Progetto de Simone Graffiedi Grossi Okutuga Wang 1

Progetto di Tecnologia MeccanicaFreno a tamburo - Land Rover Series III

Giulio De SimoneMarco GraffiediTommaso Grossi

Sandro Yemi OkutugaEmilia Lan Da Wang

Universit di PisaCorso di Laurea triennale in Ingegneria Meccanica

Anno accademico 2012/2013

Indice

1 Introduzione 51.1 Generalit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51.2 Scelta dei processi di produzione . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5

1.2.1 Perno delle suole . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 61.2.2 Manovella . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 61.2.3 Disco per ancoraggio . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7

2 Perno delle suole 92.1 Studio preliminare del ciclo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 92.2 Scelta del tornio . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9

2.2.1 Ottimizzazione della lunghezza delle barre . . . . . . . . . . . . . . 102.3 Scelta degli utensili . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 102.4 Definizione del ciclo alle macchine utensili . . . . . . . . . . . . . . . . . . 17

2.4.1 Foglio di ciclo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 172.4.2 Foglio di fase . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 182.4.3 Programma CNC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19

2.5 Allegati . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 192.5.1 Caratteristiche del Tornio CNC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 192.5.2 Tornitura poligonale . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 222.5.3 Disegno di particolare . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22

3 Manovella 243.1 Studio del processo di tranciatura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24

3.1.1 Dimensionamento dei punzoni . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 243.1.2 Valutazione delle forze di tranciatura . . . . . . . . . . . . . . . . . 263.1.3 Scelta della pressa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26

3.2 Studio della lavorazione alle macchine utensili . . . . . . . . . . . . . . . . 273.2.1 Studio di una attrezzatura speciale . . . . . . . . . . . . . . . . . . 273.2.2 Ottimizzazione del piano di lavoro . . . . . . . . . . . . . . . . . . 293.2.3 Foglio di ciclo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 313.2.4 Foglio di fase . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32

3.3 Allegati . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 333.3.1 Disegno del punzone . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 333.3.2 Disegno della matrice . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 333.3.3 Disegno del pezzo dopo tranciatura . . . . . . . . . . . . . . . . . . 333.3.4 Disegno dellattrezzatura speciale . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33

3

Indice

3.3.5 Disegno del pezzo finito . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 333.3.6 Caratteristiche pressa a eccentrico . . . . . . . . . . . . . . . . . . 333.3.7 Caratteristiche fresatrice CNC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33

4 Disco per ancoraggio 474.1 Studio del processo di fusione . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 47

4.1.1 Progetto del modello e delle casse danima . . . . . . . . . . . . . . 484.1.2 Dimensionamento e posizionamento delle materozze . . . . . . . . 51

4.1.2.1 Metodo dei moduli in direzione radiale . . . . . . . . . . . 514.1.2.2 Metodo dei moduli in direzione circonferenziale . . . . . . 534.1.2.3 Metodo del Caine . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 554.1.2.4 Considerazioni . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 554.1.2.5 Raggio di influenza materozza . . . . . . . . . . . . . . . 564.1.2.6 Volume alimentabile . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56

4.1.3 Progettazione del sistema di colata . . . . . . . . . . . . . . . . . . 574.1.4 Calcolo della spinta metallostatica . . . . . . . . . . . . . . . . . . 60

4.2 Simulazioni con il software SolidCast . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 614.3 Allegati . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 63

4.3.1 Disegno non quotato del grezzo di fusione . . . . . . . . . . . . . . 634.3.2 Disegno dei semimodelli . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 634.3.3 Disegni delle casse danima . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 634.3.4 Disegno del tribolo per le casse danima . . . . . . . . . . . . . . . 634.3.5 Disegno del pezzo finito . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 634.3.6 Galleria immagini . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 63

5 Appendici 805.1 Complessivo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 805.2 Riferimenti bibliografici . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 83

4

1 Introduzione

1.1 Generalit

Il complessivo studiato quello del freno a tamburo montato sia anteriormente che po-steriormente sulle Land Rover Series III, in produzione dal 1971 al 1985. Lazionamento di tipo puramente meccanico, mediante una manovella che tramite una biella spingeentrambe le suole contro il tamburo, esercitando la frenatura. Il richiamo avviene me-diante due molle, le quali riportano le suole nella posizione di inizio corsa, determinatada un perno e da un distanziale. evidente che lo schema progettuale stato fortemen-te improntato allaffidabilit piuttosto che alla pura prestazione, in vista di un utilizzomulti-purpose che contraddistingue da sempre i modelli della casa inglese e in particola-re questa famiglia, rappresentata oggigiorno dal modello Defender. In Appendice 1 allegato il disegno del complessivo.

Figura 1.1: Land Rover Series III

1.2 Scelta dei processi di produzione

Siamo interessati allo studio dettagliato della produzione di tre particolari:

1. Perno delle suole (2)

2. Manovella (7)

3. Disco per ancoraggio (1)

5

1 Introduzione

1.2.1 Perno delle suole

La forma prevalentemente assialsimmetrica e lalto numero di pezzi richiesti (produzionedi grande serie) ha fatto ricadere la scelta sulla lavorazione al tornio a controllo numerico:in particolare stata ricercata la possibilit di poter lavorare da barra cilindrica con unsistema automatizzato che permetta una cospicua riduzione dei tempi passivi. Per glistessi motivi, alla lavorazione per fresatura in torretta motorizzata della testa esagonale stata preferita la cosiddetta tornitura poligonale, che per lavorazioni non in tolleranza ottimale dal punto di vista del tempo di lavorazione.

Figura 1.2: Perno delle suole

1.2.2 Manovella

Osserviamo che la forma delloggetto essenzialmente riconducibile a un estruso conspessore sottile e costante di una figura bidimensionale: stata dunque scelta la lavo-razione di tranciatura da lamiera. Notiamo inoltre che il particolare contiene due fori:una prima soluzione stata dunque prevedere un sistema automatico di avanzamentoe arresto del nastro di lamiera in modo tale da poter ottimizzare il processo mediantetranciatura progressiva a due punzoni. Visto che i due fori sono tollerati stata preferitainvece la soluzione di eseguire successivamente la foratura dal pieno e lalesatura allemacchine utensili, prevedendo attrezzature speciali che ottimizzino la produzione.

