Ia/g250i, Campusul Universitar “Tudor Vladimirescu”, Corp T24, Etaj 1, CP 2002, OP 10, Iasi Tel/fax: 0232-214763 Descrierea CIP a Bibliotecii… [600483]

PROBLEMATICA PROCESELOR DE
MICROPRELUCRAREDORU TEODOR
PERFORMANTICA

Editura PERFORMANTICA
Institutul Na/g288ional de Inventic/g259, Ia/g250i
[anonimizat]
Ia/g250i, Campusul Universitar “Tudor Vladimirescu”,
Corp T24, Etaj 1, CP 2002, OP 10, Iasi
Tel/fax: 0232-214763
Descrierea CIP a Bibliotecii Na/g288ionale a României
TEODOR, DORU
PROBLEMATICA PROCESELOR DE
MICROPRELUCRARE .– / DORU
TEODOR – Ia/g250i : Performantica, 2014
Bibliogr.
ISBN 978-606-685- 215-9
Referent /g1068tiin/g1070ific:
Conf. Univ. Dr. Ing. Corneliu Burlacu
Universitatea Tehnic/g259 ”Gheorghe Asachi”, Ia/g1068i
Consilier editorial:
Prof. univ. dr. Traian D. St/g259nciulescu
Secretar editorial:
Octav P/g259une/g288
Coperta :
dr. inf. Carmen Tita
EDITUR/g258 ACREDITAT/g258 DE CNCSIS BUCURE/g249TI,
1142/30.06.2003
Copyright © 2014
Toate drepturile asupra acestei edi/g288ii sunt rezervate autorului

3 CUPRINS
INTRODUCERE. JUSTIFICAREA ABORDĂRII SUBIECTULUI 5
1.GENERALITĂȚI ASUPRA PRELUCRĂRII MICROMECANICE 8
2.EFECTUL DE MĂRIME ÎN MICROPRELUCRARE 11
2.1. Energia specifică de așchiere 12
2.1.1. Fenomenul de ecruisare a mater ialului 14
2.1.2. Deformarea plastică profundă 17
2.1.3. Influența razei tăișului sculei 18
2.1.4. Ruperea ductilă 20
22
22
27
29
33
39
41 2.2. Heterogenitatea materialului
2.3. Influența grosimii minime a așchiei
2.4. Deformarea elasto- plastică
2.5. Formarea așchiilor
2.6. Generarea suprafețelor
2.7. Formarea bavurilor
2.8. Microscula
2.9. Forțele de așchiere 42
3.PRELUCRABILITATEA MATERIALELOR DUCTILE 45
3.1. Privire de ansamblu asupra prelucrării
micromecanice a materialelor 50
4. MONITORIZAREA PROCESULUI DE PRELUCRARE 56
4.1. Emisia acustică în timpul așchierii metalelor 56
4.1.1. Precizia AE a parametrilor de prelucrare 60
4.1.2. Prelucrarea semnalului AE 61
CONCLUZII 64
BIBLIOGRAFIE 66

INTRO DUCERE
5

INTRODUCERE . JUSTIFICAREA ABORDĂRII
TEMEI

Lumea se confruntă cu o cre ștere continuă a cererii de
produse miniaturizate. Microfrezarea, folosind microscule din
carbur ă, reprezintă un procedeu avantajos din punct de vedere
economic , care are poten țialul d e a produce micropiese dintr -o
gamă largă de materiale. Cu toate acestea, în studiile anterioare
au fost identificate mai multe probleme critice care împiedic ă
aplicarea direct ă a cuno ștințelor din macro prelucrare în
domeniul micro, prin intermediul unei s imple analiz e
dimensionale. Ultimele cercetări î n domeniu s -au axat pe
necesitatea dezvoltă rii bazei de cuno ștințe științifice, pentru a
permite îmbun ătățirea performan țelor microaș chierii.
Microprelucrarea mecanică este un domeniu în curs de
dezvoltare, c are a demonstrat că are poten țialul de a produce
piese tridimensionale complexe, cu precizie dimensional ă
acceptabilă , costuri eficiente și cu un bun control al calităț ii în
timpul procesului de prel ucrare [1, 2]. Aceste proprietăț i impun o
atenție tot mai mare asupra conducerii procesului spre
megatendin țele de miniaturizare a componentelor, pieselor și
dispozitivelor [1, 3 -6]. De asemenea, permit fabricarea de
componente individuale într-un mod rapid și eficient [7].
Recent, a fost efectuat un studiu comp arativ asupra unor
diferite micro procese de fabricare, care include evaluarea
proceselor nu numai pe baza caracteristicilor geometrice, dar și
pe baza costului procesului [8]. Analiza tehnico -econom ică arată
că, calitatea prelucră rii realizată prin proces ul de micro frezare
frontală este mai aproape de cea ob ținută prin litografie, în
compara ție cu celelalte procese micromecanice. În plus, acesta
are poten țialul de a dep ăși problemele aparute î n procesele
litografice, la scară de micron și sub -micron. Aș chierea mecanic ă,
conform lui Chae și colaboratorilor [1], este impo rtantă în
domeniile macro și nano / micro, pentru a obț ine componente
funcționale, în special pentru microsistemele complexe.
Principala provocare în ceea ce prive ște microprelucrarea
mecanic ă este mecanismul de îndep ărtare a materialului prin legi
bine stabilite în sfera macro prelucrării, dar care e posibil să nu
poata fi direct aplicate în sfera micro [9 -11]. Diferen țele apar

INTRO DUCERE
6
datorită schimbărilor fundamentale care au loc în fe nomenul fizic
al efectului de mărime, asociat cu raza tăiș ului sculei,
neomogenitatea materialului semifabricatului, cu legatură directă
în ceea ce prive ște raportul sculă /volumul așchiat , unghi ul de
degajare negativ, influența grosimii minime a așchiei ș i a
materialulu i prelucrat. Toate acestea afecteaz ă procesul de
formare a aș chiei, for țele de aș chiere, vibra țiile și stabilitatea
procesului, precum și generarea și calitatea ulterioar ă a
suprafe ței rezultate .
Stabilirea influenței mărimii granulației semifa bricatului
este absolut necesară în microprelucrare. Simoneau ș i coauto rii
au sugerat că domeniul de aș chiere poate fi deplasat (stabilit) ca
fiind între macro, meso sau micro -scară, prin modificarea (tra ns-
formarea) dimensiunilor gră unților materialului semifabricatu lui
[12]. Interac țiunea care are loc la nivelul suprafeței grăunț ilor,
afecteaz ă topografia suprafe ței prelucrate. Informa țiile furnizate
de liter atura de specialitate, sugerează că rugozitatea suprafeț ei
variază în funcție de grăunț ii de material și este influen țată de
raza tăiș ului sculei, microstructura, influența grosimii minime a
așchiei [11], orientarea cristalografic ă [13], revenirea elastică a
materialului și anizotropia elastoplastică [14]. Weule ș i coautorii,
au raportat, pri n utilizarea de diferi te tratamente termice asupra
oțelului AISI 1045, că schimbarea propriet ăților materialului și a
orientă rii cristalografice de la un gră unte la altul, influen țează
calitatea suprafeț ei [15]. Într-un alt studiu, cercetătorii afirmă că,
datorită unor dezechilibre care au loc î n timpul deformă rii plas –
tice, orientarea relativă a gră unților fa ță de tăiș (muchie aș chie-
toare), precum și absorb ția mare de energie, pot provoca defecte
de suprafa ță în cazul o țelului multifazic [16, 17]. Pent ru a rez ulta
un proces stabil de microaș chier e, condițiile necesare care
trebuie îndeplinite se referă la caracteristicile graunților, care
trebuie să fie compacț i, omogeni, de dimensiuni mici [18]. Cu
toate acestea, în cazul în care semifabri catul nu poat e fi adoptat
funcție de caracteristicile gră untilor, este esen țial să se respecte
anumite condi ții, capabile să permita o microprelucrare viabilă
comercial.
Raportul scăzut dintre grosimea așchiei nedeformate și
raza tăișului, duce la deteriorări ale mater ialului ș i ale sculei, la
bavuri [10, 15, 19 -22], împiedic ând realizarea unei bune calități
a suprafeț ei și a unei funcționări corespunzătoare. O prelucrare
ulterioară a microcomponentelor se realizează extrem de dificil ș i
cu costuri mai mari [23, 24]. Ap licarea tehnicilor de debavurare
conven ționale po ate introduce erori dimensionale și tensiuni
remanente în componente. Prin urmar e, eliminarea bavurilor

INTRODUCERE
7 prezintă un interes deosebit, în corela ție cu condi țiile de aș chiere
și propriet ățile materialelor.
Așa numitul efect de mă rime sau efect dimensional în
materiale le implicate în industria aerospa țială și în aplica țiile
biomedicale, prezintă un interes deosebit, deoarece ambele
domenii se bazează foarte mult pe utilizarea de microcomponente
(micropiese). Pre lucrarea micromecanică, dificil de realizat în
cazul aș chierii metalului Incon el 718, de exemplu, este privită ca
o provocare majoră în industria producă toare [2]. Cu toate
acestea, microfrezarea are poten țialul de a satisface cerințele
impuse suprafe țelor prelucrate în cazul nichelului [22, 25].
Fenomenul de grosime minimă a aș chiei, implicat în
procesul de formare a aș chiilor, diferen țiază în mod semnificativ
microprelucrarea de ceea ce se întâmplă la scară macro. Factorul
limitativ major asupra preciziei realizabile în microprelucrare este
reprezentat de fenomenul de bră zdare al materialului, generator
de bavuri. Formarea așchiilor în timpul microprelucră rii este
întârziată atunci când adâncimea de a șchiere este mai mic ă
decât grosimea minim ǎ a așchiei, g ăsirea acestei grosimi minime
devenind prioritară . Grosimea minim ă a așchiei pentru fiecare tip
de grăunte este esențială pentru a determina caracterul formării
așchiilor (condițiile în care se formează așchiile) [26]. Conform
unor cercetări recente [27], valoarea raportului dintre grosimea
așchiei nedeformate și raza tăiș ului, care poate duce la cea mai
bună calitate a suprafeței, apare de obicei î n cazul grosimii
minime a așchiei. Prin urmare, aceasta poate reprezenta un
indicator de tranzi ție în mecanism ul de aș chiere (de la frecare la
procedeul de forfecare) și de monitorizare a procesului de
așchiere.
În microaș chiere, semnalele acustice sunt generate în
principal de caracteristicile microstructurale ale semifabricatului,
cum ar fi orientarea grăunț ilor, microfisurile și incluziunile [28].
Revizuirea literaturii de specialitate, indic ă faptul c ă nu exist ă
aplicaț ii ale tehnicii emisiilor acustice (AE) în procesul de
microprelucrare, pent ru a identifica mecanismul formării
așchiilor.

CAPITOLUL 1
8 CAPITOLUL 1
Generalități asupra prelucrării micromecanice
Cererea mare de componente miniaturale coro borată cu
scăderea în dimensiuni a materialelor prelucrate prin tehnicile
tradiț ionale de litografie, a generat un interes puternic pentru
prelucrarea micromecanică. În acest sens, posibilitățile de
prelucrare la scară redusă a proceselor tradiț ionale, au primit un
impuls pentru a atinge cerin țele impuse de industria
aerospa țială, comunica ții, electronice, industria auto,
biomedicală , optica și tehnică militară [1, 3].
Odată cu dezvoltarea prelucrărilor de înaltă tehnologie, era
de a șteptat s ă se dezvolte microsistemele, care ar putea
îmbunătăț i serviciile medicale, calitatea vie ții și cre șterea
economic ă, prin aplica ții cum ar lab- on-chip (domeniul medical
și biotehnologic), aliaje cu memorie a formei, dispozitive medicale,
microservomotoare, senzori și canale de admisie din grafit pentru
acumulatori auto. Având în vedere caracterul complex al
procesului de prelucrare, cercetă torii au ajuns la concluzia c ă, de
multe ori nu este posibil s ă se reduc ă la scară procesele, iar
aceste limitări duc la aș a numitul efect de mărime (dimensional ).
Microingineria poate fi definită ca ramura ingineriei care se
ocupă cu dezvoltarea ș i fabricarea de produse, ale c ăror
caracteristici func ționale sau cel pu țin o dimensiune este de
ordinul micronilor [3]. Cu toate acestea, nu există nici o distincție
universal acceptată între prelucrarea macro și microprelucrare.
Masuzawa a sugerat în cadrul Academiei Interna ționale a
Ingineriei de Produc ție (CIRP), că traseul tehnologic al
microprelucrării variază în func ție de stadiul actual al
tehnologiilor conven ționale, posibilitățile personale, metoda d e
prelucrare, forma produsului ș i materialul [29].
Tabelul 1.1 prezintă un rezumat al caracteristicilor care
definesc microprelucrarea, prezentate în literatura de
specialitate.
Masuzawa și Tonshoff concluzionează c ă, din punct ul de
vedere al sensului literar, cuvântul microprelucrare face referire
la așchierea la dimensiuni cuprinse în tre 1 -999 µm [30]. Alți
cercetă tori, de asemenea subliniază faptul că, crearea de piese
(componente) sau îndepărtarea materialul ui la dimensiuni

CAPITOLUL 1
9 submilimetrice intră în domeniul microașchierii [1, 2] în timp ce
domeniul mezo a fost stabilit în intervalul 1 -10 mm [34].
Tab. 1.1. Caracterizare microprelucrare [38]
Cercetă tori An Caracteristici microprelucrare
Masuzawa si
Tonshoff [30] 1997 Dimensiuni ale grosimii așchiei
nedeformate, î ntre 0.1 -200 µm
T. Masuzawa [29]
2000 Intervalul de variație a m ărimilor
în microaș chiere depinde de
punctul de vedere personal,
metoda de prelucrare, tipul de
semifabricat, produsul rezultat
Liu ș i al. [31] 2004 Grosimea aș chiei nedeformate este
compara bilă cu raza tăiș ului
sculei
Chae ș i al. [1] 2006 Creare a de componente și
dispozitive miniat urale cu
dimensiuni care variază de la zeci
de microni la c âțiva milimetri
Dornfeld ș i al. [2] 2006 Așchiere mecanică, în care tăiș ul
sculei este bine definit, i ar bătaia
sculei în timpul avansului e mai
mică de 1 mm
Simoneau ș i al. [32] 2006 Grosimea aș chiei nedeformate este
mai mică decât dimensiu nea
standard a celui mai mic gră unte
din microstructura materialului
Aramcharoen ș i al.
[33] 2008 Diametrul sculei se încadrează
între de 1 la 999 µm
Grosimea a șchiei nedeformate este
comparabilă cu raza tăiș ului
sculei sau cu dimensiunile
grăunț ilor

CAPITOLUL 1
10 Un alt aspect care trebuie luat în considerare este
importan ța raz ei la vâ rf a sculei ( raza de racordare a muchiilor
așchietoare sau a tăiș urilor). Ipoteza conform căreia muchiile
așchietoare sunt perfect ascu țite, nu este valabil ă în
microprelucrare. Raza la vâ rf a sculei devine semnificativ ă în
compara ție cu grosimea materialului care urmeaz ă a fi
îndepă rtat. Într-o astfel de situa ție, unghiul de înclinare este
negativ, iar materialul poate fi îndepărtat prin extrudare .
Când mărimea grăuntelui este comparabil ă cu grosimea
așchiei nedeformat e, tăișul încearc ă să sfărâ me un singur
grăunte dintr -un semifabricat. Acest lucru influen țează forțele de
așchiere, formare a așchiei și calitatea suprafe ței prelucrate. Mai
mult dec ât atât, atunci c ând grosimea așchiei nedeformat e este
mai mic ă decât dimensiunea gr ăuntelui, este important s ă se ia
în considerare un material eterogen, deoarece fiecare stadiu de
deformare elastică și plastic ă care are loc î n microstructura
materialului, devine mai critic.
Simoneau și colaboratorii au introdus idee a influenței
razei la vâ rf a sculei, în prelucrarea la microscar ă [32]. Cu toate
acestea, această influență asupra calității prelucrării nu a fost
luată î n considerare. Aromcharoen și colaboratorii au explorat
natura fragil ă a microsculelor și influenț a dimensiunilor (efectul
de m ărime/dimensional) în procesul de îndep ărtare a
materialului [33].

