de forfecare generată de forţa FZ în punctele P1 şi P8 (fig. 2.16.4,a) are valoarea 1,67 MPa şi se neglijează pentru calculul tensiunii echivalente. Tensiunea maximă normală generată de forţa FX şi momentele MY ş MZ în punctul P1 (fig. 2.16.4,b,c,d; 2.16.4) are valoarea 83,92 MPa şi este mai mică decât tensiunea admisibilă care are valoarea 150 MPa.

75

`

Fig. 2.16.4 – Distribuţii ale tensiunilor secţionale din încastrare: a – de forfecare generate de forţa FZ; b – normale generate de FX; c – normale generate de momentul MY; d – normale generate de momentul MZ

Fig. 2.14.5 – Valorile tensiunilor normale secţionale din încastrare

2.17 Proiectarea legăturii 13-3/13’-3’ (asamblare prin şuruburi) I.

Date de proiectare

Să se proiecteze asamblarea cu şuruburi solicitate combinat (axial şi transversal) care leagă tirantul 13/13’ de suportul 3/3’ fig. 2.17.1 cu funcţia principală de transmitere a sarcinilor (forţe şi momente) cu luarea în considerare a următoarelor specificaţii impuse: a. Forţele exterioare: FX = 3400 N, FY = 350, FZ = 400 N acţioneză la distanţele L1 = 48,5 mm; L2 = 50 mm; L3 = 250 mm; L4 = 150 mm; L5 = 450 mm; L6 = 200 mm se calculează forţele şi momentele în centrul asamblării: FXs = 1700 N, FYs = 175 N, 76

`

b. c. d.

e. f.

FZs = 200 N; MX3 = FY (L1+L3)/2 = 52237,5 Nmm, MZ3 = FY (L2+ L4+ L6)/2 = 70000 Nmm (din considerente de simetrie nu se ia în considerare momentul forţei FX), MY3 = FX (L1 +L3)/2 + FZ (L2 + L4+ L6)/2 = 587450 Nmm; Tipul sarcinii: static; Restricţii dimensionale: se impune ca dimensiunile flanşelor asamblate să permită strângerea asamblării cu chei standard respectând condiţia de gabarit minim; 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; Condiţii constructive: materiale sudabile; Condiţii de ecologie: utilizarea de materiale şi tehnologii eco, reciclarea materialelor, protecţia vieţii. II.

Alegerea materialului, tratamentelor termice şi tehnologiei

Se adoptă pentru şuruburi din materiale incluse în grupa de caracteristici 6.8

a b Fig. 2.17.1 Schema funcţional-constructivă a asamblării: a – integrare în ansamblu; b – schema de încărcare.

77

`

Fig. 2.11.2 Parametri geometrici, funcţionali şi constructive. III.

Fig.2.11.3 Schema de calcul.

Adoptarea formelor constructive

Elementele 13 şi 3 au fost dimensionate şi s-a folosit platbandă cu lăţimea b = 120 mm şi grosimea h = 8 mm, găurile de trecere a şuruburilor cu diametrul D1 se vor dispune în colţurile unui pătrat cu latura L = 80 mm (fig.2.17.2). IV.

Schema de calcul, dimensionare şi verificare

Pentru dimensionare se adoptă modelul din fig. 2.17.3 cu următoarele ipoteze de calcul: 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; Calculul forţelor axiale din şuruburi corespunzător fiecărei încărcări: - forţele din şuruburi generate de forţa FYs care solicită asamblarea axial centric ,

,

,

,

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

78

`

,

,

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

,

,

,

;

- forţele din şuruburi generate de rezultanta forţelor FYs şi FZs ( solicită asamblarea transversal centric,

,

) care

,

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

,

, ,

;

Calculul forţelor axiale totale din şuruburi: , , , ;

Din calculul forţelor axiale totale din şuruburi [Faş = max( )= 14015 N ] rezultã cã şurubul 1 este cel mai solicitat şi va fi dimensionat conform calculului

79

` de rezistenţă din condiţiă de rezistenţă la tracţiune cu formula:

în care, s-a considerat, σat = 200 MPa . Se adoptă ( ) parametrii filetului: d1 = 8,376 mm, d2 = 9,026 mm, d = 10 mm (M10), p = 1,5 mm (din STAS 510-74 ); corelat cu dimensiunea filetului (M10) diametrul găurii de trecere, D1 = 11 mm (execuţie mijlocie)(din STAS 8121/3-74); piuliţă M10 cu m = 8 mm şi S = 17 mm. V.

Proiectarea formei tehnologice

Ţinând cont de parametrii geometrici definiţi în fig. 2.17.2 şi de rezultatele obţinute la proiectarea asamblării 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. VI.

Verificarea modelului cu pachetul performant MDESIGN

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

80

`

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

81

`

82

`

83

`

84