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1 Introduzione

Figura 1.3: Manovella

1.2.3 Disco per ancoraggio

Innanzitutto osserviamo che tale particolare ha una forma assialsimmetrica poco estesain senso assiale: ci ha fatto subito escludere la lavorazione al tornio. Daltronde la formafortemente concava ha di fatto escluso anche una lavorazione dal pieno alla fresa, per ilunghissimi tempi di lavorazione. Alla luce di una produzione medio-piccola (consideratatale per motivi didattici), la scelta dunque ricaduta su un processo di fusione in formatransitoria. Il ridotto spessore del particolare in alcuni punti ha creato non pochi pro-blemi, risolti con laiuto del programma di simulazione SolidCast mediante la modificadi alcune quote. Per agevolare le operazioni di colata, stato cercato un materiale conalta fluidit: la soluzione stata trovata in una ghisa lamellare.

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1 Introduzione

Figura 1.4: Disco per ancoraggio

8

2 Perno delle suole

2.1 Studio preliminare del ciclo

Lobiettivo del ciclo di lavorazione di un pezzo di grande serie deve essere quello dipermettere una rapida esecuzione del processo, che minimizzi il tempo totale agendosia sui tempi attivi (con lutilizzo di parametri di taglio ottimali) sia sui tempi passivi(minimizzando ad esempio il numero di posizionamenti del pezzo). Per il particolare inquestione stata dunque scelta una lavorazione da barra senza riposizionamenti, ci possibile ad esempio in questo modo:

La filettatura viene eseguita dalla parte opposta al mandrino

La profilatura e la scalanatura vengono eseguite senza problemi mantenendo lacontinuit fra pezzo e barra

La testa esagonale viene lavorata in tornitura poligonale sfruttando una torrettamobile

Alla fine della lavorazione, si esegue una troncatura e il pezzo viene cos separatoe raccolto

La barra dunque pronta per un nuovo avanzamento, e il ciclo ricomincia

Lunico tempo passivo rilevante diviene dunque il caricamento (automatico) della nuovabarra quando la precedente viene lavorata interamente: data la lunghezza commercialedelle barre possiamo per affermare che esso verr ammortizzato su un buon numero dipezzi e non incider significativamente sul tempo unitario di lavorazione.

2.2 Scelta del tornio

Come gi affermato precedentemente, stato cercato un tornio a controllo numerico conle seguenti caratteristiche:

Possibilit di lavorare in automatico da barra 42

Disponibilit di almeno una torretta mobile per poter effettuare la tornitura poli-gonale

Potenza sufficiente ad operare in condizioni di ottimizzazione temporale

Un possibile tornio che ha soddisfato queste caratteristiche il modello SPRINT 42 linearCLASSIC della ditta DMG Mori Seiki. In Allegato 1 vi sono le immagini di corredoe le caratteristiche tecniche.

9

2 Perno delle suole

2.2.1 Ottimizzazione della lunghezza delle barre

Lattrezzatura per lavorazione alla barra del tornio non permette di utilizzare barre dallalunghezza commerciale pi comune del valore di 6m, ma la lunghezza massima consen-tita 4, 5m. La quota di ingombro assiale del perno 97mm, a cui si aggiungono 8mmdedicati alla troncatura (si vedano i dati dellutensile nel paragrafo seguente). Aggiun-gendo al totale uno spezzone di barra dedicato allafferraggio per lultima troncatura earrotondando per eccesso, la lunghezza ottima di 4, 4m. Il valore della lunghezza nonnormalizzato giustificato dallordine di un elevato numero di barre, che si possono ri-chiedere a una ditta specializzata nel produrre semilavorati in colata continua, processoche permette, grazie a macchine a controllo numerico, di scegliere a piacere la lunghezzadi troncatura delle barre prodotte. In conclusione, si producono 41 pezzi a barra per untotale di 2450 barre, qualcuna in pi del dovuto per compensare levenienza di scartarepezzi fuori tolleranza e/o difettosi.

2.3 Scelta degli utensili

Sono necessari gli utensili per:

Tornitura esterna del profilo

Foratura

Maschiatura

Scalanatura

Troncatura

Tornitura poligonale

La scelta stata guidata dalla funzione di Guided product search disponibile sul sitodella ditta Sandvik Coromant, che, una volta impostate le principali caratteristichedelloperazione richiesta, ha fornito gli utensili pi indicati a quella lavorazione. Perquanto riguarda la tornitura poligonale stata cercata invece una ditta che producesseutensili specifici per quella lavorazione. Di seguito sono raccolti gli utensili scelti.

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2 Perno delle suole

Tabella 2.1: Utensile per sgrossatura

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2 Perno delle suole

Tabella 2.2: Utensile per finitura

Tabella 2.3: Utensile per foratura

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2 Perno delle suole

Tabella 2.4: Utensile per maschiatura

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2 Perno delle suole

Tabella 2.5: Utensile per scalanatura

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2 Perno delle suole

Tabella 2.6: Utensile per troncatura

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2 Perno delle suole

Tabella 2.7: Utensile per tornitura poligonale

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2 Perno delle suole

2.4 Definizione del ciclo alle macchine utensili

2.4.1 Foglio di ciclo

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TORNIO A CN CON UTENSILI MOTORIZZATI IN TORRETTA

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PIATTAFORMA AUTOCENTRANTE, GRIFFE DURE

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Tabella 2.8: Foglio di ciclo

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2 Perno delle suole

2.4.2 Foglio di fase

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Tabella 2.9: Foglio di fase

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2 Perno delle suole

2.4.3 Programma CNC

Algoritmo 2.1 Programma CNC

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Serie SPRINT linear Macchina e tecnologia

SPRINT linear design ottimizzato al 100 %per la produzione.

150

5,90

SPRINT 20 | 8 linear 20 (25*) mm

SPRINT 42 | 8 linear 42 mm

SPRINT 42 | 10 linear 42 mm 120 / 320 mm

120 / 320 mm

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X9_PRO_D5637_0712_SPRINT_linear_it_Layout 1 25.09.12 17:57 Seite 6

SPRINT 20 | 8 SPRINT 42 | 8 SPRINT 42 | 10 SPRINT 32 // 42

linear linear linear linear CLASSIC

Numero assi 6 + 2 6 + 2 8 + 2 6 + 2*

Mandrino principale

Corsa Z1 (corsa mandrino) mm 80 / 240** 120 / 320** 120 /320** 120

Diametro barra max. mm 20 (25*) 42 42 33 (36*) // 42

Motore come elettromandrino integrato (ISM) Asse C (0,001) Asse C (0,001)*

N. di giri min1 10.000 6.500 6.500 8.000 // 6.500

Potenza motore (S2 30 min / 100 % ED) kW 5,5 / 3,7 7,5 / 5,5 7,5 / 5,5 7,5 / 5,5

Coppia (S2 30 min / 100 % ED) Nm 14 / 9,4 51,2 / 37,5 51,2 / 37,5 32,5 / 23,9 //

51,2 / 37,5

Tempo di accelerazione fino a min1 / sec. 5.000 / 0,6 3.250 / 0,4 3.250 / 0,4 3.250 / 0,4