CAPITOLUL 1
11 CAPITOLUL 2
Efectul de mărime în microprelucrare
Efectul de mărime (dimensional) în procesul de fabrica ție a
componentelor metalice , reprezintă abateri de la valorile
extrapolate care caracterizează procesul, abateri care apar atunci
când are loc reducerea sau cre șterea relevan tă în dimensiuni a
semifabricatului, sculei și/sau a parametrilor procesului [35].
Efectul dimensional apare ca fiind raportul dintre detaliile
(caracteristicile) de bază , care nu pot fi men ținute constante, în
conformitate cu cerin țele de prelucrare. De a semenea, trebuie
subliniat faptul că apariț ia efectelor de m ărime este oarecum
surprinz ătoare, în ciuda faptului c ă raportul dintre lungime și
caracteristicile geometrice ale suprafeț elor este menț inut
constant.
În prelucrare, efectul de mărime es te în pri ncipal asociat
influenț elor raportului mic a grosimii așchiei nedeformate cu raza
la vârf a sculei, pentru care ipotezele muchiei ascuț ite, precum și
omogenitatea semifabricatului și natur a izotropica, nu pot fi
valide. Autorii anterior amintiț i [1, 2, 31, 36, 37] au revizuit
cercetările efectuate în microprelucrarea mecanic ă și au
identificat zone care pot fi explorate pentru a ajuta la
îmbunătăț irea proceselor.
Au fost eviden țiati mai mul ți factori decisivi asociaț i cu
domeniu l microaș chierii, care necesi tă schimbă ri de abordare
față de prelucrarea macro.
Unii dintre ace ști factori sunt:
Energia specifică de a șchiere -crește într-un mod
neliniar atunci c ând prelucrarea se efectueaz ă la o
grosime a așchiei nedeformat e mai mic ă decât raza
la vârf a sculei .
Influența grosimii minime a aș chiei-stabilește limita
inferioară a valorilor parametrilor regimului de
lucru, pentru o anumită combinaț ie între semifabri –
cat și sculă .
Discrepan ța vizibil ă între rugozitatea teoretică și cea
măsurată , rezultată în urma p relucră rii cu avansuri
mici, specifice procesul ui de microaș chiere.

CAPITOLUL 2
12 Efectele negative ale apariț iei fenomenului de
brăzdare a materialului, asupra mărimii bavurilor și
a calității supraț etei.
Fragilitatea inerent ă a microsculelor, factorii de
zgomot, varia țiile de temperatură, vibra țiile,
presiunea, umiditatea ș i alte variabile de mediu.
2.1. Energia specifică de aș chiere
Efect ul de mă rime (dimensional) este de obicei caracterizat
în prelucrare, printr -o cre ștere neliniar ă a energiei specifice de
așchiere (sa u forța de aș chiere specific ă), cu sc ăderea în grosime
a aș chiilor nedeformat e. Energia specific ă de aș chiere este
utilizat ă pentru a m ăsura cantitatea de efort necesar pentru a
elimina o anumită cantitate de material.
Prelucrabilitatea materialului este d ificilă, ceea ce duce la un
consum mare de energie specifică de așchiere, fenomen
neașteptat în cazul îndep ărtării unei cantit ăți mici de material.
Pentru a obț ine un plus de energie necesar prelucră rii, literatur a
de specialitate evidențiază studii experi mentale, anumite obser –
vații asociate acestui fenomen fiind prezentate în tabelul 2.1
(pentru diverse materiale, procese și condi ții de așchiere diferite).
Se poate observa din tabel că activitatea de cercetare
raportată a fost realizată într -un interval limitat al vitezei de
așchiere, iar cantitatea materialului îndep ărtat a fost de ordinul
submicronilor. În ceea ce prive ște materialul semifabricatelor, nu
s-au utilizat materiale greu aș chiabile (aliaje pe baz ă de Ni, Ti).
Tab. 2.1 Cercetări asupra efec tului de mă rime [38]
Autori Proces
Mat.
semifabric. Viteza
așch.
(m/min) Gros.
așch.
nedef.
(µm) Raza
tăiș.
sculei
(µm) Cauze
posibile ale
ef. de
mărime
Backer
și al [39 ] Strunjire
SAE 1112 137 50-300 – Călirea prin
deformare
Reduc. nr.
de defecte
din
microstruct. Frezare
SAE 1112 1630 5-13 –
Nakayama
și
Tamura
[40] Frezare
Alamă 0.1 2-42 3-4 Deformare
plast ică la
limita de
curgere

CAPITOLUL 1
13 Larsen –
Basse
& Oxley
[41] -,
Oțel cu
conținut
mic de C 6.1-249 25-2500 – Coeficientul
de deform.
crește în
zona de
forfecare
primară
Kopalinsk
și Oxley
[42] -,
Oțel 420 10-200 – Termo –
plastifiere
redusă
Furukawa
și
Moronuki
[43] Sistematiz.
PMMA/
CaF2/
Germaniu 6 0.5-10 – Punctul
inițial este
influențat
de propriet.
material.,
muchia
ascutita a
sculei și
forma
așchiei
Lucca ș i
al [44 ] Găurire
adâncă
OFHC Cu 6-108 0.025 -20 0.10-
0.30 Raza tăiș ului
Lucca ș i
Seo [45 ] Strunjire
oscilantă
Te-Cu 7.6 0.01-20 0.25 Unghiul de
degajare
negativ
Ng și al
[46] Strunjire
Al-7075 10,150 0.01-2 0.065-
0.100
Liu și
Melkote
[47] Așchiere
ortogonală
Al-5083 10,200 0.5-10 0.065 –
0.100 Gradul d e
deform.
plast. la o
gros. mică a
așchiei
nedeform.
Filiz ș i al
[10] Frezare
OFHC Cu 40,80,12
0 0.75,1.5,
3,6 ˜2 Mater.
devine ductil
la viteze
mari de
așchiere
Filiz ș i al
[10] Așchiere
ortogonală
Al2024 -T3 150 15-105 12.5-75 Ruperea
ductilă
Wu și Liu
[49] Așchiere
ortogonală
AISI 1045
Otel 15.7-
141.3 1-10 16 Deform.
plast. crește
odată
cu micșor.
grosimii
așchiei
netăiate.
Tensiunile
cresc odată
cu viteza de
deformare.

CAPITOLUL 2
14 2.1.1. Fenomenul de ecruisare a materialului
Becker și colaboratori i [39] și-au manifestat preocupa rea
în legătură cu ecruisarea evidentă a materialului, atunci când
îndepărtarea materialului este de ordinul a sub 0,7 µm. Ei au
atribuit acest fenomen creșterii frânării mișcării dislocațiilor care
au loc în material și forței de așchiere care trebuie să depă șească
forța de atracție a atomilor din cristale.
Fig. 2 .1 prezintă legătura dintre consumul mare de energie
specifică de așchiere în cazul oțelului SAE 1112, pentru trei
procese majore de prelucrare, în acord cu Taniguchi [50] .
(cuprinde testarea ductilităț ii materialului).Aceste tendinț e arat ă
că micșorarea grosimii așchiei nedeformate duce la ecruisarea
suprafeței materialului.
Fig. 2.1 Variații ale energiei specifice de așchiere pentru trei p rocese
majore de prelucrare ([39] [50 ])
Conform lui Shaw [51] , efectele de m ărime cu care se
confruntă procesele de microprelucrare își au originea în
neomogenitățile specifice tut uror metalelor comerciale.

CAPITOLUL 2
15 Larsen-Basse și Oxley [41] au explicat cauza apariției
efectului dimensional î n prelucrare, cauză care constă în
sensibilitatea materialului la viteza de deformare.
Raționamentul lor s-a bazat pe date empirice extrase din
experimentele realizate pe oț el carbon obișnuit . Viteza de așchiere
a fost variată între 6.1 -249 m / min, cu o grosime de așchie
nedeformată situată în intervalul 25 -2500 µm . Ei au concluzionat
că solicitarea maximă la forfecare în zona primar ă de forfecare
este invers propor țională cu grosimea așchiei netăiate.
Pentru cele mai multe metale, cre șterea vitezei de
deformare duce la cre șterea tensiunii de deformare până la limita
de curgere (creșterea rapidă a limitei de curgere în intervalul
specific procesului de prelucrare > 104 / s). Astfel, acesta ar
putea fi motivul cre șterii energiei specific e de așchiere, la
micșorarea grosimii așchiei netăiate .
Kopalinsky și Oxley [42] au constatat o sc ădere a
unghiului de forfecare datorit ă scăderii temperaturii degajate la
frecarea di ntre sculă și așchie. Aceasta duce la cre șterea
rezisten ței la forfecare a materialului piesei, care poate fi
responsabil ă de creșterea for ței de așchiere .
Cu toate acestea, ei au recunoscut c ă influența tempera-
turii nu explic ă efectul de m ărime observat la o grosime a așchiei
nedeformată mai mică de 50 µm.
Fang atribuie fenomenul de efect dimensional proprietă –
ților și comportamentului diferit al materialelor și rezistenței
diferite la forfecare [52 ].
Liu și Melkote [47 ] introduc conceptul de grad de
deformare în ecua țiile tensiunii de deformație (curgere) plastică
pentru a simula procesul de microprelucrare ortogonal, prin
modelare cu element finit.
Modelul a fost capabil de a capta influența efectului de mărime
asupra energiei specifice de așchiere pentru aliajul de aluminiu
Al5083-H116 a șa cum se poate observa în Fig.2 .2. Studiul a
concluzionat că amplificarea gradul ui de deformare duce la
creșterea limitei de curgere a materialului și implicit la ecruisarea
materialului, ecruisare care co ntribuie semnificativ la apariția
efectului de mărime (la viteze mici de așchiere și grosimea așchiei
netaiate mai mică de 10 µm).
În plus, ei au descoperit că dependen ța temperatur ii de
tensiunea de deformar e plastică joacă un rol dominant î n
producerea e fectului de mărime, la viteze relativ mari de așchiere
(> 200 m / min) și grosimi mari ale așchiei netă iate (> 20 µm). Nu
în ultimul rând, efectul de mărime este cauzat de ecruisarea
materialului, datorită unei scăderi a temperaturii în zona

CAPITOLUL 2
16 secundar ă de forfecare concomitent cu micșorarea grosimii
așchiei nedeformate .
Fig. 2 .2 Importanța gradului de deformare în explicarea producerii
efectului de mărime (adaptare [47])
În lu crările ulterioare [53], cercetă torii au analizat
informațiile disponibile în literatura de specialitate și au observat
că pentru o vitez ă dată , au loc cre șteri neliniare ale energiei
specific e de așchiere, la o grosime de așchie netăiată comparabil ă
cu raza tăișului sculei . Ei au afirmat că, în condi ții în care
influența gradului de deformare este dominant ă, are loc cre șterea
neliniară a energiei specific e de așchiere în microstructura
materialului (creșterea limitei de curgere a materialului sau
ecruisare). De asemenea, analiza datelor a sugerat că o cre ștere a
vitezei de așchiere produce o modificare notabil ă a valorii grosimii
așchiei netăiate, valoare de la care începe cre șterea neliniară a
energiei specifi ce de așchiere .
Lai și co laboratorii [54] au dezvoltat un model pentru a
deduce for țele de așchiere și grosimea minim ă a așchi ei
nedeformate în microfrezare, care include efect ul de mărime,
luând în considerare influența gradului de deformare , raza
tăișului și grosimea minim ă a așchiei . Modelul propus ajută la
evaluarea comportamentul ui material ului în timpul ecruisării,
fenomen considerat ca fiind principalul factor cauzator pentru
apariția efectului de mărime . De asemenea, efectul de brăzdare al
materialului determină cre șterea tensiunii de forfecare când
prelucrarea se efectuează la o grosime de așchie nedeformat ă mai

CAPITOLUL 2
17 mică decât grosimea minim ă a așchiei .
Filiz și coautorii [10] au arătat dependen ța energiei
specifice vitezei de așchiere de micșorarea grosimii așchiei
nedeformate (Fig. 2 .3). Prin urmare, au sugerat că în cazul
micro așchierii , fenomenul de termoplastifiere a semifabricatului
este mai important decât fenomenul de ecruisare. Astfel, crește
durabilitatea materialului.
Fig. 2.3 Energia specifică vitezei de așchiere (adaptare [10])
Furukawa și Moronuki [43] au observat instalarea
efectului de m ărime în forța de așchiere, la o grosime a așchiei
nedeformate de 3 microni. Comportare a plastică, neliniară ,
pentru care eforturile au depăș it limita de curgere este
influențată de o combina ție de factori, cum ar fi proprietățile
semifabricatului, precizia tăișului și forma așchiei.
2.1.2. Deformare plastică profundă (a stratul ui de bază de sub
suprafața prelucrată )
Nakayama și Tamura [40] au efectuat încercări
experimentale la viteze foarte sc ăzute de așchiere, pentru a evita
efectele temperatur ii și ale tensiunilor de deformare asupra
procesului. Ei au sugerat c ă tensiunea consumat ă în timpul
curgerii plastice nu este propor țională cu modificarea grosimii
netăiat e a așchiei . Uzura tăișului și micșorarea unghi ului de
forfecare datorită creșterii unghiului de degajare negativ, ar

CAPITOLUL 2
18 putea duce la o cre ștere a efortului de așchiere și a consumului
de energie, care contribuie la apariția efectului de mărime. Cauza
principal ă a deformării plastice în profunzime (stratul de bază de
sub suprafața prelucrată), până la limita de curgere, a fost
recunoscut ă ca fiind extinderea zonei de forfecare în profunzimea
suprafaței prelucrate (prelucrare cu o grosime mic ă a așchiei
nedeformat e).
Shimada și coautorii au oferit explicații similare, având la
bază rezultatele obținute prin simulări dinamic e moleculare [54].
Ei susțin faptul că este dificil să obții o adâncime a
stratului deformat mai mică decât dimensiunea razei vârfului
sculei .
Moriwaki și coautorii [56] au afirmat că adâncime a
stratului suprafeței deformate în cazul așchierii cu plăcuțe
acoperite cu diamant devine aproximativ de 10 ori raza la vârf a
sculei . Aceste rezultate indică faptul că mărimea s tratului
îndepărtat în timpul trecerii sculei pe suprafața nou generat ă
influențează energia specific ă de așchiere, atunci când
micro așchier ea se realizeaz ă la grosimi foarte mici ale așchiei
nedeformate sau cu mai multe treceri.
2.1.3. Influența razei tăișului sculei
Eficiența tehnico -economică a creșterii prelucrabilității
prin așchiere depinde și de energia specifică de așchiere. In
așchiere și rectificare grosier ă (așchii de mari dimensiuni), 90%
din energie este eliberată de așchii, în timp ce în rectificarea fină
(așchii de mici dimensiuni mici) 80% din energie este transferată
piesei. Aceasta este influențată de raza de rotunjire a mu chiei
tăișului, ducând la scăderea fluxului termic în așchie la grosimi
foarte mici ale așchiei nedeformate .
Deformarea plastic ă este însoțită ș i de fenomene legate de
contactul dintre fața de așezare a sculei și suprafața prelucrată.
Stratul de bază de sub suprafața prelucrată își modifică
proprietăț ile fizico- mecanice. După forma zonei de deformare,
rezultă că deformațiile, care se propagă în fața vâ rfului sculei ,
coboară sub nivelul suprafeței prelucrate. Experimental s -a
dovedit că adâncimea deformaț iilor remanente depinde în special
de raza de ascuț ire a tăișului, de grosimea aș chiei nedeformate ș i
de unghiul de degajare al sculei.
Albrecht a fost printre primii care a sugerat că materialul
care se propagă în fața vârfului sculei și care determină apariția

CAPITOLUL 2
19 așa numitului fenomen de brăzdare a materialului, influențează
formarea așchiei și duce la modificări ale dimensiunilor piesei
[58].
Kim și Kim au arătat în mod analitic că forfecarea în
macroprelucrare are loc de-a lungul planului de forfecare, iar în
microprelucrare, în jurul tăișului [59]. Lucca și coautorii [44]
concid că rază tăișului influențează forța de așchiere și consumul
de energie. Ei au observat că temperatura maximă î n piesa se
produce în pla nul de forfecare, î n apro pierea varfului sculei.
Lucrul mecanic consumat în timpul prelucrării se transformă
aproape integral în căldură și numai o mică parte se
înmagazinează sub formă de energie potențială în piesă. Căldura
rezultată are drept surse deformațiile, frecarea dintre așchie și
fața de dega jare a sculei, frecarea dintre suprafața prelucrată și
fața de aș ezare a sculei.
Fenomen ul de brăzdare a materialului datorită depunerii
de tăiș (forța de frecare dintre stratul inferior al așchiei și fața de
degajare poate depăși forța de coeziune interioara a așchiei, încât
o parte din stratul de curgere este frânat și lipit de fața de
degajare) duce la cre șterea energiei specifice de așchiere. Lucca și
colaboratorii au studiat experimental influența unghiului de
înclinare. S-a constatat c ă forța de trac țiune (datorată
fenomenului de brăzdare a materialului) este o componentă care
influențează decisiv grosimea așchiei nedeformate și procesul de
așchiere [45 ]. Intr-un alt studiu, Lucca a sugerat c ă forma și
caracteristicile tăișului au un efect semnificativ asupra for țelor
rezultate, la un raport mic dintre grosimea așchiei nedeformate și
raza tăișului [60]. Komanduri și coautorii [61] au efectuat studii
ale structurilor moleculare, prin simulare dinamică (metodă de
calcul ce abordează complexitatea intrins ecă a problemei
cuantice de mai multe particule, aceste studii constituind piese
importante în înțelegerea proprietăților micros copice ale materiei
condensate; a ceste calcule pot oferi informații ce nu pot fi
accesibile prin experimente și sunt de mare imp ortanță în
domenii precum : știința materialelor, biochimie, biofizică, fizica
corpului solid ), variind raza tăișului (3.62 -21.72 nm) și
adâncimi le de așchiere (0.362 – 2.172 nm) , menținând constant ă
adâncimea de așchiere în raport cu tăișul (0,1, 0,2, și 0,3).
Au fost investigate varia țiile forțelor de așchiere și de
tracțiune, raportul de for țe, energia specific ă, și deformarea
stratului de b ază de sub suprafața prelucrată în raport cu
geometria sculei și adâncimea de așchiere, influențele acestora
fiind semnificative asupra procesului de microprelucrare.
Un alt studiu a raportat că în prelucrarea cuprului prin