Contromandrino

Diametro barra max. mm 20 (25*) 38 38 32 // 38

Motore come elettromandrino integrato (ISM) Asse C (0,001) Asse C (0,001)*

N. di giri min1 10.000 6.500 6.500 8.000 // 6.500

Potenza motore (S2 30 min / 100 % ED) kW 5,5 / 3,7 5,5 / 7,5 5,5 / 7,5 5,5 / 3,7

Coppia (S2 30 min / 100 % ED) Nm 14 / 9,4 29,2 / 19,6 29,2 / 19,6 29,2 // 19,6

Tempo di accelerazione fino a min1 / sec. 5.000 / 0,6 3.250 / 0,3 3.250 / 0,3 3.250 / 0,3

Zona di lavoro / Corse

Avanzamento rapido assi lineari m/min 40 (Y1 = 30) 40 40 (Y1 = 30) 30 (X2 = 18)

Accelerazione assi lineari (lineare / convenzionale) m/s2 10 / 5 10 / 5 10 / 5 10 / 5

Slitta portautensili 1

Corsa X1 (lineare) mm 50 50 50 65

Corsa Y1 mm 350 350 350 350

Slitta portautensili 2

Corsa Y2 mm 120 300 fisso 326

Contromandrino

Corsa X2 mm 240 310 310 265

Corsa Z2 mm 300 350 320 320

Slitta portautensili revolver

Corsa X3 (lineare) mm 80

Corsa Y3 mm 60 ( 30)

Corsa Z3 mm 150

Portautensili

Portautensili slitta 1

Utensili da tornitura fissi / utensili frontali 6 / 6 6 / 6 / 6 /

Utensili motorizzati 5 4 4 4

N. di giri max. min1 6.000 6.800 6.800 5.000

Potenza / coppia max. (40 % ED) kW / Nm 1,3 / 5 4,6 / 9,7 1,1 / 3,5 1,1 / 6,6

Portautensili slitta 2

Utensili da tornitura fissi / utensili frontali 4 / 4 4 / 6 1 / 3 3 / 4

Alternativa* Utensili frontali fissi / motorizzati 2 / 2

Utensili motorizzati 5* 4 4***

N. di giri max. min1 6.000 6.800 6.000 5.000

Potenza / coppia max. (40 % ED) kW / Nm 1,3 / 5 4,6 / 9,7 4,6 / 9,7 1,1 / 6,6

Portautensili slitta 3 (sul contromandrino)

Di serie: utensili frontali fissi 3 5

Alternativa* Utensili frontali fissi / motorizzati 1 / 2 2 / 3

N. di giri max. min1 6.500 6.500

Potenza / coppia max. (30 min / 40 % ED) kW / Nm 5,5 / 29,2 5,5 / 29,2

Portautensili revolver

Posti per utensili / di cui motorizzati 16 (2 8) / 16

N. di giri max. min1 5.000

Potenza / coppia max. (40 % ED) kW / Nm 2,2 / 7

Dati tecnici / Opzioni

X9_PRO_D5637_0712_SPRINT_linear_it_Layout 1 25.09.12 17:57 Seite 29

2 Perno delle suole

2.5.2 Tornitura poligonale

La tornitura poligonale una lavorazione relativamente recente che permette di ricavareforme poligonali in tornitura senza interrompere la rotazione del mandrino bens sfrut-tando il moto relativo sincronizzato del pezzo e di uno specifico utensile rotante montatosu una torretta mobile (richiede infatti un tornio a controllo numerico per poter essereeseguita):

Figura 2.1: Moto relativo dellutensile

Osserviamo che le superfici rettilinee vengono in realt ricavate in forma approssimatada un moto relativo ellittico sfruttando istanti in cui la curvatura particolarmentebassa: questa lavorazione non dunque adatta per superfici e quote tollerate ma risultaestremamente efficiente, soprattutto in confronto a una fresatura o stozzatura in torrettamobile, per tutti gli altri casi come ad esempio una testa esagonale per chiavi.

Figura 2.2: Utensile per tornitura poligonale

2.5.3 Disegno di particolare

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Perno delle suole

ARCHIVIO:

DATA:AUTORE:

RUGOS.GENER:

TOLLERANZA GENERALE:

SCALA: FOGLIO:

DATAAUTOREDESCRIZIONE

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DESCRIZIONE:

MATERIALE:PARTICOLARE N:

FORMATO:

3 Manovella

3.1 Studio del processo di tranciatura

La manovella del meccanismo di forma complessa ma che si sviluppa in un pianoe la produzione richiesta di 100.000 pezzi; immediato quindi pensare di adottareun processo di tranciatura a partire da una lamiera con uno stampo, economicamentevantaggioso per produzione di grande serie. Una prima scelta stata quella di eseguireuna tranciatura progressiva a due stadi, di modo che, usando lo stesso punzone, ad unamanovella si trancino prima i due fori e al passo successivo il profilo esterno. Era statoprevisto un sistema di bloccaggio della lamiera nel suo moto di scorrimento entro le guidedella trancia, costituito da un intaglio in cui andr a porsi un otturatore a molla; lintaglioera progettato gi sul punzone e viene lavorato assieme a fori e profilo. Questo espedienteserviva come riferimento per ridurre gli errori sul passo di scorrimento della lamiera, dacui dipendono le posizioni dei fori rispetto al profilo esterno nel pezzo finito. La sceltafinale, dettata dalle tolleranze sui fori della manovella, stata per quella di evitarequesta complicazione dello stampo di tranciatura a favore di una comunque necessariaforatura e alesatura alle macchine utensili. La macchina utensile scelta una fresatricea controllo numerico della ditta Giben, modello BDT 3116.

3.1.1 Dimensionamento dei punzoni

Il dimensionamento di punzone e matrice, a partire dalle quote del prodotto finito, portadelle modifiche.Si deve infatti prevedere un gioco tra il profilo del punzone e quello della matrice, per

permettere al punzone di penetrare in questultima. Le dimensioni del profilo esterno,derivando da quelle della matrice, richiedono che le quote del punzone siano ridotte diuna quantit pari al gioco necessario per il corretto funzionamento.