CAPITOLUL 2
20 așchiere, la nanoscară, aproximativ 43% din energia totală a fost
disipată (fluxul de energie "iese" din sistem sub formă de energie –
deșeu ) în timpu l procesului de deformare plastică, procent
semnificativ mai mare decât în prelucrarea la scară macro [62 ].
2.1.4. Ruperea (fisura) ductilă
Rezultatele obținute în urma mai mult or experimente
efectuate, au arătat că ruperea (fenomenul de fragmentare a unui
corp solid sub acțiunea unor tensiuni interne sau externe
apărute în urma unor sarcini constante sau crescătoare) inițiază
formarea așchiilor, iar dezvoltarea acestora depinde de
propriet ățile mecanice ale materialului piesei, geometria sculei și
regimul de așchiere utilizat [63]. După deformarea plastică care
precede ruperea, aceasta poate fi fragilă, fără deformare plastică
vizibilă și ductilă, cu o deformare plastică apreciabilă. Ruperea,
fie fragilă, fie ductilă, se produce în momentul în care un de fect
identificat ca o fisură preexistentă în material, atinge dimen –
siunea critică. Energia consumată pentru procesul de rupere este
ridicată la ruperea ductilă și scăzută la cea fragilă.
Cu toate acestea, consumul specific de energie necesar
generării de noi suprafețe, pe baza calculelor a fost considerat ca
fiind neglijabil, în compara ție cu forfecarea și frecarea din studiile
anterioare [63]. Fractura vârfului sculei (uzura dimensională) în
așchierea continu ă și posibilele mecanism e de producere ale
acesteia sunt discutat e în literatura de specialitate, după cum
urmează.
Nu se poate realiza sau nu se poate ajusta întotdeauna o
rază de curbură specifică a sculei pentru a corespunde cerințelor
piesei , în acest domeniu existând mereu provocări. Dacă are loc o
trecere a sculei pe un anumit număr de plăci, suprafața de
forfecare poate fi prezentată ca în Fig. 2.4. Unghiul de înclin are
asociat cu placa 1 este foarte mic și, prin urmare, unghiul de
forfecare corespunz ător este de asemenea de așteptat s ă fie mic.
Așchia din placa 1 se apleacă spre sculă, în placa 2. Unghiul de
forfecare cre ște în plăcile ulterioare , în măsura în care unghiurile
de degajare asociate acestora cre sc. Această varia ție a unghi ului
de forfecare va avea loc p ână la punctul A, dincolo de c are
unghiul de încli nare trebuie să rămână constant . Ca o
consecin ță, așchiile 1, 2, 3 și 4 ar fi de lungimi diferite. În mod
real, la materialele metalice așchiile nu pot fi de lungimi diferite.
Prin urmare, așchia din vecin ătatea fe ței sculei trebuie să se

CAPITOLUL 2
21 deformeze plastic prin întindere (rupere). Regiunea supus ă
întinderii (ruperii) se va extinde până la punctul A (fisura
produce o concentrare de tensini, dar perturbă și starea de
tensiune în vecintatea ei) . Rezistența la întindere pe care o opune
mater ialul așchiat este rezultatul creșterii razei de racordare a
vârfului sculei , astfel, se produce fisura necesară procesului
creării de noi suprafațe. Materialul , dincolo de punctul A este
supus unor solicitări mari de compresiune, sarcina care
determină pr opagarea fisurii încetează, iar fisura se oprește la
atingerea acestei regiuni (în cazul așchierii continue) .
Fig. 2.4 Trecerea sculei pe un anumit număr de plăci; Raza de curbură
specifică sculei (adaptare [64])
Conceptul de rupere a materialului prin separare sau
clivaj pentru a genera noi suprafe țe (care din punct de vedere
microscopic sunt orientate normal la tensiunea de întindere
aplicată), își are r ădăcinile în tensiunile apărute pe direcție
transversală în suprafața așchiei formate (așchii de r upere sau
fragmentate).
Subbiah și Melkote [48] au prezentat modul de formare a
așchiilor de rupere în timpul microprelucrării unui aliaj de
aluminiu (Al 2024-T3), raza de racordare a suprafe țelor
prelucrate fiind limitat ă de raza la vâ rf a sculei.
Teoria lui Atkins [65 ] sugerează că energia necesară
detașării așchiilor este aproximariv egală ca valoare cu rezistența
specifică la rupere a materialului așchiat. Pe baza acestei

CAPITOLUL 2
22 observatii, s- a sugerat că energia consumată în timpul generării
unei noi suprafe țe nu poate fi neglijat ă. Contribuția energiei
specific e conduce la o grosime mică a așchiei nedeformate .
Prin urmare, energia consumată în procesul nou inițiat de
generare a suprafețelor prin rupere ductil ă, poate fi atribuită cel
mai probabil efectului dimensional sau de mărime .
2.2. Heterogenitatea materialului
În prelucrarea la microscară, granula ția materialului sculei
și a semifabricatului intr ă în joc, fă când fiecare interacțiune
sculă -piesă, unică. Mărimea medie a granulației (grăunților)
materialelor folosite este în general între 100 nm -100 µm. Pe
lângă asta, raza de așchiere (1 ~ 2 µ m) este limitată (micșorată)
de tehnologia de ascuțire a sculei și granulația materialului sculei
–carbură – (0,4-0,7 µm). Dimensiunea elementelor componente
ale piese lor micro prelucrate este în mod normal asemănătoare ,
astfel rolul microstructurii material ului este profund impregnat
în procesul de micro așchiere .
Bissacco și colaboratorii săi au declarat că scalabilitate a
(proprietatea unui proces care arat ă capacitatea de a suporta
corect un volum mai mare de încărcare sau de a permite mărirea
sau extinderea sa ) limitată de mărimea granula ției materialelor și
raza tăișului sculei este evidențiată clar prin efectul de mărime
(influența dimensională) prezent la microscară [9].
Moronuki și coautorii au sugerat c ă materialul policristalin
trebuie tratat ca discret ș i eterogen la acest nivel [66 ]. Acest lucru
se datorează grosimii așchiei nedeformate din micro prelucrarea
mecanică , care se încadrează în dimensiunea granulaț iei
microstructurii materialului . Fazele constitutive ale microstruc –
turii materialului cu durități și ductilități foarte diferite, provoac ă
inconsecven ță în anumite condiții de prelucrare.
2.3. Influența grosimii minime a așchiei
Primul pas în stabilirea unui domeniu minim (a unei limite
minime) în prelucrarea micro mecanică este cunoa șterea
prealabil ă a grosimii minim e a așchiei, pentru o anumit ă sculă și
semifabricat. Grosimea minim ă a așchiei este definit ă ca o
grosime minim ă a așchiei nedeformate, care po ate fi eliminată în
mod stabil pe o suprafa ță de lucru, pentru o anumit ă rază a

CAPITOLUL 2
23 tăișului [67].
Pentru a înțelege conceptul de grosime minim ă a așchiei ,
se poate afirma că atunci când grosimea așchiei nedeformate este
mai mică decât grosimea minimă a așchiei , nu mai are loc
îndepărtare a materialului sub formă de așchii, ci un fenomen de
frecare sau finisare[68 ]. Așchia începe să se formeze în urma
unor deformări elastice și plastice produse în material, sub
acțiunea tăișului sculei , atunci când grosimea mater ialului
nedeformat (nedetașat) sau a așchiei nedeformate depășește
valoarea grosimii minime a așchiei. Mecanismul formării așchiei
poate fi prezentat ca și un proces de deplasări succesive ale unor
straturi subțiri de material, în lungul planului de forfec are, cu
respectarea integrității stratului vecin. In momentul în care
deformația specifică de forfecare atinge valoare a caracteristică
fiecărui proces de micro așchiere, se produce forfecarea
materialului, în planul de forfecare. Materialul se îndep ărtează în
totalitate sub formă de așchii, când grosimea așchiei nedeformate
este considerabil mai mare decât grosimea minimă a așchiei .
Astfel, la o sculă mai puțin rigidă , cu cât este mai mare
raportul dintre raza tăișului și avansul pe dinte , cu atât mai
mare este acumularea de material la un avans al sculei.
Weule și colaboratorii au subliniat că o contribu ție puter-
nică aupra grosimii minime a așchiei, este ce a datorată
propriet ăților materialelor [15]. Cercetările anterioare au sugerat
că, cunoașterea grosimii minime a așchiei în timpul selectării
parametrilor de prelucrare adecvați, ar putea contribui la
reducerea rugozității suprafe ței [11, 15], modificarea microstruc-
turii stratului de bază de sub suprafața prelucrată și a uzurii
sculei, toate acestea contribuind la reducerea dimensiunilor
bavurii[68]. De asemenea, cunoașterea grosimii minime a așchiei
se dovede ște util ă în reduce rea fluctuațiilor forței de așchiere [70],
ducând astfel la îmbun ătățirea stabilității procesului.
Chiar și în prelucrarea la macroscar ă, cercetările au fost
direcționate asupra investigării factorilor care afecteaz ă sau
întârzie procesul de formare a așchiilor. Komanduri [71 ] a
constatat tranziția de la regimul de brăzdare (formă severă de
abraziune, cu rizuri late și adâ nci, care p oate fi produsă direct de
contrapiesă (la capul dintelui), de particule mai dure, de piese
metalice și alte materiale dure ) la regim ul de așchiere, prin
determinări experimentale în cazul strunjirii unui oțel moale.
Când așchierea se realizează cu o sculă cu unghi negativ
de degajare, fluxul de material de pe suprafa ța sculei amintite ia
două direc ții, o parte sub faț a de așezare și o parte pe fața de
degajare, pentru a forma așchia , cu un punct mort (de stagnare) ,

CAPITOLUL 2
24 așa cum se arat ă în Fig.2.5. Pe baza cerce tărilor, a rezultat că , la
un unghi de degajare de -55 ° nu se formează așchiile, în timp ce ,
la un unghi de degajare de -75 ° s-a dovedit formarea lor.
Abdelmoneim și Scrutton au raportat c ă, în cazul prelucrării prin
frezare a alamei și a zincului cu g ranulație fină , cu o sculă foarte
tocită (neascuțită) al cărui unghi de degajare a fost > de -76 °,
procesul de formare a așchiilor a fost întârziat [72].
Fig. 2.5 Curgerea material ului pe fața sculei, la un unghi de degajare
negativ mare (adaptatare[71 ])
L'Vov a evaluat grosimea minimă a așchiei, luând în
considerare teoria laminării metalelor, ca fiind 29 ,3% din raza
tăișului sculei [73]. Basuray și colaboratorii [74 ] au evaluat
analitic și experimental că grosimea minim ă a așchiei nedefor –
mate depind e de precizia razei tăișului. Rezultatele experimentale
au arătat că grosimea minimă a așchiei variază între 11-17
procente din raza tăișului, la așchierea plumb ului, aluminiului și
oțelului moale , cu scule din oț el rapid cu raz a tăișului variind
între 0.6-1.5 mm.
Shimada și colab oratorii [55 ] au utilizat simulări de
dinamică moleculară, folosind scule de diamant cu raza tăișului
de la 5 la 10 nm. În studiul lor, grosimea minimă a așchiei
estimată, ob ținută la o rază a tăișului sculei de 5 nm, a fost
aceeași atât pentru pentru piesele din cupru, cât și din aluminiu .
Cu toate acestea, la o rază mai mare a tăișului , raportul dintre
grosimea minimă a așchiei și rază, a fost de două ori mai mare la

CAPITOLUL 2
25 așchierea aluminiului, decât la așchierea cuprului. Frecarea
sculă-semifabricat și/sau rezistența specifică la deformare
plastic ă a semifabricatelor sunt posibilii factori care influen țează
diferențele de grosime minim ă a așchiei. Analiza a ar ătat c ă
grosimea minimă a așchiei în microașchiere poate fi de
aproximativ 5 pân ă la 10 procente din raza tăișului .
Yuan și colaboratorii [75 ] au constatat c ă frecarea
caracteri stică așchie -sculă, joacă un rol important asupra
raportului dintre grosimea minimă a așchiei la raza tăișului
sculei. Analiza teoretică a sprijinit rapoar tele anterioare de
cercetare conform cărora, raportul variază de la 25 – 38 %, atunci
când așchierea o țelului se realizează cu scule din oțel rapid sau
carbur ă. Mai mult decât atât, autorii au sugerat că tăișul sculei
influențează puternic integritatea sup rafeței prelucrate, în ceea
ce priveșt e rugozitatea suprafeței, micro duritatea, tensiunea
reziduală și densitatea de dislocație.
Volger și colaboratorii [11] au folosit un sistem de
elemente finite personalizate pentru determinarea grosimii
minime a așchiei în fazele dure și moi ale oțelului (perlită și
ferită). Valorile raportate sunt în gama de 14- 25 % și 29 -43 % din
raza tăișului pentru fazele de perlită și respectiv, ferită . Faza
moale, de ferit ă, are o valoare relativ mai mare, care indic ă faptul
că fenomenul d e brăzdare este mai predominant la prelucrarea
feritei decât a perlit ei, ca urmare a creșterii ductilității.
Kim și colaboratorii au raportat că , avansul pe dinte în
cazul macrofrezării nu este egal ca valoare cu cel din cazul
microfrezării [68 ]. Această diferență se datorează rigidității relativ
mici la încovoiere a microsculei, determinând- o să devieze u șor, și
acumulării de material în timpul cursei de mers în gol, c ând
avansul pe dinte a fost mai mic decât grosimea minim ă a așchiei.
Într-un alt studiu [76 ] o tehnică indirectă de estimare a
grosimii minime a așchiei se realizează cu ajutorul măsurării
forței de așchiere . Așchierea a fost efectuat ă pe un semifabricat
din alam ă, cu o sculă din carbură . Valoarea grosimii minime a
așchiei s -a situat între 22-25 procente din raza tăișului.
Son și colaboratorii [27] iau în considerare influen ța
frecării dintre semifabricat (aluminiu, cupru, alamă) ș i o sculă
din diamant. Ei au dezvoltat o expresie analitic ă a grosimii
minime a așchiei (h m), în func ție de raza tăișului (r e) și unghiul de
frecare ( β, adică for ța tangen țială/forța normal ă între scul ă și
semifabricatul neprelucrat).