24

3 Manovella

Figura 3.1: Punzone

In riferimento alla formula di derivazione empirica (M.Santochi, F.Giusti: TecnologiaMeccanica e studi di fabbricazione, Casa Editrice Ambrosiana, Milano (edizione 2000),pag. 264) il valore del gioco di:

g = 0.002s 0.5tdove s lo spessore (5mm) e t la resitenza specifica al taglio del materiale, nel nostrocaso pari a 560MPa. Il valore di g quindi risulta g = 0.24mm. Per quanto riguarda lalunghezza dei punzoni, necessario un compromesso tra una lunghezza che garantiscauna lavorazione completa e una che consenta una resistenza meccanica adeguata.

25

3 Manovella

Figura 3.2: Matrice

La dimensione stata fissata a 20mm. La forma della matrice ricalca fedelmente quelladel pezzo fino ad una profondit di 7mm (leggermente maggiore di 5mm, spessore delpezzo) mentre, per la parte inferiore, stato previsto un angolo di sformo di 6.

3.1.2 Valutazione delle forze di tranciatura

Per calcolare il valore maassimo della forza da applicare in uso la formula dal Santochi,Giusti (2000, p. 265):

Pmax = lst

dove l la lunghezza del perimetro totale dei punzoni, nel nostro caso l = 274mm dacui otteniamo un risultato da maggiorare indicativamente del 20% per tener conto degliattriti presenti; abbiamo quindi:

Pmax = 900kN

equivalenti (in chilogrammi-peso) a 90ton.

3.1.3 Scelta della pressa

Per il processo di tranciatura la scelta va immediatamente su una pressa meccanica aeccentrico. Landamento della forza disponibile di questo tipo di pressa non costante;

26

3 Manovella

in aggiunta la forza massima da esercitare per la punzonatura nella parte centrale dellacorsa della slitta, dove la forza disponibile della pressa minore di quella nominale.Una pressa ideale per questo lavoro, la pressa AIDA HMX, adatta a tranciature

ad alta velocit. Le caratteristiche tecniche indicano una forza nominale di 150 400tone una produttivit che sale fino a 800colpi/min con una corsa da 30mm.

3.2 Studio della lavorazione alle macchine utensili

3.2.1 Studio di una attrezzatura speciale

Al fine di bloccare i pezzi durante la lavorazione alle macchine utensili stato previsto unsistema che svolgesse questo ruolo. La struttura, oltre a tenere fermo il pezzo, non deveinterferire con il moto degli utensili, deve essere facilmente smontabile al fine di ridurrei tempi passivi. Inoltre auspicabile che essa consenta la lavorazione contemporaneadi un numero di manovelle tale che il tempo di lavorazione sia maggiore del tempo dimontaggio di questultime. Questo numero, per, non deve essere eccessivo per evitare diutilizzare un utensile troppo snello, suscettibile ad instabilit per carico di punta. Vistequeste esigenze si deciso di costruire un sistema come in figura fissando a 5 il numerodi pezzi caricati:

Figura 3.3: Sistema di bloccaggio

Tale sistema riduce notevolmente i tempi di carico e scarico pezzi e consente unalavorazione dei fori come se fossero passanti. La riduzione dei tempi ottenuta grazieal semplice sistema di cambio che prevede di allentare la camma e le staffe superiorie successivamente sfilare i pezzi. Per consentire agli utensili si lavorare tutte e 5 lemanovelle stato previsto nellattrezzatura un blocchetto di rialzo come in figura:

27

3 Manovella

Figura 3.4: Blocchetto di rialzo

Tale rialzo consente agli utensili di penetrare completamente anche lultimo foro e,grazie alle aperture in corrispondenza dei due fori laterali, si ha levacuazione del truciolo.Facendo in questo modo possiamo lavorare i fori in alesatura come fossero passanti, contutti i vantaggi che derivano da ci. Al fine di diminuire i tempi passivi, si previsto,nel ciclo di lavorazione di utilizzare 2 Pallet diversi. Tale sistema consente di scaricare ecaricare un pallet mentre laltro nella macchina utensile. Con questo metodo avremoche il tempo di lavorazione per un pallet il maggiore tra i due. Possiamo supporre che itempi di carico siano inferiori ai tempi di lavorazione. Infatti per lavorare le 5 manovellesono necessari almeno 2 minuti (tempi attivi pari a 2.1 minuti) tempo superiore a quellodi montaggio-smontaggio, stimato pari ad un minuto a mezzo. Parte del sistema dibloccaggio fa parte dellattrezzatura standard, nella progettazione sono stati previstiinfatti staffe e blocchetti a V.

Figura 3.5: Manovella dopo tranciatura

28

3 Manovella

3.2.2 Ottimizzazione del piano di lavoro

Assumiamo le seguenti ragionevoli ipotesi:

Il montaggio dei blocchetti da 5 pezzi richiede 4 minuti di lavoro per blocchetto

Il montaggio di ogni pallet sulla macchina richiede 4 minuti di lavoro, e lo stessovale per lo smontaggio.

Il tempo attivo della macchina di 2 minuti a blocchetto.

Detto n il numero di blocchetti per ogni pallet, per quanto riguarda il costo in tempipassivi abbiamo che:

Per il primo pallet: Tp1 = 4min n Per i pallet seguenti: Tp2 = (4 2)min n, visto che dobbiamo sottrarci il tempo

attivo di lavorazione del pallet precedente

Al tempo necessario al montaggio e allo smontaggio dei pezzi bisogna aggiungere lasostituzione degli utensili usurati durante la lavorazione di un singolo pallet (si consideracome tempo di vita consigliato 15min); il numero di sostituzioni sar:

Punta da trapano (0, 5min a blocchetto):n

30sostituzioni

Alesatore (1, 5min a blocchetto):n

10sostituzioni

Supponendo che la sostituzione dellutensile richieda 0, 5min, possiamo dunque plottareil tempo passivo totale:

Tp,tot = 5, 5n+8 1055n

Figura 3.6: Tempo passivo totale in funzione di n

29

3 Manovella

Richiediamo che il numero n sia un multiplo di 10: si ottiene che il numero ottimaledi blocchetti n da montare su ogni pallet che consenta di minimizzare i tempi passivi n = 180. Dato landmento della funzione scegliamo n = 160 senza significative variazioniper poter sfruttare ottimamente il pallet.Il piano di lavoro della macchina utensile scelta ha le dimensioni di 3100 1600mm.

Lingombro totale dellattrezzatura ricavabile dalla messa in tavola del complessivo ed circa 60 140mm. Mettendo tra un sistema di bloccaggio ed il successivo una distanzadi 30mm per entrambi i lati, considerando che in una postazione abbiamo 5 biellette,otteniamo che possiamo lavorare con una tornata di lavoro 5 160 pezzi, cio 800 pezzi.Dovendo dare 100000 pezzi, in 125 cicli abbiamo finito il nostro lavoro.