CAPITOLUL 2
26
  1 cos 2.1.42mehr   Validarea experimentală a modelului a fost realizată pe o
mașină de rabotat (raboteză), iar valorile grosimii minime a
așchiei au fost raportate între 18 și 24% din raza tăișului.
Liu și colab oratorii [77] au prezentat un model analitic –
modelul liniilor de alunecare – pentru a estima grosimea minimă
a așchiei, pe baza stărilor termomecanice a materialului prelu-
crat (temperatură de așchiere, tensiuni, viteză de deformare).
Criteriul de tranzi ție al modelului, de la regimul de
brăzdare, la cel de forfecare, a fost similar cu cel din testul de
zgâriere – tehnică reproductibilă cantitativ, în care sarcinile
critice la care apar erori sunt folosite pentru a compara
proprietățile de coeziune sau adeziune ale acoperirilor sau ale
materialul substratului; î n timpul încercării, pe probă sunt
făcute zgârieturi cu un vâ rf sfero-conic care este tras l a o viteză
constantă peste probă, sub o sarcină constantă; s arcinile critice
observate sunt eșecuri ale coeziunii, cum ar fi spargerea, sau
deformări plastice ale materialului, sau defecte ale acestuia.
(Liliana – Laura Bădiță, 2012)
Din validările experimentale, a rezultat că grosimea
minimă a așchiei a fost de aproximativ 38 – 40% din raza
tăișului, pentru Al 6084 -T6 și 24 – 35% pentru 1040 o țel AISI.
Mai mult decât atâ t, au fost efectuate și simulă ri pentru dou ă
tipuri de oțel carbon (AISI 1018 și AISI 1040) și Al6082 -T6. Ei au
subliniat faptul că viteza de așchiere, termoplastifierea,
tensiunea de călire și raza tăișului, au avut o influen ță agravantă
asupra grosimii minim e a așchiei .
Pentru o țelul AISI 1040, cre șterea vitezei de așchiere și a
razei tăișului a condus la o creștere a grosimii minime a așchiei.
O creștere a compozi ției de carbon a avut, de asemenea,
același rezultat. Acest lucru a fost atribuit influenței plastifierii și
călirii . Oțelul devine mai ductil ca urmare a cre șterii temperaturii
de așchiere, așchiile formându -se mai u șor. Acest rezultat
sugerează că viteza relativ scăzut ă de așchiere este de preferat
pentru o țelurile carbon, pentru a evita formarea intermitent ă a
așchiilor la o încărcare mică a așchiei.
Cu toate acestea, în cazul Al6082-T6, gr osimea minimă a
așchiei rămâne aceea și cu varia țiile vitez ei de așchiere și cu raza
tăișului. Acest lucru duce la micșorarea (scăderea) efectelor
plastifierii și ale ecruisării, care se contracarează reciproc.
În urma cuno ștințelor acumulate pe baza lucr ărilor

CAPITOLUL 2
27 anterioare se poate rezuma că, cei mai mulți dintre cercetător i au
folosit for țele de așchiere ca o caracteristic ă elementar ă pentru a
estima grosimea minim ă a așchiei .
Valoarea grosimii minime a așchiei variază între 5 și 43%
din raza tăișului scule i. Variația acestor valori s -a dovedit a fi
influențată în principal de materialul semifabricatului, sculă,
precum și rigiditatea sculei.
Influența preciziei tăișului sculei (gradul de ascuțire)
asupra îndepărtării materialului în timpul procesului de
microprelucrare este c rucială în determinarea grosimeii minime a
așchiei . Opera țiile de așchiere pot fi redus e (reducerea grosimii
minim e a așchiei ), atunci c ând sunt utilizate scule cu tăiș mai
ascuțit (grad de ascuțire mai mare) , cum ar fi cele din diamant.
Se sugerează că progresele care au avut loc în procesul de
fabricație a sculelor, cum ar fi scule cu tăișuri mai ascuțite și mai
puțin fragile, pot favoriza buna desfășurare a procesului de
microprelucrare și înlesni obținerea de suprafețe complexe,
îndep linind toate condițiile de precizie și ultraprecizie .
Mai mult decât atât, propriet ățile termomecanice ale
semifabricatului , frecarea dintre sculă și semifabricat și viteza de
așchiere, sunt de asemenea importante și trebuie luate în
considerare, î n veder ea stabilirii influenței lor asupra
fenomenului grosimii minime a așchiei .
2.4. Deformarea elasto- plastică
Când așchierea se efectuează dincolo de grosimea minimă
a așchiei, între scul ă și semifabricate se produc forțe mari, ceea
ce duce la devierea sculei, iar prelucrarea are tendința de a se
realiza în plan înclinat și nu vertical cum ar trebui. În plus,
datorit ă revenirii elastice , suprafața prelucrată poate fi cu câțiva
micrometri deasupra locului în care a trecut scula [5]. De aceea,
cunoașterea propriet ăților materialelor va fi util ă în selecta rea
condițiilor de așchiere, necesare pentru a produce micropiese cu
o mai mare precizie dimensională.
În acest sens, Jardret și colaboratorii au afirmat că
deformarea plastic ă crește propor țional cu modulul lui Young
(modul de elasticitate longitudinală) în raport cu duritatea [78].
Într-unul din studii, Nakayama [79] a declarat c ă valoarea
ridicat ă a durit ății raportată la modul ul de elasticitate, duce la o
revenire elastică mai mare (mai rapidă) a materialului. A fost
sugerat de asemenea că oțelurile cu 0,45% carbon au o revenire

CAPITOLUL 2
28 elastică înaltă ( mai bună) în starea de călire, compara tiv cu
starea recoapt ă.
Taniyama și colaboratorii [80] a efectuat un test d e
zgâriere pe un o țel JIS S25C (figura 2.6), cu scopul de a investiga
influența neomogenității materialului semifabricatului asupra
procesului de microdeformare.
Fig. 2.6 Canelură (șant) realizată prin zgâriere – profil secț iune
transversală (adaptatare[80 ])
Zgărieturile obț inute în diferite faze (succesiuni) ale proce-
deului, au fost observate și comparate cu ajutorul microscopiei
electronice de baleiaj-cu scanare de ele ctroni (tehnică specială
care permite observarea și caracterizarea la scară micro ș i
nanometrica a materialelor solide anorganice sau organice ).
Taniyama și colaboratorii a u arătat în mod clar că ,
canelura (șantul) rezultată prin zgârierea perlitei, a fost mai mică
decât în cazul feritei .
Acest lucru ilustrează faptul că perlit a prezintă o revenir e
elastic ă înaltă, comparativ cu ferita . Autorii au atribuit acest
fenomen prezenței cementitei lamelare în perlită, care este de
zece ori mai dură decât ferita .
Mai mult decât atât, au descoperit că atunci când are loc
zgârierea perlitei , curgerea plastică a fost mai degrabă limitată la
ferita lamelară , decât la cementita lamelar ă.

CAPITOLUL 2
29 2.5. Formarea așchiilor
Înțelegerea fundamental ă a microașchierii și ră spunsul
(comportare) s ău la influența variabilelor procesului, poate fi
realizată prin studierea mecanismelor de deformare și modul în
care aceastea pot fi manipulate și eventual controlate [81].
Caracteristicile materialului, puritatea, orientarea cristalografică,
temperatura și condi țiile atmosferice, condițiile de așchiere,
parametrii geometrici ai sculei, natura materialului așchietor,
starea stratului superficial al materialului, au fost raportate ca
variabile primare care influen țează deformarea plastică.
În cazul procesul ui de microașchiere a materialelor
policristaline, apar structurile lamelare care sunt separate de
planurile de forfecare [82 ]. Lamelele sunt aliniate perpendicular
pe direc ția de eliminare a așchiei și glisa te în sus, pe fa ța de
degajare a sculei, indiferent de orientarea grăunților . Grosimea
așchie i diferă în func ție de orientarea cristalografic ă, datorit ă
schimb ării unghiu lui de forfecare. Grosimea se schimbă , de
asemenea, atunci c ând scula trece de limita de granulație .
Ueda și colaboratorii au remarcat o structur ă similar ă la
microașchierea metalelor amorfe. Ei au descoperit că lamelarea
așchiilor a avut loc d atorită str ucturilor celulare periodice din
planurile de forfecare [83 ].
În microformarea așchiilor, unde grosimea așchiei netăiat e
este aproximativ cât raza tăișului , unghiul de degajare efectiv
devine puternic negativ, ceea ce duce la o modificare a unghiului
sub care are loc eliminarea așchiei și a unghiului de forfecare
[83].
Ohbuchi și Obikawa [85] au observat o stabilitate
(constanță, duritate) în construcția tăișului la sculele cu un
unghi mare de degajare negativ. Anvergura punctului mort
(punctul la care scu la, în cursa sa de coborâre pentru a prel ucra
piesa, își schimbă viteza, pentru a prelucra efectiv sau se oprește
pentru a se r etrage) depinde de grosimea așchiei și unghiul de
înclinare efectiv a șa cum se arat ă în fig. 2.7. Grosimea relativ ă a
așchiei deformate cre ște la o scădere a grosimii așchiei netăiat e,
atunci când raza tăișului rămâne neschimbată [86].
Moriwaki și colaboratorii [56 ] au raportat că orientarea
cristalografică influențează procesul de formare a așchiilor, la
grosimii de așchii nedeform ate de ordinul microni lor. Cu toate
acestea, procesul de formare a așchiilor nu a fost influențat
atunci când grosimea așchiei nedeformate a fost redusă la nivelul
submicronilor. Aceast fenomen se datorează prezen ței unui strat
deteriorat sub suprafa ța prelucrat ă, conducând la un unghi de

CAPITOLUL 2
30 forfecare constant și care are un rol dominant, comparativ cu
orientarea cristalografică.
Fig. 2.7 Formarea așchiilor la difer ite unghiuri de degajare. Condiț ii de
așchiere : semifabricat din o țel cu 0,45% C (S45C) ; sculă , viteza de
așchiere, 10m/ s;
(a) 70 µ m avans/dinte, -20 ° unghi de degajare (b) 40 µ m avans/ dinte, –
30 ° unghi de degajare [85 ].
Simoneau și colaboratorii [32] au simulat procesul de
formare a aș chiei în cazul o țelului normalizat AISI 1045. Ei au
atribuit valori diferite durit ății faze lor microstructurii o țelului și
au explicat formarea așchiei și a defectelor de suprafa ță în
așchierea la microscară . Rezultatele au fost analizate și verificate ,
prin observa ții experimental e arătându -se că fazele micros truc-
turii materialului modifică procesul de deformare plastic ă.
Morfologia așchiei s -a schimbat, de la așchii continue sau
de curgere, la așchii de forfecare sau fragmentare , atunci când
grosimea nedeformată a așchiei este inferioară fazei de granulație
fină (grăunți foarte mici) a microstructurii materialului. În plus,
faza de ferită moale a fost eliminat ă de pe suprafața așchiei.
Într-o lucrare ulterioară [12], s-a demonstrat o legătură
între microstructura materialului și formarea așchiei la macro,
mezo și microașchierea oțelului AISI 1045. S-a constatat c ă
deformarea plastic ă crește odată cu scăderea la scară a
procesului de așchiere (deformarea plastică în cazul micro-
așchierii este superioară celei din macroașchiere) .
Lungimea de contact dintre așchie și fața de degajare este
un parametru important care influen țează forța de frecare și
temperatura de așchiere. În așchierea de ultraprecizie (folosirea
de scule cu diamant policristalin) a cuprului, cu grosimea așchiei
nedeformate de 3 µm, s-a constatat c ă lungimea de contact
ajunge la o valoare de aproximativ 50 de ori grosimea așchiei

CAPITOLUL 2
31 nedeformate și crește odată cu micșorarea sarcinii (încărcării)
așchiilor [55]. Această cre ștere deosebit ă a lungimii de contact
complic ă proces ul de micro formare a așchi ei. Pe de alt ă parte,
unghiul de forfecare nominal scade. Se produc e încovoierea și
îndoirea așchiilor și are loc trecerea acestora peste fa ța de
degajare a sculei . Din cauza imposibilității de a controla procesul
de formare a așchiilor, de multe ori rezul tă o suprafa ță prelucrat ă
grosier, precizie scăzută a prelucrării și probleme în evacuarea
așchiilor din zona de prelucrare [87 ].
Unele dintre studiile privind formarea așchiilor sugerează
că, din cauza sarcini i mici a așchiilor, temperatura din zona de
așchiere, în cazul prelucrării la micro scară, este mai mic ă în
compara ție cu cea din așchierea convențională.
Moriwaki și coautorii [86, 88], pe baza studiilor anterioare ,
au raportat c ă temperatura în așchierea de ultraprecizie cu scule
cu diamant policristalin a cuprului, a ajuns la un nivel situat
între 150 – 350 ° C. În cazul cerinț elor de precizie foarte ridicată
de prelucrare, au sugerat c ă influența c ăldurii la așchiere nu
poate fi neglijată. Dilatarea termic ă a sculei și a piesei a fost
identificată ca fiind responsabilă pentru abateri de la 0,5 p ână la
1 µm ale toleran ței pentru sculele noi și respectiv, uzate.
Dhanorker și Özol [34] au realizat o simulare a procesului
de microfrezare, setând ca temperaturile din zona de așchiere să
se situeze în jur de 60 ° C pentru Al 2024-T6 și în jur de 150 ° C
pentru oțelul AISI 4340. Simul ările FEM au fost efectuate cu
următoarele condiții de așchiere: viteza de așchiere 80m / min ,
10 µm avans/dinte, folosind o sculă cu un diametru de 635 µ m și
raza tăișului d e 3 µm.
Cu toate acestea, Komanduri[71 ] a raportat o observa ție
contrast antă, conform căreia, semnele de recristalizare au fost
prezentat î n așchiile medii (intermediare) ale oțelului carbon,
așchii obținute la un unghi de degajare de – 75 °, 10 µ m
adâncime de așchiere și 182 m/min vitez ă de așchiere . Acest
lucru sugereaz ă o temperatur ă ridicat ă în zona deformării
plastice, la un unghi mare de degajare negativ.
Komaduri și Brown au colectat diferite tipuri de așchii
produse în așchierea neomogenă și anum e, așchii ondulat e,
segmentate și discontinue [89]. Așchia ondulată este generată de
o variație ciclic ă a grosimii așchiei, cauza fiind o oscila ție a
unghiului de forfecare. Segmentele de așchii discontinue sunt
complet separate, prin fracturarea suprafe țelor. Între timp, este
dificil a determina o distinc ție clară între așchiile întrerupte și
așchiile de forfecare, în mod normal ambele fiind clas ificate ca
așchii întrerupte [90 ].

CAPITOLUL 2
32
Fig. 2 .8 Clasi ficarea așchiilor (adaptatare[90 ])
Tönshoff și colaboratorii [90] au rezumat diferite teorii și
observa ții pentru formarea în cazul o țelului c ălit. În general, s-au
observat așchii continue (de curgere ), atunci când grosimea
așchiei fost mai mic ă de 20 µm, din cauza efortului mare de
compresiune și a temperaturilor ridicate din apropierea tăișului,
care conduc la o deformare plastică a materialului. Atunci când
grosimea așchiei este mai mare de 20 µ m, o por țiune din
grosimea așchiei nu este deformat ă plastic și are loc tranzi ția de
la așchie continuă (de curgere ), la așchie discontinuă
(segmentat ă). Acest fenomen are loc datorită fracturii periodice
inițiată la suprafa ță liberă a semifabricatului, unde există
solicit ări de compresiune minim ă [91] sau instabilitate
termoplastic ă de-a lungul unei linii, care se întinde de la v ârful
sculei și se propag ă în sus , pe suprafaț a liber ă [92], favorabil unui
coeficient mare de deformare. S-a raporatat că , creșterea
avansul ui și a vitezei de așchiere a avut un efect identic asupra
așchiei din zona de forfecare [93 ]. În practic ă, viteza de așchiere
tinde s ă aibă o influen ță mai mare asupra morfologiei așchiei,
asupra materialului piesei de prelucrat. Viteza de așchiere poate
varia într -un interval mult mai m are decât grosimea așchiei
nedeformată (avans ul este uneori limitat de cer ințele de calitate
ale suprafaț elor prelucrate, de mașinile-unelte și de alți factori).
Barry și colab oratorii [94] au raportat c ă formarea dintelui
de fer ăstrău (ondulație de formă nesinusoidală, numit ă astfel pe
baza asemănării sale cu din ții de la un fi erăstrău) este o
caracteristic ă fundamental ă a prelucrării aliajelor de titan, î n
condiții de așchiere clasice. Cu toate acestea, sc ăderea vitezei de

CAPITOLUL 2
33 așchiere și/sau a grosimii așchiei nedeformate (mai pu țin de 20
µm) reprezintă consecințe ale tranzi ției de la formarea periodic ă a
așchiei, la formarea aperiodic ă a așchiei din ți de fer ăstrău. La o
reducere suplimentară a grosimii așchiei nedeformate cu câț iva
microni ( pentru o viteză de așchiere care variază de la 15 la 180
m/min) au fost observate așchii continue.
Komanduri și Von Turkovich au raportat formarea de
așchii segmentate în prelucrarea aliajelor de titan, la o vitez ă de
așchiere foarte sc ăzută (3,84 m/ min) [95]. S-a observat c ă
deformarea plastic ă în zona primar ă nu este uniform ă și că are
loc o intens ă forfecare superficială între segmentele de așchii,
datorit ă propriet ăților slabe de disipare a c ăldurii, fenomen
specific aliaje lor de titan. Komanduri și Schroeder a u remarcat o
instabilitate termoplastic ă care duce la forfecare a adiabatic ă în
procesul de formare a așchiilor pentru Inconel 718, fenomen
foarte similar cu cele raportate la prelucrarea titaniului și a
oțelului AISI 4340, la prelucrarea cu viteze de așchiere mai mari
[95]. Barry și colaboratorii [93] au elaborat și au prezentat în
acest sens, două situații distincte de defecte catastrofal e de
forfecare la prelucrarea Ti -6Al-4V, la o grosime a așchiei
nedeformat e de 80 µm. Sub acțiunea unei viteze mari de așchiere
(180 m/ min), distrugerea (fisurarea) material ului a fost atribuit ă
ruperii ductil e, datorată creșterii ductilit ății ca rezultat al
termoplastifierii. Cu toate acestea, s-a observat de asemenea,
faptul că regiunea superioară a zonei de forfecare primar ă a
devenit plată din cauza clivaj ului ( tendința întâlnită la minerale
sau cris tale de a se sparge, despica, paralel cu re țeaua structurii
cristaline ). Sub acțiunea vitezei scăzut e de așchiere (15 m/ min),
fisurarea sau distrugerea materialului s-au produs datorită
fenomenului de clivaj .
2.6. Generarea suprafețelor
Obiectivul de a crea suprafe țe netede, ultra-func ționale, cu
precizie exponen țială și de calitate ridicată pentru componentele
micro, este factorul motivant pentru cercetarea generării suprafe –
țelor în prelucrarea la microscară. Mai mult decât atât, deoarece
raportul dintre aria suprafa ței și volum crește, pe măsură ce
piesele și dispozitivele sunt miniaturizate, ar trebui să se acorde
mai multă atenț ie generării suprafețelor ș i fenomenelor care
influențează calitatea suprafa ței [31]. În acest sens, este necesară
o mai bună în țelegere a influenței grăunților individuali din
microstructura materialului și a mecanismelor care guvernează

CAPITOLUL 2
34 procesul de prelucrare a suprafa țelor la micro scară.
Mai mulți cercetă tori au raportat influen ța dominantă a
grosimii așchiei asupra rugozității supraf ețelor în micro
prelucrare [11, 15]. Bissacco și colaboratorii [9] au întărit această
observa ție, prin analiza imaginilor SEM cu angajarea sculei în
așchiere, în cazul microfrezării . Ei au descoperit formarea de
ondulații a suprafețelor material ului deformat plastic , care se
succed periodic în direcția mișcării de avans, sub un raport critic
al grosimii așchiei cu raza tăișului, care duce la apariția efectului
de mărime (dimensional) . Aceste rezultate indică faptul că
raportul dintre grosimea așchiei nedeformate și diametrul sculei,
reprezintă mecanismul de declanșare a influenței tăișului sculei
asupra procesului de prelucrare .
Vogler și colaboratorii [11] au investigat procesul de
generare a suprafa țelor în micro frezarea frontală a semifabrica-
telor din materiale monocomponente și multicomponente ș i au
constatat că efectul de dimensiune influen țează procesul de
generare a suprafa țelor în mai multe moduri. Valorile rugozită ții
suprafețelor prelucrate prin microfrezarea unui semifabricat din
fontă maleabilă au fost mai mari decât în cazul unui material
monocomponent, în aceleași condiții așchiere. Pentru materialele
monocomponente , raza tăișului sculei are un rol important în
procesul de generare a suprafe ței, prin intermediul grosimii
minim e a așchiei .
Fig. 2 .9 Influențele grosimii minim e a așchiei și formării bavurilor
asupra rugozității materialelor monocomponente
(adaptare [11])

CAPITOLUL 2
35 Pentru materialele multicomponente, rugozitatea
suprafeței (Fig 2.9) este determinată de combina ția a trei factori
distincți și anume: influența geometriei sculei , influența grosimii
minime a așchiei și influența formării bavurilor la limita de
separare a grăunților cristalini (limită de granulație) . În plus, s-a
constatat că raza mare a sculei produce suprafe țe rugoase .
Autorii au studiat, de asemenea, rolul limitei de gra nu-
lație prin examinarea urmei (canalului) lăsate pe suprafață,
folosind tehnica SEM a șa cum se arată în Fig. 2.10.
Fig. 2 .10 Imagine SEM a urmei (canalului) lăsate pe material
(a) perlită, (b) ferită ,
(c) bavuri feritice , (d) bavuri perlitice [11]
Suprafe țele în cazul materialelor monocomponente (Fig.
2.10 (a, b)) au fost relativ netede, fără influențe (efecte)
granulometrice (datorate mărimii grăunților).
Cu toate acestea, pentru materiale multicomponente,
imaginile SEM (Fig. 2.10 (c, d)) arată în mod clar unele bavuri
miniaturale formate la distan țe comparabile cu distanța dintre
limitele de separare a grăunțil or (liniile albe din figura 2.10 (c, d)).
O posibilă explica ție pentru acest comportame nt a fost că, proce –
sul de formare a așchiei este întrerupt la ieșirea sculei din limita
de granulație, formându -se bavuri.
Pentru a testa această ipoteză, așchiile au fost colectate ș i
analizate cu ajutorul imaginilor SEM a șa cum se arată în Fig.

CAPITOLUL 2
36 2.11. A șchiile materia lelor monocomponente (Fig. 2.11 (a, b)) au
fost de curgere (continue), în timp ce așchi ile fontei maleabile
(Fig. 2.11 (c, d)) au fost foarte fragmentate (discontinue), indicând
natura discontinuă/întreruptă a procesului de formare a
așchiil or.
Fig. 2 .11 Imagine SEM a așchiilor (a) perlită, (b) ferită,
(c) bavuri feritice, (d) bavuri perlitice [11]
Weule și colaboratorii [15] au efectuat teste de
microstrunjire oscilantă (a suprafețelor sferice sau
poligonale)/microfrezare frontală pe d iferite materiale din o țel
tratat termic, cu o sculă cu plăcuță din carbură metalică.
Rezultatele experimentale au aratat că schimbarea proprietăților
materialului de la un grăunte la altul, influențează rezultatul
calității suprafeței. Mai mult decât atât , cu ajutorul unui
dispozitiv de măsurare topografică pe bază de laser, a fost
detectat la nivelul suprafeței, un profil în forma dinților de
ferăstrău. Prin urmare, ei au afirmat că grosimea minimă a
așchiei este probabil responsabilă pentru determinarea calității
suprafeței. Au mai subliniat că vitezele de așchiere mari conduc
la o mai bună calitate a suprafeței.
Son și colaboratorii au raportat că cea mai bună calitate a
suprafeței și tensiunile minime reziduale s-au realizat la
prelucrarea cu o grosime minimă a așchiei, a semifabricatelor din

CAPITOLUL 2
37 aluminiu, alamă și cupru, obținându -se așchii continue la
prelucrarea cu o sculă din diamant, pentru canelat, cu un
diametru de 1 mm [27].
Nakayama [79 ] a recomandat îmbunătă țiri ale calității
suprafe ței, recomandând utilizarea de ma șini de înaltă precizie ,
cu o construcție mai rigidă, precum ș i evitarea depunerilor pe
tăiș (tăișul de depunere) . În plus, ei au precizat ca aceasta din
urmă poate fi evitată prin :
 Selectarea de materiale neadezive pentru sculă ș i
semifabricat;
 Menținerea unui tăiș permanent ascuț it;
 Prelucrarea la viteze foarte mari de așchiere;
 Utilizarea unei scule cu o unghi mare de degajare
(înclinare) (> 30 °);
 Prelucrare la o temperatura de așchiere mai mare
decât temperatura de recristalizare a semifabri-
catului.
Modul de așchiere este un alt factor important cu o
influen ță dovedită asupra calității suprafeț ei prelucrate. Takács
și colaboratorii [19], Min și colaboratorii [97], în cercetările lor
experimentale au stabilit că la frezarea contra avan sului,
calitatea suprafeței este afectată mai mult decât la frezarea în
sensul avansului. Mai mult decât atât, Schmidt și Tritschler [20]
redau concluzii similare în cazul prelucrării oț elului de scule AISI
H11, tratat termic, cu valori diferite ale durității (42 ș i 52 de
HRC). Ei au arătat că rugozitatea suprafe ței depinde de duritatea
materialului semifabricatului, de viteza de avans și de măsurarea
suprafe ței în zona de prelucrare.
Simoneau și colaboratorii [17] au observat energia disipată
prin deformaț ii plastice în microstructura materialului, cu
ajutorul unei modelări cu element finit. Ei au sugerat că
deformarea plastică dezechilibrată care are loc în microstructura
oțelului AISI 1045, cauzează apariția ondulațiilor pe suprafața
prelucrată. Mai mult decât atât, în lucrările științifice ulterioare,
cercetătorii au sugerat că reducerea mărimii ondulațiilor este
posibilă prin micșorarea granulației, precum și orientarea
corespunzătoare a grăunților pe durata prelucrării (orientare
normală la planul de fo rfecare) și, mai precis, prin selectarea
adecvată a grosimii așchiei nedeformate raportată la granulația
microstructurii materialului [16].
Dornfeld și colaboratorii au afirmat că un material poate
produce elasticitate sau fragilitate unui grăunte, pe parc ursul
așchierii [2]. To și coautorii au raportat că prelucrarea unui
semifabricat din aluminiu , cu structură cristalină uniformă, în

CAPITOLUL 2
38 lungul planului (100) determină o mai bună calitate a suprafeței
în compara ție cu așchierea în lungul planurilor (110) și (111)
[97].- planurile (100), (110), (111)- coordonatele spațiale ale unui
punct prin care trece direcția respectivă .
Zhou și Ngoi au arătat că pentru un material fcc (face
centered cubic = cristal cubic cu fețe centrate) cu structură
cristalină uniformă, c omportamentul plastic intrinsec al
cristalelor individuale a avut un efect mai important asupra
rugozității suprafeței comparativ cu direc ția de așchiere cristalo-
grafică (așchiere în lungul planurilor cristalografice) [13].
Moriwaki și colaboratorii [56 ] au constatat că rugozitatea
suprafeței nu este afectat ă de orientarea crist alografică la
prelucrarea cupru lui policristalin cu o adâncimea de așchiere
mai mică de 0,1 micrometri , deoarece suprafa ța nu este generat ă
de limita de granulație . Mai mult decât a tât, scăderea rugozității
supraf eței a fost atribuită formării stratului amorf , ca urmare a
superfinisării induse de tăiș, la o grosimea a așchiei nedeformate
de 0,1 µ m. De asemenea, s -a sugerat că influența orientării
cristalografice poate fi ameliorată prin selectarea unei mărimi a
așchiei de zece ori mai mare decât mărimea grăunților
materialului [43 ].
Liu și colaboratorii [99] au dezvoltat două modele pentru
generarea suprafețelor, prin intermediul componentelor
deterministe (determinate de factori cu acțiune continuă asupra
fenomenului) și stocastice (aleatorii), identificate ca influențând
rugozitatea suprafe ței prelucrate în microfrezarea cilindro-
frontală sunt grupate în Fig. 2 .12.
Fig. 2 .12 Influența componentelor deterministe și stocastice asup ra
prelucrării suprafețe [38]

CAPITOLUL 2
39 Conform figurii 2.12, componentele deterministe caracteri-
zează topografia suprafeț ei, generate de mi șcarea relativă dintre
tăișul principal și materialul semifabricatului. Modelul determi –
nist repreze ntat în figură în partea stângă sus, încorporează
influențele cinematicii procesului, dinamicii, tăișului și defectele
de proces (de exemplu, bătaia sculei). Modelul stocastic prezice
creșterea rugozității suprafe ței generată de efectul de brăzdare,
efect determinat de influența s eminificativă a razei tăișului. În
partea stângă a figurii, jos, este caracterizat modelul determinist,
prin topografia tridimensională a suprafe ței, luându- se în consi –
derare influențele grosimii minime a așchiei, revenirea elastică și
vibra ția transvers ală.
Variația regimului de brăzdare, datorită condi țiilor diferite
de formare a așchiei este considerat ca făcând parte din modelul
stocastic. Aceste modele au fost validate experimental, prin micro
frezarea aluminiu lui Al 6061-T6 [100 ].
2.7. Formarea bavuri lor
Formarea bavurilor și eradicarea lor reprezintă una dintre
cele mai mari provocări în microfrezare. Calitatea suprafețelor în
domeniul nanoprelucrării reprezintă un parametru important ș i
realizabil, dar provocarea o reprezintă posibilitate a de a reduce în
dimensiuni bavurile. Bavurile poate fi descrise ca fiind materialul
plastic deformat dincolo de muchia (marginea) piesei de
prelucrat. Ele pot produce efecte negative în prelucrarea micro-
componentelor, acest lucru interferând cu opera țiunile ulterioare
de asamblare.
Gillespie a subliniat că stoparea dezvoltării bavurilor ar
trebui să fie principalul obiectiv în microprelucrare, deoarece o
post-procesare conven țional ă (ulterioară prelucrării ), ar putea
provoca discrepan țe dimensionale și tensiuni reziduale în
micropiesele de mare precizie. Mai mult decât atât, finisare a
muchiei unei piese (unde s-a deformat plastic materialul,
provocând bavuri) ar putea ajunge la 30% din costul producerii
unei piese [23].
În general, există trei mecanisme de formare a bavurilor și
anume: prin deformare laterală, prin îndoire și prin rupere.
Au fost identificate patru tipuri principale de bavuri,
denumite: de contracție, de rupere, de răsucire ș i întrerupte [101 ]
sau de intrare, de ieșire, superioare, inferioare. Forma țiunile de
bavuri, în dezvoltarea lor, parcurg mai multe etape: de inițiere
(început), de evoluție, punct de oscilare (rotire), ș i de dezvoltare

CAPITOLUL 2
40 finală [102 ].
Lee și Dornfeld [103] au clasificat diferitele tipuri de bavuri
pe lungimea unui canal rezultat î n urma așchierii, aș a cum se
arată în Fig. 2 .13. Devierea laterală a sculei în timpul prelucrării
și deformarea plastică, facilitează formarea bavurilor [101 ].
Fig. 2 .13 Tipuri de bavuri [103]
Formarea bavurilor depinde în principal de ductilitatea
materialului piesei, geometria sculei, parametrii de așchiere (în
principal diametrul așchiei), uzura sculei ș i forma piesei [104].
În ceea ce prive ște supravegherea bavurilor, Nakayama și
Arai [105 ] au specificat că, în macroprelucrare, dimensiunile
bavuri lor pot fi micșorate prin descreș terea grosimii nedeformate
a așchiei și prin reducerea solicitării la forfecare a așchiei. Se
observă că, în microprelucrare, reducerea grosimii așchiei ajută
la scădera în dimensiuni a bavuri lor, doar în cazul prelucrării la
ogrosime nedeformată a așchiei mai mare decât raza tăișului . În
caz contrar, apare efectul de brăzdare, care accelerează creșterea
dimensiunilor bavuri lor.

CAPITOLUL 2
41 Proprietă țile materialului influen țează, de asemenea for –
marea de bavuri. În general, s-a suge rat că materialele cu o
ductilitate mai mare, produc bavuri de dimensiuni mai mari
[106].
Formarea bavurilor este determinată și de efectul de
mărime (influența dimensiunilor la care se realizează
prelucrarea) , o rază mai mare a tăișului avantajând formarea de
bavuri mai mari [10, 103, 106]. O creștere a razei tăișului care
apare ca urmare a uzurii sculei, scade raportul (proporția) dintre
grosimea așchiei nedeformate și raza tăișului ; acest lucru
înseamnă că unghiul efectiv de înclinare devine mai negativ.
Stratul de material din fața tăișului sculei este
împins/comprimat, deformat plastic și transformat în bavuri.
Modul de așchiere în frezare a canale lor generează, de asemenea,
diferite dimensiuni pentru bavuri.
Filiz și colaboratorii au raportat dimensiuni mai mari ale
bavurilor, la frezarea în sensul avansului, decât la frezarea
contra avansului [10]. Fang și Liu a u sugerat că, odată ce
materialul piesei de prelucrat și un alt parametru al proces ului
sunt prestabilite , grosimea așchiei nedeformat e deter mină
dimensiunea bavurilor [21].
2.8. Microscula
Un factor important în procesul de microprelucrare este
scula de așchiere. O scădere în diametru a sculei, duce la
creșterea abaterii geometriei sculei (de la desenul de execuție),
geometrie reprezentată de raza tăișului, unghiul de înclinare și
unghiul de degajare, datorită dificultăților de a controla
toleranțele dimensionale. Erorile de construcție ale microsculelor
minimalizează adesea avantajul oferit de procesul de micro –
prelucrare -ultraprecizia [2]. Per forman ța frezelor miniaturale
este foarte mult influențată de vibrații minore și de for țe excesive,
care pot fi dăunătoare pentru durata de via ță a sculelor și pentru
controlul toleranțelor componentelor [1].
O altă influență a dimensiunilor (efect de mări me) a fost
devierea sculei [35]. De asemenea, este necesar a în țelege
mecanismul de uzură a sculei, luând în considerare dimensiunile
acesteia și influen ța lor în procesului de micro prelucrare.
Modificări le care apar la tăișul micro sculelor, pot duce la
creșterea solicitărilor în arborele mașinii -unelte și cauz ează
ruperea sculei . Mai mult decât atât, creșterea forțelor de așchiere
datorate uzurii sculei pot determina devieri ale scule lor ș i