Figura 3.7: Disposizione dei pezzi

30

3 Manovella

3.2.3 Foglio di ciclo

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Figura 3.8: Foglio di ciclo

31

3 Manovella

3.2.4 Foglio di fase

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Figura 3.9: Foglio di fase

32

3 Manovella

3.3 Allegati

3.3.1 Disegno del punzone

3.3.2 Disegno della matrice

3.3.3 Disegno del pezzo dopo tranciatura

3.3.4 Disegno dellattrezzatura speciale

3.3.5 Disegno del pezzo finito

3.3.6 Caratteristiche pressa a eccentrico

3.3.7 Caratteristiche fresatrice CNC

33

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Punzone

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Sistema di bloccaggio pezzi per fresatrice

Uni En 22768-m...

4 di 5 C40

Camma di registrazione

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Presse per stampaggio dei metalli :Presse ad alta velocit : Lamierini : HMX

PanoramicaImmaginiVideoPressa successivaPressa precedenteLingua

Pressa ad alta velocit | Lamierini Mo-re | 125 - 400 t

Panoramica HMX

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Copyright Giben 2011

4 Disco per ancoraggio

4.1 Studio del processo di fusione

In questo capitolo viene analizzata e studiata una possibile soluzione per la produzionedel disco di ancoraggio, il particolare solidale al telaio su cui installata tutta la strutturainterna finalizzata a frenare la rotazione del tamburo, solidale alla ruota.

Figura 4.1: Disco per ancoraggio

47


Per questo particolare, data la forma che si sviluppa attorno a una grande cavit, poco adatta alla lavorazione alle macchine utensili a partire dal pieno, quindi si decisodi adottare un procedimento di fabbricazione per fusione per poi utilizzare successiva-mente una fresatrice a controllo numerico per la finitura e la messa in tolleranza dellesuperfici funzionali e/o diaccoppiamento. Il lotto di produzione di 100 pezzi, ovvero dipiccola serie. Di seguito riportato lo studio del processo di fusione, in primis scegliendoil materiale di costruzione e la tecnica pi adatta ai nostri scopi. Sono esposte, quindi,le soluzioni adottate per la progettazione del modello e della cassa danima. Successiva-mente trattato il processo di solidificazione, il quale per completezza didattica vieneanalizzato parallelamente con il metodo dei moduli e con il metodo del Caine. Vieneprogettato, poi, il sistema di colata e lattrezzatura per compensare la spinta metallosta-tica. Infine, lapplicazione della teoria viene implementata da pi simulazioni avviate suSolidCast, un software che riproduce la solidificazione del pezzo, utile per avere confermao meno delle scelte adottate per evitare pezzi difettosi.Per prima cosa si deve scegliere il materiale da costruzione. Visti i piccoli spessori che

caratterizzano il pezzo, consigliato un materiale particolarmente fluido, come una ghisasferoidale. La tecnica di formatura da adottare, invece, deve soddisfare i seguenti criteri,che sono di ragione tecnologica ed economica:

Sufficiente precisione dimensionale, richiesta per realizzare la parte centrale delpezzo, diforma tubolare sottile; i diametri interno ed esterno sono quantit grandiin confronto allo spessore e tolleranze dello stesso ordine di grandezza dello spessore,come quelle garantite dalla formatura in terra sintetica, non sono accettabili.

Costo limitato del processo, il cui calcolo tiene conto della produzione in lotto limi-tato (in questo caso, 100 pezzi). Ci esclude tecniche che necessitano di attrezzaturecostose che in una produzione in grande serie sarebbero ammortizzate sul grandenumero di pezzi da produrre. In aggiunta preferibile una tecnica che permette direcuperare parte della sabbia silicea utilizzata.

Le considerazioni di cui sopra portano a scegliere come tecnica migliore la formatura alCO2.

4.1.1 Progetto del modello e delle casse danima

A partire dal disegno del pezzo finito si elaborano il disegno del modello e della cassadanima dai quali si pu dedurre il disegno del greggio di fusione, completo di soprametallidove necessari.

48


Figura 4.2: Soprametalli

La superficie 3 ha 3 mm di soprametallo perch prevista una successiva fresatura, lasuperficie 6 ha 3 mm di soprametallo per favorire la solidificazione corretta nelle paretisottili, il soprametallo della superficie 7 ha entrambe le funzioni. Difatti le tolleranzedi fusione non sono sufficienti a garantire che la superficie 3 non entri a contatto con lesuole del freno (vedi Complessivo in Appendice 1, particolari 1 e 6) e la superficie 6

49


del getto deve essere resa piana per poterci eseguire le forature necessarie e per potercistringere viti.Per risolvere problemi di sottosquadro, il modello ha un piano di divisione come in

figura allegata. I due semimodelli prevedono, oltre ai sovrametalli di cui sopra, angoli disformo per lestrazione dalla sabbia silicea, particolari costruttivi come spine e boccoledi riferimento, e una piastrina di scampanatura, riprodotte sempre in figura. Tenendoconto di mettere delle materozze a cielo aperto, la parte superiore deve essere quella aspessore maggiore per rispettare la solidificazione direzionale. Da ci ne consegue che ilsemimodello 1 deve avere la boccola in metallo e non la spina forzata, dato che per iniziareil processo di formatura sar appoggiato rovesciato su un piano. Per avere un sistemadi riferimento il pi preciso possibile altamente consigliabile posizionare i riferimentivicini ai bordi opposti del pezzo, in questo caso per tale soluzione costruttiva non attuabile perch lo spessore sottile di gran parte dei semimodelli non d la possibilit dieffettuare un foro cieco lontano dalle portate danima.

Figura 4.3: Anima

Le portate danima, appunto, sono tronchi di cono costruiti a sbalzo sul modello,con angolo di sformo di 12 in quanto anime da posizionare verticalmente. La cas-sa danima, della stessa altezza dellanima, progettata dal negativo dellanima. Es-sendo assialsimmetrica, una soluzione come quella in figura 4.14 non d probemi disottosquadro.Gli angoli di sformo si possono vedere dal disegno in allegato. Sulle superfici 2, 4 vi

sono gli angoli di sformo derivanti dal modello (la superficie 4 porta due angoli di sformo,uno per ogni semimodello, con inclinazione opposta e concorrenti sul piano di divisione).Sulla superficie 6 linclinazione deriva dallangolo di sformo dellanima.

50


4.1.2 Dimensionamento e posizionamento delle materozze

Il disco di ancoraggio ha una forma costruttivamente modellabile come trave anulare, laquale dal punto di vista tecnologico approssimabile a una barra ripiegata su se stessasenza soluzione di continuit, ossia senza estremi. Per quanto concerne lo studio sullasolidificazione, dunque, non possono essere considerati effetti di estremit.

4.1.2.1 Metodo dei moduli in direzione radiale

Non si sono maggiorate le dimensioni per le dimensioni che non prevedono soprametalli,perch sono dimensioni che possono subire modifiche anche di qualche millimetro senzacompromettere la funzione del pezzo. Per le superfici da mettere successivamente intolleranza sono aggiunti soprametalli che includono anche un margine di sicurezza controil fenomeno di ritiro.Il ridotto spessore del particolare nella sua parte centrale ci ha portato ad apportare

modifiche alle dimensioni della parete laterale, portata da 5 a 9.5 mm, per evitare ilrischio di solidificazione precoce della vena liquida che porterebbe alla produzione di unpezzo incompleto. Agendo sempre sulla parete tubolare, per favorire la solidificazionedirezionale si inoltre aggiunto un angolo di sformo.Dobbiamo prevedere una direzione di solidificazione. Modelliamo, per semplificare i

conti, il greggio come un solido di rotazione generato da rettangoli. Per quanto riguardala zona dei denti si sono prese le dimensioni medie in quando i vuoti si alternano ai pieni.Le quote prese dal disegno del pezzo ci forniscono i seguenti valori che ci danno il profilocome sovrapposizione di quattro rettangoli, come in figura 4.4.

51


Figura 4.4: Suddivisione per applicazione del metodo

Calcoliamo i moduli delle diverse parti:

M1 =54 13

54 2 + 13.1 2 12.5 = 5.8mm

M2 =12.5 2424 2 = 6.25mm

M3 =20 24

20 2 + 24 12.5 = 9.3mm

M4 =30 33

30 2 + 33 2 24 = 10.6mm

Notiamo cheM2M3

= 1.07, leggermente minore del valore consigliato di 1.1. Dato che la

differenza non troppo grande si pu compensare con dei raggi di raccordo favorevoli esuccessivamente verificare con la simulazione se la scelta fatta stata corretta. Posto che,con un discorso di raggi dinfluenza, il modulo delle parti 4 e 3 aiutano a far procederela solidificazione verso la materozza, plausibile che il dimensionamento adottato non

52


crei problemi. Del resto abbiamo cheM3M2

= 1.4 < 1.1 eM4M3

= 1.1. Per proteggere il

pezzo dalle cavit di ritiro si deciso di mettere una materozza cilindrica a cielo apertotale che H = 1.5D e che abbia modulo pari a M4 1.2 = 12.7. Otteniamo quindi comedimensioni D = 68mm e H = 102mm. Con queste dimensioni otteniamo un modulo paria Mm = 12.75. Costruendo una materozza di queste dimensioni non dovremmo quindiavere problemi.

4.1.2.2 Metodo dei moduli in direzione circonferenziale

Per studiare la direzione di solidificazione circonferenziale si devono calcolare i modulidelle parti con e senza dente in quanto presentano moduli diversi a causa della diversageometria. Ai fini del calcolo si deciso di considerare sezioni radiali della parte supe-riore del greggio. Dai calcoli risulta che il modulo della sezione piena (A-A in figura) pari a 11.8mm, quello della sezione vuota (B-B in figura) risulta 10.01 mm. Da questacondizione si nota che le direzioni di solidificazione vanno dalla sezione vuota alla sezionepiena come in figura.

Figura 4.5: Metodo dei moduli in direzione circonferenziale

Per ovviare a questo problema si prevista una tasca che diminuisca il modulo dellesezioni piene senza materozze.

53


Figura 4.6: Sezioni circonferenziali

Sono di seguito risportati i calcoli:

MAA =33 52

2 (33 + 52) 25 =1716

145= 11.83mm

MBB =33 52 22 12

145= 10.01mm

MCC =33 52

2 (33 + 52) 25 =1466

165= 8.88mm

MAAMBB

= 1.18

MBBMCC

= 1.13

54


La solidificazione direzionale ora favorevole. Avremo conferma dalla simulazione sela scelta stata corretta.

4.1.2.3 Metodo del Caine

Parallelamente al metodo dei moduli si vuole applicare il metodo del Caine. Si costruiscea questo proposito un foglio di calcolo e si riportano i risultati in tabella:

Vp 1966982 1966982 1966982STEP 1 2 3Mp 6.65 6.65 6.65Vm 196698.2 295047.3 393396.4D 55.035 62.999 63.340Mm 10.319 11.813 13.001x 1.552 1.776 1.955y 0.1 0.15 0.2

verifica 2.429 1.833 1.588

Tabella 4.1: Applicazione del metodo del Caine

Dal modello CAD si ricavato il volume del pezzo, e si calcolato il modulo totale ditutto il pezzo dividendo la superficie totale del profilo con il suo perimetro. Il volume dellamaterozza stato scelto pari a Vm = (0.1 + incr) Vp con la variabile incr inizialmentea 0 e che aumenta di 0.05 ad ogni step. Si ottiene quindi che una materozza cilindrica acielo aperto con H = 1.5D svolge il suo compito per D = 69.3.

4.1.2.4 Considerazioni

Si scelto, alla luce dei metodi visti, una materozza cilindrica a cielo aperto conD =68mm e H = 102mm. Tale materozza prevedrebbe un collare di attacco di dimensionistandardizzate. La dimensione prevista sul pezzo 53.4mm. Dato che non si ha adisposizione uno spazio cos ampio, sono state modificate di poco le dimensioni standard.La materozza ottenuta la seguente:

55


Figura 4.7: Materozza

Nella materozza utilizzata poi sono stati previsti degli angoli di sformo non presenti infigura.

4.1.2.5 Raggio di influenza materozza

La linea media, di forma circolare, ha lunghezza di circa 780 mm e il raggio di influenza diuna materozza di 160 mm. Sono necessarie quindi 3 materozze per proteggere linterogetto. Il dimensionamento delle materozze, quindi, che devono avere modulo 11mm perrispettare la solidificazione direzionale, descritto dalla figura 4.7. Per scopi didattici sisono dimensionate le materozze anche col metodo del Caine. Con questultimo metodo lamaterozza che si dimensionata col metodo dei moduli rientrerebbe con un buon marginenella regione delle materozze ammissibili, sul piano del Caine.