CAPITOLUL 2
42 imprecizii geometrice ale micropieselor.
Chae și colaboratorii [1 ] au declarat că există foarte puț ine
studii cu privire la microprelucrarea cu scule din carbură ș i
uzura acestora la nivel micro. În ciuda utilizării extinse în ultra
prelucrarea de precizie a sculelor din diamant, acestea au o
utilizare limitată asupra materialelor feroase, datorită atracției
chimice ridicate între aceste materiale și uzura excesivă. Micro
sculele sunt, de obicei, realizate din carbură de wolfram (WC),
care se aseamănă prin duritate cu diamantul . Pentru a
îmbunătă ți rezisten ța la uzură, s e utilizează granulații foarte fine
de WC (<600 nm ) cu liant de cobalt ; o cantitate mică de cobalt
măre ște duritatea sculei, dar și fragilitatea acesteia.
Filiz și colaboratorii [10] au declarat că granulațiile fine de
WC se depun numai pe câteva fațete ale tăișului, rezultând un
atașament slab. Prin urmare, la o grosime a așchiei netăiate mai
mică decât dimensiunea grăunților de WC, acești grăunți slab
atașați, susțin (suportă) individual tensiunile datorate procesului
de așchiere și/sau fenomenului de bră zdare a materialului. Acest
lucru duce la dislocarea grăunților individuali de WC de liantul
de cobalt. Ca rezultat, apare mecanismul dominant de uzură.
Mai mult decât atât, datorită energiei specifice mari și creșterii
unghiului de înclinare negativ din t impul așchierii, apare uzura
rapidă, la grosimi mici ale așchiei nedeformate .
Aramcharoen și colaboratorii, recomandă utilizarea de
scule cu acoperiri de TiN, TiAlN, TiCN, CrN și CrTiAlN, care ajută
la reducerea ruperii, a sfărâmării, precum și a creșterii razei
tăișului, în comparație cu sculele neacoperite [33]. În esen ță,
sculele acoperite au raza de așchiere mai mare în compara ție cu
sculele neacoperite, însă încetinesc apariția fenomenului de
uzură ș i mențin un avans favorabil în raport cu tăișul, în
compara ție cu sculele neacoperite.
2.9. Forțele de așchiere
Analiza forțelor de așchiere joacă un rol deosebit de
important în cunoașterea caracteristicilor proceselor de prelu –
crare, cum ar fi stabilitatea dinamică, precizia de poziționare a
sculei în raport cu semifabricatul, rugozitatea suprafețelor
prelucrate, abateri de formă, etc.
Pentru frezarea clasică, Tlusty și Macneil, în 1975, au
propus în primul rând ca forța de așchiere tangențială să fie
proporțională cu suprafața de așchiere. În plus, forța de așchiere
radială trebuie să fie proporțională cu forța de așchiere

CAPITOLUL 2
43 tangențială. Guk și al., în 2006, au ut ilizat metoda elementului
finit pentru a construi un model pentru dinamica așchierii.
În cazul aceastei metode, a fost luată în considerare
mișcarea excentrică a sculei, folosindu -se tranformarea de
coordonate pentru a se identifica părțile componente ale tăișului.
Când s- au obținut mai multe informații asupra materialului
sculei și asupra construcției acesteia, modelul a putut explica cu
precizie dinam ica așchierii. Astfel, se poate ajunge la o precizie de
90% în anticiparea forței de așchiere . Cu toate acestea,
comportamentul dinamic al microfrezei este diferit de cel al unei
freze obișnuite. [110]
S-a raportat că în microprelucrare, utilizarea modelăr ii
forțelor de așchiere din macroprelucrare nu permite anticipări
exacte ale forțelor, din cauza incapacită ții modelelor de a lua în
considerare influențele razei tăișului, ale unghiului de degajare
negativ, ale fenomenelor de brăzdare și revenire elastică [31, 59 ,
109]. În plus, în microstructura materialelor multifazice se
observă că 35 la sută din energie se transmite forței de așchiere
[110] și trecerea dintelui sculei dincolo de grosimea minimă a
așchiei, influen țează, de asemenea, for țele de așchiere [31].
La sfârșitul anilor 1990, Bao L. prezintă o serie de expresii
analitice pentru forțele de aș chiere, expresii bazate pe modelul lui
Tlusty (1975), dar, având la bază o abordare nouă asupra
calculului grosimii așchiei, prin intermediul traiectoriei vâ rfului
sculei. În cazul modelului analitic al lui Bao, s- a observat că
acesta a dat rezultate bune în cazul vitezelor mari de avans, ceea
ce susține ipoteza că avansul pe dinte este mai mare în cazul
microfrezării decât în frezarea clasică. Acest lucru nu este valabil
în fiecare situa ție, în unele cazuri fiind necesar un avans sc ăzut.
Pe de altă parte, fiind un model 2D al forței de a șchiere, nu s-au
luat în calcul componentele verticale ale for ței de așchiere, care,
de cele mai multe ori în microfrezare, au o importan ță
semnificativă. [107]
Furukawa și Moronuki au menționat că forțele de așchiere
variază la trecerile sculei prin microstructura m aterialului
semifabricatului [43 ]. Datorită acestui fenomen, procesul de
microfrezare este instabil, și la rândul lui, afectează durata de
viață a sculei și de calitatea pieselor prelucrate.
Volger și colaboratorii [70] au dezvoltat un model al forței
de așchiere pentru procesul de microfrezare care se bazează pe
conceptul grosimii minime a așchiei. Modelul anticipează că
forțele de așchiere au fost mai sensibile la prelucrarea feritei,
decât la prelucrarea perlitei. Ductilitatea crescută a materialului
în faza de ferită, duce la creșterea forțelor de așchiere.

CAPITOLUL 2
44 M.T. Zaman, A. Senthil Kumar, M. Rahman și S. Sreeram,
în anul 2005, au stabilit un nou concept de estimare a forței de
așchiere în microfrezarea frontală, prin estimarea suprafe ței
teoretice a a șchiei, în locul grosimii a șchiei nedeformate. Mai mult
de atât, ei au conceput un model analitic 3D al for ței de așchiere,
luând în considerare for ța pe direc ție axial ă, concept neabordat
din punct de vedere analitic până la acea dată. Prin urmare,
acest model va evidenția în mod clar influen ța parametrilor de
așchiere asupra for țelor de a șchiere în procesul de microfrezare
frontală. [107]
Shih-ming Wang, Da-fun Chen, Min-chang Jang,
Shambaljamts Tsooj, din cadrul Departamentului de Inginerie
Mecanică, de la Universitatea Chung Yuan Christian, Taoyuan,
în 2013, au propus un nou model de estimare a forțelor de
așchiere la microfrezare, luând în calcul influența grosimii
minime a așchiei, unghiul de degajare al sculei și devierea axului.
Modelul poate determina forța de așch iere în microfrezare,
utilizând aceeași configurație a coeficienților de așchiere, pentru
aplicații cu diferite adâncimi axiale de așchiere. În plus, pe baza
modelului forței de așchiere, a fost propusă o metodă pentru a
determina parametrii optimi de prelucrare. Atunci când este
stabilită o abatere admisibilă a microfrezei, forța de așchiere
maximă admisă este estimată printr -o analiză CAE ( cu element
finit). [107]
Majoritatea cercetătorilor care au investigat procesele de
microprelucrare au folosit for ța de a șchiere pentru monitorizarea
și îmbun ătățirea calit ății produselor rezultate. Precizia măsurăr ii
forțelor de a șchiere foarte mici este o provocare, deoarece, chiar și
o cantitate mic ă de zgomot poate da un semnal de fals ă așchiere.
Lățimea benzii de frecven ță a senzorilor de for ță este inadecvat ă
pentru majoritatea regimurile de frecven ță ale for țelor de
așchiere, datorit ă vitezelor de rotație foarte mari utilizate în
procesul de microprelucrare. În plus, anticiparea for țelor din
macroa șchiere, pe baza teoremei lui Merchant, nu poate fi
utilizat ă în microprelucrare, datorit ă influen ței razei tăișulu i,
care va duce la unghi mare de înclinare negativ și datorită
influențelor elastoplastice, ceea ce duce la o creștere semnifi –
cativă a forței axiale. [107]

CAPITOLUL 3
45 CAPITOLUL 3
Prelucrabilitatea materialelor ductile
Prelucrabilitatea este un termen folosit pentru a evalua
ușurința cu care poate fi prelucrat prin așhiere un material.
Este cunoscut faptul că alegerea valorilor parametrilor
regimului de așchiere se efectuează fie pe baza experienț ei
personale a tehnologului , fie pe baza recomandă rilor cuprinse în
literatura de specialita te. În aceasta situație, se apelează la
tabele, nomograme sau relaț ii de calcul. Se poate constata că,
uneori, valorile indicate sau calculate pe baza datelor din
literatura de specialitate pot înregistra deosebiri atunci când se
utilizează surse bibliografice distincte. Aceste deosebiri sunt
generate în principiu de condiț iile diferite de optimizare.
Cunoasterea date lor de prelucrabilitate prin aș chiere a unui
material oarecare, în general, ar permite tehnologului în primul
rând stabilirea rapidă ș i precisă a parametrilor regimului de
așchiere, dar și o alegere corectă a sculelor corespunzătoare, a
lichidelor de ră cire-ungere, etc. Astfel, datele despre prelucrabili-
tatea unui material, ar facilita optimizarea parametrilor
condițiilor de aș chiere.
Un alt aspect al problemei îl constituie necesitatea
prelucrării unui material nou. [111]
Ca urmare a dezvoltării și diversificării construcției de
mașini, apariț ia de materiale noi, care satisfac din ce în ce mai
bine cerințele de funcț ionalitate a organelor de mașini, impun și
cerinț e noi privind tehnologiile de prelucrare adecvate.
La apariț ia unui mater ial (sau aliaj) nou, greu sau ușor de
prelucrat prin aș chiere, tehnologul nu dispune, cel mai adesea,
decât de simple cataloage (î n masura în care ele există) care se
reprimă la prescrierea sumară a unora dintre caracteristicile
fizico-mecanice ale materialului respectiv.
Fiind obligat să treacă la prelucrarea unor astfel de
materiale, tehnologul recurge la analogii, la aproximă ri, la
încercari experimentale de evaluare a prelucrabilităț ii, care, în
lipsa unei metodologii precise ș i rapide, duc la un consum relativ
mare de material ș i de timp. [111]
Cunoașterea cât mai bună a datelor privind prelucrabilita-
tea prin aș chiere a unui material ar duce implicit la posibilitatea
evaluă rii anticip ate a costului total al prelucră rii, prin luarea în
considerare atât a timpului necesar prelucră rii, cât ș i a cheltu-

CAPITOLUL 3
46 ielilor legate de construcția ș i exploatarea sculelor, a dispoziti-
velor și a maș inilor- unelte în cauză .
Prelucrabilitatea prin microaș chiere este departe de a fi
socotită o problemă deplin cunoscută , necesitând în permanență
o intensificare a eforturilor cercetărilor în domeniu . [109]
În momentul de față , neexistând o metodologie unic ă și
unanim acceptată de evaluare, prelucrabilitatea necesită analiza,
sistematizarea ș i interpr etarea datelor experimentale obț inute.
Criteriile de apreciere ale prelucrabilității prin
microașchiere sunt [112]:
Starea suprafeței: Suprafața obținută în co ndițiile
specificate;
Viteza de îndepărtare a materialului: viteza maximă
până la care materialul poate fi prelucrat pentru a
se menține o durată lungă de viață a sculei;
Viața sculei: Cantitatea de material îndepărtat de
sculă în condiții standard de aș chiere, înainte de a
scădea performanțele de așchiere ale sculei ;
Forța de așchiere: Forța acționează asupra sc ulei și
a consumului de energie;
Forma așchiei: Forma așchiei influențează degaja –
rea așchiilor de sculă.
În principal, prelucrabilitatea unui material depinde de
propriet ățile chimice și fizice, granulație și compatibi litatea cu
materialul sculei [64].
Din punctul de vedere al prelucrabilității, materialele pot fi
grupate în:
Materiale ușor prelucrabile (aluminiu și aliaje de
cupru);
Oțeluri comune forjate și fonte ;
Materiale dificil de prelucrat.
Figura 3.1 prezintă caracteristicile curbelor de deformare
ale unor aliaje feroase și neferoase. Se arată că tratamentul
termic și elementele de aliere, modifică în mod considerabil pro –
prietățile fizice și curba caracteristică de deformare a material-
lului. Î n ceea ce privește oțelurile, conținutul de carbon afectează
foarte mult prelucrabilitatea.
Pentru oțelurile cu conținut ridicat de carbon (0,8% C sau
mai mult), carburile ancorate în microstructura materialului
conduc la o uzur ă abrazivă excesivă a sculei.

CAPITOLUL 3
47 Oțelurile cu un conținut mare de carbon (peste 0,8%C)
pentru o prelucrabilitate bună, trebuie să aibă structura formată
din perlită globulară, deoarece la aceste oțeluri, existența perlitei
lamelare va duce la o mărire considerabilă a uzurii sculei
așchietoare, reducând durabilitatea ei. Dacă structura este
formată din perlită lamelară, viteza de așchiere , respectiv
prelucrabilitatea este mai mică cu 30%; înrăutățirea calității
suprafeței așchiate, în cazul prelucrării oțelului cu structura de
perlită globulară este competitivă deoarece la majoritatea lor,
după prelucrare prin așchiere, piesele obținute se rectifică.
Tratamentul termic aplicat oțelurilor de scule cu un conținut de
1,12%C, est e recoacerea incompletă la 750°C, timp de cinci ore,
obținându -se rezultate apropiate prin călire, urmată de revenire
la temperatură înaltă .
La prelucrarea oțelurilor cu un conținut mediu de carbon
de 0,5%C, prelucrabilitatea opt imă se obține când structu ra lor
este formată din perlită lamelară și ferită sub formă de rețea.
Tratamentul termic cel mai rațional este funcție de factorul
economic fiind recoacerea completă; temperatura optimă de
încălzire este de 900°C , timp de cinci ore efective. În cazul
prelucrării de degroșare, volumul operațiilor consecutive este
mare, forma lamelară a cementitei devenind periculoasă pentru
uzura sculei așchietoare, se recomandă globularea cementitei , fie
printr- o recoacere incompletă, la t=750°C timp de o oră, fie prin
călire, urmată de revenire la temperatura înaltă. [111]
La celălalt capăt al graficului, un oțel cu conținut scăzut
de carbon (C <0,3%), ar trebui tratat termic prin călire, pentru a
evita deformarea plastică excesivă . La așchierea oțelurilor cu un
conținut mic de carbon până la 0,3% C, s- a stabilit că prelu-
crabilitatea optimă se obține când structura este constituită din
ferită și perlită lamelară; ferita trebuie să fie uniform repartizată
între grăunții de perlită. La dispunerea punctiformă a feritei sau
în acumulări, prelucrabilitatea se înrăutățește, recomandându -se
în acest sens, tratamentul termic de normalizare sau recoacere
completă. [111]
De exemplu, structura oțelului care asigură cea mai bună
prelucrabilitate, din punct de vedere al intensității uz urii sculei
așchietoare, nu corespunde calității suprafeței așchiate, fiind
caracteristic oțelului cu structură de perlită globulară.
Rezultate le foarte bune variază funcție de metoda prelucrării și
de numărul foarte mare de factori ai așchierii și, în spe cial, de
parametrii regimului de așchiere; din acest c onsiderent, se poate
afirma că, alegerea corectă a materialului de prelucrat care să
includă integral factorii așchierii (indicii prelucrabilității) este

CAPITOLUL 3
48 funcție de procesul tehnologic și de condițiile impuse (consum
mic de scule, calitatea bună a suprafeței așchiate, indicii de
productivitate, etc) se vor limita indicii prelucrabilității în
procesul de așchiere și, ca urmare se va alege oțelul cu structură
corespunzătoare, prin elaborarea măsurilor necesare obținerii
unei structuri cristalografice semnificative în vederea eliminării
defectelor rețelei spațiale a oțelurilor, divizate în defecte dinamice
și defecte statice. În general, defectele dinamice provoacă
deplasări de atomi, variabile în timp (agitația termică a ionilor din
corpurile solide) iar defectele statice sunt divizate în defecte
punctuale, liniare și de suprafață. [111]
Fig. 3 .1 Curba tensiune- deformare a câtorva materiale feroase și
neferoase ( adaptare după [113 ])
Prelucrarea tita nului și a altor aliaje folosite în industria
aerospațială se realizează cu costuri economice mari , la o viteză
de așchiere mai mare de 60 m/min, cu scule din carbură , costuri