4.1.2.6 Volume alimentabile

Dobbiamo assicurarci che i volumi della materozze siano sufficienti ad assicurare lalimen-tazione dei ritiri. Abbiamo che Vp = 1.97 106mm3 mentre Vm = 3V = 1.11 106mm3.Il volume che queste materozze riescono ad alimentare (considerando un coefficiente

b = 3%) pari a Vmax = Vm 14 bb

= 4.08 106mm3. Il volume delle cavit di ri-tiro Vr =

b

100 (Vp + Vm) che in questo caso pari a 9.24 104mm3, minore di quello

alimentabile dalla materozze: non ci sono quindi problemi di alimentazione.

56


4.1.3 Progettazione del sistema di colata

Per assicurare un buon approvvigionamento di metallo limitando la presenza di veneliquide che devono scorrere in sezioni troppo piccole, si scelto di adottare 3 attacchidi colata sfruttando la simmetria di rotazione del pezzo. Laltezza delle materozze, nonelevata ma neppure ridotta, ci ha fatto escludere un sistema di colata dallalto a pioggiasi scelto dunque un sistema di colata a stella centrale.Per il dimensionamento del sistema di colata si calcola il tempo di colata tramite

il seguente paio di approssimazioni e si considera la condizione peggiore ovvero doveil tempo di colata deve essere minimo, questo poich il tempo trovato rappresenta iltempo nel quale va eseguita la colata del materiale per evitare che si abbia solidificazioneprematura di qualche parte del getto.

In prima approssimazione:

T1 = 3.2G = 12.04s

dove G la massa del getto in kg.

La seconda approssimazione ha richiesto anche la stima dello spessore medio delgetto tm, operazione la quale non priva di grossolani errori, il risultato di questaseconda approssimazione va quindi considerato molto pi approssimativo di quellosuperiore:

T2 = 0.32tm G0.4 = 15.1s

Per i calcoli seguenti si assumer dunque T1. Ora necessario stimare la velocit delfluido al livello del piano di divisione per poi dimensionare in maniera cosciente il sistemadi colata. La velocit stimabile con la formula elementare v =

2gh, quindi necessario

stimare la distanza tra la superficie superiore della forma e il piano di divisione, questo losi pu fare con precisione dato che si sono gi dimensionate le materozze a cielo aperto:

57


Figura 4.8: Altezza di colata

Laltezza risulta quindi h = 131, 5mm la quale conduce ad una velocit massima delflusso: v = 1, 628m/s.

A questo punto si pu calcolare la supericie complessiva degli attacchi di colata:

S =G

T v = 100.4mm2

Si sceglie di utilizzare un semicerchio come forma della sezione degli attacchi di colata,larea di ogni sezione deve essere S/3, per cui il raggio del semicerchio deve essere 5mm.

58


Figura 4.9: Sezione attacco di colata

Il canale di colata si sceglie di forma cilindrica: la superficie totale 2S, quindi ildiametro dei canali di colata di 16mm. In definitiva il sistema di colata il seguente:

Figura 4.10: Schema di colata

59


4.1.4 Calcolo della spinta metallostatica

Dalla legge di Stevino si pu ottenere la pressione in funzione della profondit dal pelolibero ovvero laltezza della materozza. Sono da considerare tutte le superfici orizzontalidel greggio che sono rivolte verso lalto esercitando pressione sulla met superiore dellaforma o sullanima. La seguente figura indica le superfici da considerare per il calcolo.

Figura 4.11: Superfici per spinta metallostatica

Superficie1: Area = 0.1575m2, Pressione = gh1 = 8530Pa

Superficie2 Area = 0.08539m2, Pressione = 11990Pa

da cui ricaviamo che la spinta metallostatica pari a 2370N . Una stima per il peso dellaparte superiore della forma pu essere: il volume occupato dalla silice la met dellacapacit delle staffe, di dimensioni circa 500x500x130 (laltra met gas), e la densit dellasilice 2200kg/m3. A questo si aggiunge il peso delle staffe stesse.

Il peso della forma superiore minore di 400N che molto minore della spinta metal-lostatica. Si procede quindi ad aggiungere (per sicurezza) 250kg di pesi affinch non sisollevi la parte superiore della forma.

60


4.2 Simulazioni con il software SolidCast

Mediante il software SolidCast sono state effettuate varie simulazioni che in parte hannoconfermato le nostre previsioni, in parte invece hanno dato preziose indicazioni proget-tuali. In particolare i tre alleggerimenti disposti a 120 sulla superficie maggiore delparticolare sono stati aggiunti a seguito di una solidificazione non ottimale evidenziatadalla seguente figura:

Figura 4.12: Solidificazione non ottimale

Di seguito invece mostrata la sequenza della solidificazione del pezzo corretto, rive-latasi soddisfacente. Lultima delle immagini evidenzia le zone del pezzo solidificato condensit relativa minore del 98%: come si pu vedere non sussistono problemi interni alpezzo.

61


Figura 4.13: Sequenza di solidificazione e controllo densit del greggio

62


4.3 Allegati

4.3.1 Disegno non quotato del grezzo di fusione

4.3.2 Disegno dei semimodelli

4.3.3 Disegni delle casse danima

4.3.4 Disegno del tribolo per le casse danima

4.3.5 Disegno del pezzo finito

4.3.6 Galleria immagini

63

AA

A-A

60

H13

3

0

40 H13

40

80 + 0,200

A A

10

7

3

8

300

215

40

12

106

R3

R8 R

10

20

10

20

N

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A-A

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......

Modello

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F01 Legno

Semimodello Inferiore

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Uni En 22768-m3,2

RACCORDI NON QUOTATI R3

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15

12 R120 R

4

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R110

R135

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12

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20

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DETTAGLIO D

3,2

RACCORDI NON QUOTATI R31 di 3A41:2

... 11/07/13...... ......... ...

......

Modello

Uni En 22768-m...

F02 Legno

Semimodello superiore

DATA:AUTORE:

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SCALA: FOGLIO:


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DESCRIZIONE:


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R4

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135

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TI R

32

di 3

11/0

7/13

Mo

de

llo

F02

Leg

no

Sem

imo

de

llo s

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DES

CRI

ZIO

NE:

MA

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FORM

ATO

:

GRU

PPO

:

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AU

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NZA

GEN

ERA

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AU

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:

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n 22

768-

m...

...

......

...

......

......

1:2

A4

3,2

60

15

12 R120

R4

60

R110

R135

60

196

12

24

7

A A

B

B

D

10

3 R3

20

40

300

12

196

10

20

10

50N3 formaggelle

20

16 H11

12 H11N3 fori

3

15

30

A-A

10

0

40 3

0

60

12 H

7N

2 fo

ri

15

12

B-B

R5 29

90

DETTAGLIO D

3,2

RACCORDI NON QUOTATI R33 di 3A41:2

... 11/07/13...... ......... ...

......

Modello

Uni En 22768-m...