CAPITOLUL 3
49 datorat e reactivității chimice ridicate a titanului cu majoritatea
materialelor și uzurii rapide a sculei [95]. Pe lângă asta,
conductivitatea termică scăzută și modulul de elasticitate scă zut,
reprezintă alte motive principale pentru prelucrabilitatea slabă a
aliajelor de titan. Are loc erodarea timpurie a tăișului din cauza
căldurii acumulate de sculă, datorită conductivit ății termice
reduse [114 ]. De asemenea, scăderea modulul ui de elasticitate a
fost descris ă ca fiind cauza principală a vibrațiilor apărute în
prelucrarea finală (de finisare), posibilitatea apariției defectelor în
cazul titanului fiind aproape de două ori mai mare decât în cazul
oțelului carbon. Revenirea elastică provocată în urma trecerii
tăișului, a dus la uzura prematură a dintelui sculei, la apariția
vibrațiilor și a temperatu rilor ridicate de așchiere. De remar cat
rezisten ța mare la temperaturi ridicate, care duce la opunerea de
rezist ență a metalului la deformarea plastică , în zona de
forfecare. Prezența așchiilor subțiri, zimțat e, crează tensiuni mari
în tăișul sculelor. Mai mult decât atât, reactivitatea așch iilor cu
materialul sculei pe durata prelucrării, duce la aderență și reacții
chimic e, care accelerează degradarea sculei și înrăutățirea
calității suprafeței.
Relația dintre viteza de așchiere și solicitarea termică
pentru un material dat al semifabricatu lui, se prezintă sub forma
[63]:
2~ (3.1.)ckcVu
unde Vc este viteza de așchiere, k este conductivitatea termică, ρ
este densitatea, c este căldura specifică și u este energia specific ă
a materialului. În baza celor descrise de ecuația (3.1 .), diferen ța
dintre temperaturile de așchiere ale oțelului inoxidabil și ale
oțelului AISI 1113, a fost atribuită energiile lor specifice. Cu toate
acestea, temperaturile mai mari de așchiere specifice aliajelor de
titan nu pot fi explicate doar pe baza energiei specifice. De fapt,
temperaturile mai mari de așchiere pentru aliajele de titan au
fost atribuite valorii foarte scăzute a kρc.
Prelucrarea aliajelor pe bază de nichel este de asemenea
dificilă de realizat, în condițiile în care aceasta trebuie să
îndeplinească cerințele de producție și de calitate.
Acestea prezintă rezistență la temperatură ridicată ,
tendința de călire și potențial de reactivitate cu materialul sculei.
Mai mult decât atât, prezen ța de particule abrazive dure î n

CAPITOLUL 3
50 microstructura materialului, pe durata prelucr ării, provoacă
probleme serioase în producție [115, 116].
Tensiunile normale din scula așchietoare, au fost
măsurate și se consideră că ar fi de două ori mai mari la
prelucrarea aliajelor de nichel, comparativ cu prelucrarea
oțelului, la aceea și vitez ă de așchiere. Influența tuturor acestor
factori, afectează durata de viață a sculei și integritatea
componentelor prelucrate.
3.1. Privire de ansamblu asupra prelucrării
micromecanice a materialelor
Cercetarea materialelor în ultimul deceniu a cunoscut o
schimbare semnificativă, materialele neferoase, care sunt mult
mai ușor de prelucrat cu scule diamantate, fiind înlocuite
materiale cu proprietăți sporite (mult ridicate). Prin urmare, o
mare parte a cercetărilor a fost axată pe microprelucrabilitatea
materialelor relativ dure și greu așchiabile.
Cercetările au sugerat că microfrezarea ofer ă un potențial
ridicat pentru fabricarea de microcomponente complexe [4, 15,
19, 20]. Este binecunoscut faptul c ă, omogenitatea și granulația
fină sunt cerințele de bază ale materialelor semifabricatului,
pentru realizare unei calități foarte bune a suprafeței în micro –
prelucrare. Popov și colaboratorii, au demonstrat că structurile
(materialele) granulare modificate mecanic, sunt preferate mate-
rialelor prelucrate convențional, datorită calității granulației și a
reducerii anizotropiei structurale a materialului [117]. Î n afară de
calitatea granulației, modul de așchiere, grosimea așchiei
netăiate și influența grosimii minim e a așchiei, sunt alți factori
decisivi care influențează cerințele de satisfacere a formei
geometrice și a calității suprafeței în microprelucrare [10, 19, 20,
97].
Sculele din carbură reprezintă alegerea optimă pentru
frezarea materialelor feroase, deoarece asi gură o bună rezistență
(tenacitate) la rupere, mai ales atunci când se folosesc carburi cu
granulație ultrafină pentru construcția cozii sculei . Cele mai
multe dintre cercet ările asupra microfrezării materialelor feroase,
neferoase și greu așchiabile, în c are s-au folosit scule din
carbora, au fost rezumate în Tabelul 3.1. Diametrele sculelor
variază de la 150 -1000 µm. Vitezele de așchiere utilizate în aceste
cercetări sunt de obicei foarte scăzut e (<1 m/s). Mai mult decât
atât, grosimea maximă a așchiei nedeformate este mai mică de
20 µm, datorită durabilității (rezistenței) limitate a microsculelor.

CAPITOLUL 3
51 Tab. 3.1. Cercetări microfrezare – utilizare scule din carbură [38 ]
Cercetători Vit. de
așch
(m/
min) Volum
Așch.
(μm/
dinte) Tăișul
sculei
(μm) Diam.
sculei
din
carbura
(μm) Mater
Semif Constatări
importante
Rehman și
al., [118 ] 25-75 13.7 – 1000 Cu Durata de
viață a sculei
crește odată
cu ad. de
așch.
Popov și al.,
[117] 15 7 – 150 Al
5083 Modificările
metalurg. și
mecan. din
structura
granulației
asigură
mijloacele
necesare
îmbun ătățirii
calit. micro
pieselor
Filiz și al.,
[10] 40, 80,
120 0.75,
1.5,
3.0,
6.0 ~2 254 Cu
OFHC Sculele au
fost predisp.
la uzură, în
cazul
vitez.mici de
avans.
Modul de
așchiere în
mortezare,
generează
dimensiuni
diferite
bavurilor.
Frezarea în
sensul
avansului,
produce
bavuri mari ,
ondulate în
timp ce
frezarea
contra
avansului,
produce
bavurile
mici,
neregulate.
a). Materiale neferoase

CAPITOLUL 3
52 Cercetători Vit. de
așch
(m/
min) Volum
așch.
(μm/
dinte) Tăiș.
sc.
(μm) Diam.
scul.
din
carb.
(μm) Mater. Constatări
importante
Weule și al.,
[15] 5-420
Degroș 100
5 300 SAE
1045
25-
62HRC
, SAE
H13
Proces
de
Frez. Pentru o
prelucrare
stabilă,
mater.
trebuie să
fie dure,
omogene,
fără
tensiuni
interne.
Scăderea
grosimii
așchiei
nedeformate
, produce
suprafețe
rugoase. 15
Microf 1
Takács și al.,
[19] 30 0.1-8 1-2 150,
300,
400,
600 Oțel
călit
calit.
(42Cr
Mo4),
otel
carbon
(CK45)
Până
la 2h
călit
(30,40,
51,59
HRC),
călit(6
2HRC) Oțel CK45
călit la 450
° C pt. o
calitate
optim ă a
suprafeței.
Macrobavuri
la frezarea
în sens. av.
generează
supraf ețe
rugoas e.
Vogler și al. ,
[11] 191.5 0.25,
0.5, 1,
2, 3 2, 5 508 Perlită,
Ferită,
Ferită
ductilă
, Fier,
Fier
ductil
perlitic Influența
grosimii
minime a
așchiei
asupra
rugozității
suprafeței
prelucrate
în micro
frezare, se
datoreaz ă
unei
combinații
dintre raza
tăișului,

CAPITOLUL 3
53 microstruct
mat/ faza și
avans pe
dinte.
Microb av.
formate de –
a lungul
granulației
material.
multifazic ,
infl.
rugozitatea
Schmidt și
Tritschler, [20] 30,60,
75,90 1.5, 3,
6, 7,
10 – 100,
500 AISI
H11
(42, 56
HRC) Oțelurile
carbon sau
materialele
mai dure
sunt
alegerea
preferată
pentru
micro
prelucrare .
Tendința
puternic ă de
a produce
bavuri mari
la aș. În
sensul av. a
Viteza de
așchiere
superior ă
reprezintă
soluția
pentru
minimiza rea
bavuri lor.
Bissacco și al
[4]
30 1, 3, 6,
15 1-4 200 Oțel
călit
(58
HRC) Se pref.
materialele
omogene, cu
granulație
foarte mica
Min și al., [97] 20 0.25,
0.5, 1,
1.5, 2,
3 0.5-
1 254 oțel
inox.
304,
Al
6061 –
T6511 Frezarea în
sensul av.
crează o
calitate a
suprafeței
mult mai
bună și
prec.
dimens. ,

CAPITOLUL 3
54 comparativ
cu frez.
contra av.
Erorile de
formă
datorate
devierii
sculei, cresc
odată cu ad.
mare de
așchiere
Aramcharoen
și al., [33] 47 5 2-
2.5 500 Oțel
călit
pt.
scule
H13
(45
HRC) Acoperirile
sculei cu
TiN, TiCN,
din TiAlN,
CrN și
CrTiAlN
produc
depuneri pe
tăiș mai
mici,
comparativ
cu frezele
din carbură
cu
granulație
ultrafină ,
neacoperite
Aramcharoen
și
Mativenga
[119] 85 0.28-
2.8 1.4 900 Oțel
călit
pt.
scule
H13
(45
HRC) Formarea
bavurilor
pare a fi
inevitabilă
în
micropreluc
rare.
Microfrezare
, cu
grosime a
așchiei
nedeformate
egală cu
raza tăișului
oferă cea
mai bun ă
calitate a
suprafeței și
mărimi
rezonabile
de bavuri.
b). Materiale feroase

CAPITOLUL 3
55 Cercetători Vit. de
așch
(m/
min) Volum
Așch.
(μm/
dinte) Tăișul
sculei
(μm) Diam.
sculei
din
carbura
(μm) Mater
Semif Constatări
importante
Weinert
și
Petzoldt
[22] 33 12, 20 – 400 NiTi
Aliaj
cu
memor
formei Elasticitatea
ridicată a al.
NiTi, în
combina ție
cu tendin ța
puternic ă de
aderență,
face
îndep ărtarea
micro
materialului
foarte dificil
de realizat .
Utilizarea
unei
cantități mici
de lubrifiant
este
esențială
pentru a
obține
rezultate
microtehnolo
gice
acceptabile.
Klocke și al,
[25] 50 15 – 800 Aliaj
cu un
singur
cristal
de
nichel
Rene
N5 O perioadă
de viață a
sculei și o
calitate a
suprafaței
adecvat ă a
fost
realizat ă
cu o
cantitate
mica de
lubrifiant,
comparativ
cu un lichid
de răcire
c). Materiale greu așchiabile

CAPITOLUL 4
56 CAPITOLUL 4
Monitorizarea procesului de prelucrare
Pentru monitorizarea procesului de prelucrare au fost folo-
site mai multe tehnici, în copul îmbunătățirii preciziei și
productivității. Aceste demersuri depind de diverși factori impor-
tanți, cum ar fi for ța de așchiere , vibra țiile, turația arborelui ,
semnale acustice de emisie. Printre tehni cile de monitorizare ,
utilizarea senzorilor de for ță și a accelerometrelor au mai mult
poten țial pentru procesele de prelucrare la scar ă macro. Cu toate
acestea, ele nu sunt adecvate pentru monitorizarea proceselor de
micro prelucrare, datorită semnalului de zgomot redus. Precizia și
amplitudinea semnalului la zgomot a le senzorilor AE sunt relativ
superioare în compara ție cu alte tehnici de detectare. Deoarece
semnalele AE se propagă la frecven țe înalte, zgomotele de mediu
(ambientale) pot fi u șor eliminate . Prin urmare, tehnicile acustice
de detecție sunt deosebit de bine adaptate pentru a monitoriza și
controla micro prelucrarea , cu un grad înalt de încredere.
4.1. Emisia acustică în timpul așchierii metalelor
Emisia acustică (AE) este un fenomen format din sunete și
ultrasunete de amplitudine joas ă și înaltă frecven ță, care rezult ă
din radia țiile undelor elastice, în materiale în curs de deformare și
rupere [120]. Puterea de emisie spectrală (radiația spectrală) și
materialul, depind de solicitarea la deformare. Eliberarea rapid ă
de energie potențială de deformare de la o sursă localizat ă într-
un material, genereaz ă un spectru cu o frecven ță de la 0 Hz la
mai mulți MHz. Aceste unde sau frecven țe sunt infrasonice (sub
viteza sunetului), sonice și ultrasonice și sunt tranzitorii în
natură . Urechea uman ă poate detecta o frecvență sonică cu o
lățime de band ă de 20 Hz la 20 kHz. Un operator de mașini-
unelte, cu experien ță, poate distinge cu u șurință între o sculă
perfect ascu țită, una semi- ascuțită și alta neascuțită (tocită), prin
simpla ascultare a sunetului generat în timpul procesului de
prelucrare. Frecvențele de peste 20 kHz se încadrează în gama
ultrasunetelor, fiind declanșate de rearanjare a internă
microstructurală a particulelor pe substraturi [28]. Varia ția
lungimilor de unde scurte oferă informații sigure și detectabile,
pentru a caracteriza modul de deformare al materialului. La
celălalt capăt al spectrului, cele mai mici frecvențe sunt

CAPITOLUL 4
57 cunoscute ca interval infrasonic. Aceste frecvențe se folosesc în
mod normal pentru a observa fenomenele geologice, cum ar fi
cutremurele.
În așchierea metalelor, deformațiile elastice și plastice,
frecarea intern ă și extern ă în zone le de contact, ruperea așchiei
și uzura sculei, au loc simultan. Astfel atunci când materialul
este supus comprimării , tensiuni le se adună treptat în material,
până la limita de elasticitate. Dincolo de limita rezistenței ,
energia de deformare stoc ată este eliberată sub forma une i emisii
acustice. Semnalele AE pot lua două tipuri distincte de forme, în
funcție de mecanismul prin care s- au format undele elastice î n
timpul procesului de prelucrare. Dacă semnalul este format din
impulsuri, atunci emisia se nume ște emisie explozivă, care este
de obicei asociat ă cu ruperea așchiei, în timpul sau după
fisurarea/ruperea sculei. Dac ă descompunerea în impulsuri
individuale nu este posibilă , atunci emisia este de tip continuu,
asociată cu deformarea plastică a materialului semifabricatului
în cele trei zone de deformare [121, 122 ]:
Deformarea plastică a materialului semifabricatului,
în zona de deformare primară;
Deformare plastică și frecare de alunecare în zona
de deformare secundară;
Frecar e de alunecare în zona terțiară;
Ciocnirea, amestecarea și ruperea așchiilor.
Cu toate acestea, în cazul frezării, întreruperea periodică a
procesului de așchiere, datorită intrării și ieșirii sculei din
materialul semifabricatului, ac ționeaz ă ca o surs ă suplimentar ă
AE. În timpul proceselor de așchiere de precizie a metalelor, la
adâncimi de așchiere foarte reduse , caracteristicile microstruc-
turii semifabricatelor reprezintă sursa principală de AE [28].
Deoarece aceste surse sunt asociate procesului de micro așchiere
(Fig. 4.1), fenomenul de AE pare a fi ideal pentru analizarea și
monitorizarea procesului. În plus, frecven țele de AE sunt
semnificativ mai mari decât cele corespunzătoare vibrațiilor
mașinilor-unelte și zgomotul ui ambiental, care pot fi u șor
îndep ărtate prin utilizarea unui filtru „trece -sus”.
Uehara [123 ] a raportat că amplitudinea semnalelor de AE
de la scula așchietoare poate fi redusă pe durata transferului de
AE de la sculă la semifabricat, eventual, prin amortizare sau
reflexie (fenomen de reîntoarcere parțială a radiațiilor în mediul
din care au venit, atunci când întâlnesc o suprafa ță de separare a
două medii) la interfața principal ă. Ca urmare, prin monitori-
zarea semnalului de AE de pe o parte a semifabricatului, zone le
de deformare primar ă și terțiară, pot fi considerate drept zonele

CAPITOLUL 4
58 generatoare de AE în microfrezare. Î n așchierea de ultra precizie,
Carpenter și colaboratorii [124], au sugerat c ă zona de deformare
terțiară devine surs ă cea mai important ă de AE , datorită energiei
crescute pe durata frecării de alunecare, dintre muchia sculei și
suprafa ța nou prelucrat ă.
Fig. 4 .1 Generarea AE în așchierea metalelor [38]
În literatura de specialitate se sugerează că, semnalul de
AE captat de senzor , conține multe frecvențe datorate numeroa –
selor surse generatoare de AE din zonele de așchiere [28]. Astfel,
intensitatea acestor benzi de frecv ențe diferite, poate fi utilizată
pentru a deduce sursele generatoare de AE din procesul de
microprelucrare.
Fig. 4.2 arată intervalul de frecvență dominant, în funcție
de mecanismul de îndep ărtare a materialului și de sursa
semnalului. Din Fig. 4.2 reiese c ă semnalele de AE sunt mai
potrivite pentru caracterizarea prelucrării la dimensiuni de
ordinul nanometrilor (întâlnite în micro/nano prelucrare).
Conform graficului (devenit axiomă), descompunerea semnalulu-
lui AE va permite identificarea mecanicii de dislocare,
microfracturării intragranulare , a modului de producere a
clivajului (tendința întâlnită la minerale sau cristale de a se
sparge, despica, paralel cu rețeaua structurii cristaline) și
forfecării materialelor .
În ceea ce prive ște zonele de așchier e, zona de deformare
primar ă este mai mare sursă de AE și genereaz ă mai mult de 75
% din total ul semnalului AE [125]. Ruperi fragile și ductile (ca î n