F02 Legno

Semimodello superiore

DATA:AUTORE:

RUGOS.GENER:


SCALA: FOGLIO:


MO

DIF

ICH

E

GRUPPO:

DESCRIZIONE:


FORMATO:

40

20

A A

60

10

8

8 8

30

M10

2 X

45

2 X

45

8

A-A

25

...1 di 1A41:1

... 11/07/13...... ......... ...

......

Modello

Uni En 22768-m...

F03 C10 UNI 5332

Piastrina di scampanatura

ARCHIVIO:

DATA:AUTORE:

RUGOS.GENER:


SCALA: FOGLIO:


MO

DIF

ICH

E

GRUPPO:

DESCRIZIONE:


FORMATO:

A A

12 D10

16 m6

20

3,2

1 di 1A41:1

... 11/07/13...... ......... ...

......

Modello

Uni En 22768-m...

F04 C10 UNI 5332

Boccola

DATA:AUTORE:

RUGOS.GENER:


SCALA: FOGLIO:


MO

DIF

ICH

E

GRUPPO:

DESCRIZIONE:


FORMATO:RACCORDI NON QUOTATI R3

106

196

250

225

120

A A

9

3

40

12

13

80

R3 R6

20

16 H11N3 fori

8

A-A

3,2

...1 di 1A41:5

... 11/07/13...... ......... ...

......

Modello

Uni En 22768-m...

F05 Legno

Cassa d'anima superiore

ARCHIVIO:

DATA:AUTORE:

RUGOS.GENER:


SCALA: FOGLIO:


MO

DIF

ICH

E

GRUPPO:

DESCRIZIONE:


FORMATO:

120

A A

BB

15

12 H11

N3 fori

C

C

75

25

0

12

40

8

2

19

6 S

R4,5

0

R5

48

100

B-

B

R5

C-C

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:

DIS

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O N

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NE:

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:

MODIFICHE

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NE

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TA

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6

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n 22

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m

Mo

de

llo

......

......

...

......

...11

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1:5

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1 d

i 1...

3,2

70

A A

R5

A-A

SR8

FORM

ATO

:

DIS

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O N

:M

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LE:

DES

CRI

ZIO

NE:

GRU

PPO

:

MODIFICHE

DES

CRI

ZIO

NE

AU

TORE

DA

TA

FOG

LIO

:SC

ALA

:

TOLL

ERA

NZA

GEN

ERA

LE:

RUG

OS.

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ER:

AU

TORE

:D

ATA

:

ARC

HIV

IO:

Trib

olo

Leg

noF0

7

...U

ni E

n 22

768-

m

Mo

de

llo

......

......

...

......

...11

/07/

13...

1:1

A4

1 d

i 1...

3,2

R120

19

6 h1

0/H

11

R110

R135

R4

25

48,

20

120

30

45

15

12 12

A

A

SEZIONE A-A

)(0,8

...1 di 3A41:2

... ../../........ ......... ...

......

Freno a tamburo

Uni En 22768-m...

1 G 20

Disco d'ancoraggio

ARCHIVIO:

DATA:AUTORE:

RUGOS.GENER:


SCALA: FOGLIO:


MO

DIF

ICH

E

COMPLESSIVO:

DESCRIZIONE:


FORMATO:

2,5

12

10

24

64

128

170

85

14

11

55,50 6

31

31

80

30

10

5

30

0

220

...2 di 3A41:2

... ../../........ ......... ...

......

Freno a tamburo

Uni En 22768-m...

1 G20

Disco d'ancoraggio

ARCHIVIO:

DATA:AUTORE:

RUGOS.GENER:


SCALA: FOGLIO:


MO

DIF

ICH

E

COMPLESSIVO:

DESCRIZIONE:


FORMATO:

0,8( )2,5

30

B

B

RACCORDI NON QUOTATI R3

10 30

10

10

70

60

2x4

5

R3

R5

A-A

2.5

2.5

0.8

)(0,8

...3 di 3A41:2

... ../../........ ......... ...

......

Freno a tamburo

Uni En 22768-m...

1 G20

Disco d'ancoraggio

ARCHIVIO:

DATA:AUTORE:

RUGOS.GENER:


SCALA: FOGLIO:


MO

DIF

ICH

E

COMPLESSIVO:

DESCRIZIONE:


FORMATO:

2,5


Figura 4.14: Esploso modello, vista dallalto

Figura 4.15: Esploso modello, vista dal basso

77


Figura 4.16: Esploso casse danima

Figura 4.17: Esploso casse danima con anima

78


Figura 4.18: Modello montato

Figura 4.19: Grezzo di fusione

79

5 Appendici

5.1 Complessivo

80

AA

CC

710

24

13

14

15

19

20

A-A

10

5/1

5/2

5/3

6/1 6

/2

6/3

2216

P

C-C

DET

TAG

LIO

P

9

FORM

ATO

:

CO

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VO

FOG

LIO

:SC

ALA

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:

UN

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12/1

2/12

1:2

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AN

G E

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AN

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ZIO

NE

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EZZI

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1D

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ELLE

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21

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UN

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I 533

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6/1

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UN

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2

C40

UN

I 533

2

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111

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TTA

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SUO

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6/2

6/3

7

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UN

I 533

2

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UN

I 533

2

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UN

I 533

2111

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BIEL

LA

PERN

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89

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UN

I354

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MO

LLA

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MO

LLA

BILO

BATA

MO

LLA

1112 2C

40 U

NI 5

332

C72

UN

I 354

5

C72

UN

I354

5

15

G40

CrM

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C40

UN

I 533

2

C10

UN

I 533

2

C40

UN

I 533

22144151

TAM

BURO

MO

ZZO

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ION

IERO

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UN

I590

9-66

VITE

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UN

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NI1

751

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LIO

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CHET

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16171819202122

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MM

A

22VA

LVO

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739-

65

23

30

0

B B

21

237

,8

B-B

12

3

4

1618

7

23

FORM

ATO

:FO

GLI

O:

SCA

LA:

DA

TA:

1:2

A3

2 d

i 212

/12/

12

5 Appendici

5.2 Riferimenti bibliografici

M.Santochi, F.Giusti: Tecnologia Meccanica e studi di fabbricazione, Casa EditriceAmbrosiana, Milano (edizione 2000)

G. Dini: Elementi di programmazione delle macchine utensili a CN, TipografiaEditrice Pisana

G. Carlo Barsotti, Sergio Barsali, Ugo Rosa: Lezioni di disegno di macchine, EditoreSan Marco Litotipo

83

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Progetto de Simone Graffiedi Grossi Okutuga Wang 1

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