CAPITOLUL 4
59 Fig. 4.2) pot apărea la deformarea materialelor ductile, care pot
emite AE din zona de forfecare primar ă, în func ție de tipul de
material prelucrat și condi țiile de prelucrare.
Fig. 4.2 Mecanisme frecvență AE (adaptare [28])
Shaw conclude că în așchierea metalelor, materialele
ductile suportă deformări ca urmare a nucleației (formarea
germenilor de crist alizare), creșterii și fuzionării golurilor
microscopice (începutul micro fisurării) care își au originea în
incluziuni și în a doua faz ă de separare a particule lor [126].
Datorită deformării plastice la compresiune, î nchiderea (aderența)
microfisurilor amână în mod eficient propagarea fisurilor, pân ă
se ob țin condi țiile în care nu are loc o deformare plastic ă.
Clivajul, adesea numit rupere fragil ă, se poate produce la
deformarea materialelor ductile, cum ar fi din o țelul moale [63 ].
Propagarea fisurii în ca zul carburii, poate iniția apariția
clivajului î n faza de ferită, când materialul este supus unei
deformări locale mari, neavând timp suficient pentru revenire.
Ruperea ductil ă poate avea loc intragranular. Cele mai multe

CAPITOLUL 4
60 dintre metalele supuse tranzi ției de la rupere transgranular ă la
rupere intragranulare, ating temperaturi de până 0.5 -0.7 ori mai
mari decât temperatura de topire. Aplicarea semnalului AE poate
fi util ă pentru a stabili rela țiile cantitative între spectrele de
semnal AE și procesele fizice care produc emisii, cum ar fi
deformarea plastică, generarea de defecte, incluziuni, propagarea
fisurilor și ruperea .
Fig. 1.18 Micromecanismele fo rmării rupturilor în metale [127 ]
4.1.1. Precizia AE a parametrilor de prelucrare
Cercetările anterioare au stabilit relația dintre parametrii
principali de prelucrare și nivelul de emisii acustice emis. Puterea
semnalului AE a fost raportat a fi proporțională cu puterea de
așchiere [120, 125, 128 ]. Unele studii au sugerat c ă semnalul AE
ar trebui s ă creasc ă cu r ezistența la forfecare a materialelor,
viteza de așchiere , avansul, lățimea de așchiere și unghiul de
degajare [125, 128 ]. Lan și Dornfeld a u aratat că AE a

CAPITOLUL 4
61 parametrilor de prelucrare este mai pu țin sensibil ă la lățimea de
așchiere [129]. În ceea ce prive ște dependen ța semnalului AE de
viteza de avans, unel e rezultate experimentale au arătat că
semnal ul AE scade odată cu cre șterea avansul ui [122], în timp
ce, alte cercetări conchid că semnalul AE este mai mult sau mai
puțin influențat de varia ția vitezei de avans [122, 129 ].
Toate rezultatele experimentale publicate, au condus la
concluzia că semnalul AE este puternic depen dent de viteza de
deformare [120, 122 ] și, din moment ce viteza de deformare este
direct dependent ă viteza de așchiere, a fost observată o relație
puternic ă între semna lul AE și viteza de așchiere [122, 125, 129 ].
Cu toate acestea, în domeniul microașchierii, problemele legate
de influența mărimii (efectul de mărime specific microprelucrării),
limitează aplicarea directă a acestor cercetări experimentale
(influența zonei terțiare de deformare nu a fost luată în calcul).
Frecarea de alunecare dintre dintele sculei și suprafa ța prelucrată
este un aspect important de luat în considerare, mai ales î n
prelucrarea de precizie. Influența generării de AE a fost introdusă
în operațiile de modelare matematică ale strunjirii diamantului
[130] și ale frezării periferice ( mișcarea principală se execută cu
viteză de așchiere principală =periferică) [131].
4.1.2. Prelucrarea semnalului AE
Emisiile acustice se si tuează într -o gamă largă de
frecvențe, dar de obicei, de la 100 kHz p ână la 1 MHz [132 ]. Cu
toate acestea, datorită multiplelor și complexelor semnale de AE
specifice procesului de așchiere , au loc reflexii multiple la nivelul
suprafețelor de separare a do uă medii transparente , cu dispersia
defectelor microstructurale , și refrac ții de-a lungul traiectoriei de
la sursă la senzor/palpator (dacă o undă luminoasă întâlnește
suprafața de separație dintre două medii transparente, unda
suferă reflexie și refracție ; reflexia constă în întoarcerea undei
(parțial) în mediul din care a venit, iar refracția (transmisia)
constă în schimbarea direcției de p ropagare a undei). Mai mult
decât atât, ar trebui luate î n considerare și impactul preciziei
senzorului/palpatorului și al sistemul ui de m ăsurare (unde le a
căror frecven ță este în-afara intervalului filtrelor „trece -bandă ”
(filtre care permit să treacă neatenuate sau atenuate foarte puțin,
semnalele cu frecvențe cuprinse într -un anumit domeniu de
frecvențe, numit bandă d e trecere.
Semnalele cu frecvențe aflate în afara benzii de trecere
sunt atenuate foarte puternic și nu vor fi detectate)).

CAPITOLUL 4
62 Toți acești factori modifică semnificativ forma undei, prin
schimbarea direcției de propagare , scăderea amplitudinii și
întoarcerea und elor în mediul de proveniență [133 ]. Astfel,
semnalele AE sunt compl exe și aleatoare iar utilizarea lor pentru
a caracteriza o sursă , ar putea fi dificil ă. În ciuda acestor
dificult ăți, semnale le acustice transportă unda la sursă.
Teti și colaboratori i [134 ] au pregătit un studiu actualizat
și cuprinzător cu tehnologii de detec ție, procesare de semnal, și
strategii de luare a deciziilor, pentru monitorizarea procesului.
Aceștia au raportat că analiza cu regularitate a
semnalulului AE, a fost folosită c u succes pentru a monitoriza
uzura sculei , forma așchiei , caracteristicile prelucrării ,
integritatea supraf eței și formarea de depuneri albe, precum și
zgârieri sau smulgi. Unii dintre cei mai importan ți parametr i AE
utilizați în procesul de prelucrare a datelor sunt prezentați în
tabelul 4.1.
Tab. 4.1 Parametrii AE și informații despre sursă
(dispozitiv care trimite informații)
Caracterist ici
extra gere date * Parametri Interpretare
Time domain** valoarea medie,
amplitudine,
valoarea efecti vă
(RMS) valoarea intensității
sursei (dispozitivului
care trimite
informații)
viteza pulsațiilor de câte ori depășește
semnalul AE nivelul
pragului admis
frecvența
pulsațiilor ce procent de
semnal AE rămâne
deasupra nivelului
de prag admis
viteza im pulsurilor de câte ori pe
secundă semnalul
AE depășește nivelul
pragului admis
frecvența
impulsurilor ce procent de
semnal AE rămâne
deasupra fiecărui
prag
Frequency
domain*** densitatea
spectrală a
frecvenței natura sursei
Time-frequency
domain**** spectrogramă distribuția sursei de
energie, funcție de
timp
spectru de undă intensitatea benzilor
de frecvență

CAPITOLUL 4
63
*Extragere date-În cazul în care datele de intrare pentru un algoritm
sunt prea multe pentru a fi prelucrate, datele vor fi transformate în tr-
un set redus caracteristici. Transformarea datelor de intrare în set de
caracteristici este numit extrac ție caracteristică sau extragere de date.
**Time domain reprezintă o analiză de funcț ii matematice, semnale
fizice sau serii de date economice sau de mediu, în func ție de timp. În
domeniul de timp, valoarea semnalul ui sau func ția lui este cunoscut ă
pentru toate numerele reale.
***Frequency domain-În statistică , domeniul de frecven ță se referă la
analiza de func ții matematice sau semnale cu privire la frecven ță.
****A time –frequency domain-Un grafic al domeniului timp- frecvență
prezintă modul î n care un semnal suferă modificări în timp, în timp ce
graficul unui domeniu de frecven ță arată ce procent din semnal se află
în fiecare bandă de frecven ță, într- un anumit interval de frecven țe. O
reprezentare de graficului domeniului timp -frecven ță, poate include, de
asemenea, informa ții cu privire la trecerea de fază , care aplicată la
fiecare sinusoidă poate recombina componentele de frecven ță, cu scopul
de a recupera semnalul de timp ini țial.
Cele mai utile informa ții despre proces, au fost extrase
prin analiza densității spectrale a puterii, în procesul de
prelucrare conven țional [135, 136]. Spectrul de frecven țe prezintă
contribu ția fiecărei frecven țe la puter ea totală. În aceste cercetări,
densitatea spectrală de putere a semnalelor AE a fost calculată
folosind metode care au la bază transforma ta Fourier. Cu toate
acestea, metodele bazate pe transformata Fourier sunt
recomandate pentru analiza semnalelor periodice lungi, dar nu și
pentru semnale AE, care au ambele, componente continue și
tranzitorii [137 ]. În plus, aceasta nu reține informaț iile legate de
apari ția semnalelor în timp. Chen și colaboratorii [138 ] au
prezentat o tehnică de transformare a undelor, o abordare mai
sofisticată pentru monitorizarea procesu lui de prelucrare ultra-
precisă, prin analiza spectrului timp-frecven ță al semnalului AE,
pentru modele care să corespundă caracteristicilor procesului.
Distribu ția frecven țelor în domeniul timp-frecv ență oferă
informa ții valoroase despre proces.

CONCLUZII
64

CONCLUZII

În urma analizei cercetărilor în domeniu, se pot trage
următoarele concluzii:
 Pentru un material multifazic, s -a sugerat că
dezacordul dintre deformarea plastică și absorbția
mare de energie în faza de călire, influențează
ondularea suprafeței . Soluțiile propuse au fost :
(1) granulația fină ;
(2) orientarea corespunzătoare a grăunților ;
(3) selec tarea unei grosimi așchiei nedeformat e, în
raport cu structura granulației materialului .
În-afara câtorva lucrări din literatura de
specialitate, nu există o abordare sistematică a
selectării grosimii așchiei nedeformate, în vedere a
stabilirii importan ței microstructurii materialelor și
a dimensiunilor granulațiilor, în procesul de
microașchiere. Sunt necesare cercetări științifice
suplimentare în aces t sens, pentru a se verific a și
pentru a se putea stabil i influența dimensiunilor (a
efectului de mărime) asupra procesul ui de generare
a suprafe ței, în special în cazul materialelor multi –
fazice și a microstructuri lor cu granulație grosieră .
 În literatur ă se sugerează că, atunci când materia –
lele multifazice sunt microprelucrate, bavurile se
formează la limitele grăunților. În consecinț ă, se
formeaz ă așchii discontinue. Aceste bavuri compro –
mit rugozitatea suprafeței. Prin urmare, este intro –
dus un nou co ncept pentru bavuri.
 Pentru a se obține o bună calitate a suprafeței, se
propune ca prelucrarea materialelor monocristaline
să se realizeze de -a lungul direcției de orientare
cristalografic ă; trebuie să se verifice dacă orientarea
cristalografică nu a fos t perturbată de trecerile
anterioare. Al ți autori au raportat că nu există nici
o influen ță a direcției cristalografic e sub anumite
adâncimi de așchiere .
 Este necesar a se extinde cercetările asupra
grosimii minim e a așchiei în cazul materialelor
utiliza te în procesul de fabrica ție a micro

CONCLUZII
65
componentelor, deoarece reprezintă un factor de
care depinde realizarea calității suprafeței. În plus,
scăderea calității suprafeței, prin apariția
fenomenului de brăzdare a materialului, este, de
asemenea, o problem ă vitală de cercetare în
domeniu l micro așchierii.
 Evaluarea grosimii minime a așchiei în opera țiile de
microfrezare este influențată de variația încărcării
așchiei, prezisă de densitatea așchiei. Puternic a
dependență dintre grosimea minim ă a așchiei și
geome tria sculei, complică această evaluare. Simpla
măsurare razei tăișului sculei, nu este suficientă
pentru a determina grosimea minimă a așchiei .
Simularea dinamicii moleculare este mai potrivită
pentru așchierea la scară nano, deoarece oferă o
reprezentare locală a caracteristicilor materialului.
Simularea procesului la nivel microstructural, prin
tehnica elementului finit, are la bază o modelare
constitutivă a materialului (modelarea materialelor
elasto -plastice și elaborarea de metode numerice
care să per mită descrierea de modele care au la
bază date de natura experimentală; simularea
comportamentul real al acestor materiale, prin
rezolvarea de probleme matematice cu date inițiale
și la limită). Modele le constitutive sunt elaborate în
cadrul axiomatic al m aterialelor elasto -plastice cu
deformații finite, anizotrope , cu variabile interne de
stare; prin urmare, utilizarea modelelor constitutive
nu este potrivită pentru a fi aplicată unei game largi
de materiale.
 Pe parcursul analizei cercetărilor în domeniu,
informațiile cu privire la microprelucrarea materia –
lelor pe baz ă de titan și nichel sunt aproape
neglijabile, în ciuda faptului c ă aceste materiale
sunt utilizate pe scară largă în aplicații biomedicale
și aerospațiale. Noi studii asupra acestor materiale
ar favoriza înțelegerea, aplicarea și extinderea
mecanismelor complicate ale așchierii la micro –
scară.

BIBLIOGRAFIE
66
[1] Chae, J., Park, S. S., and Freiheit, T., Investigation of micro -cutting
operations, International Journal of Machine Tools and Manufacture,
2006, 46 (3 -4) 313 –332.
[2] Dornfeld, D., Min, S., and Takeuchi, Y., Recent advances in
mechanical micromachini ng, CIRP Annals – Manufacturing Technology,
2006, 55 (2) 745 –768.
[3] Alting, L., Kimura, F., Hansen, H. N., and Bissacco, G., Micro
engineering, CIRP Annals – Manufacturing Technology, 2003, 52 (2)
635–657.
[4] Bissacco, G., Hansen, H. N., and De Chiffr e, L., Micromilling of
hardened tool steel for mould making applications, Journal of Materials
Processing Technology, 2005, 167 (2 -3) 201 –207.
[5] Friedrich, C. R., Micromechanical machining of high aspect ratio
prototypes, Microsystem Technologies, 2002, 8 343 –347.
[6] McKeown, P. A., The role of precision engineering in manufacturing
of the future, CIRP Annals – Manufacturing Technology, 1987, 36 (2)
495–501.
[7] Kang, H. -J., and Ahn, S. -H., Fabrication and characterization of
microparts by mechanical micromachining: precision and cost
estimation, Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part
B: Journal of Engineering Manufacture, 2007, 221 (2) 231 -240.
[8] Jáuregui, A., Siller, H., Rodríguez, C., and Elías -Zúñiga, A.,
Evaluation of micr omechanical manufacturing processes for
microfluidic devices, The International Journal of Advanced
Manufacturing Technology, 2010, 48 (9) 963 -972.
[9] Bissacco, G., Hansen, H. N., and De Chiffre, L., Size effects on
surface generation in micro milling of hardened tool steel, CIRP Annals –
Manufacturing Technology, 2006, 55 (1) 593 –596.
[10] Filiz, S., Conley, C. M., Wasserman, M. B., and Ozdoganlar, O. B.,
An experimental investigation of micro -machinability of copper 101
using tungsten carbide micro -endm ills, International Journal of
Machine Tools and Manufacture, 2007, 47 (7 -8) 1088 –1100
[11] Vogler, M. P., DeVor, R. E., and Kapoor, S. G., On the modeling and
analysis of machining performance in micro -endmilling, part I: surface
generation, Journal of Ma nufacturing Science and Engineering,
Transactions of the ASME, 2004, 126 (4) 685 –694.
[12] Simoneau, A., Ng, E., and Elbestawi, M. A., The effect of
microstructure on chip formation and surface defects in microscale,
mesoscale, and macroscale cutting of st eel, CIRP Annals –
Manufacturing Technology, 2006, 55 (1) 97 –102.
[13] Zhou, M., and Ngoi, B. K. A., Effect of tool and workpiece
anisotropy on microcutting processes, Proceedings of the Institution of
Mechanical Engineers, Part B: Journal of Engineering Manufacture,
2001, 215 (1) 13 –19.
[14] Zhou, M., Ngoi, B. K. A., Zhong, Z. W., and Wang, X. J., The effect
of material microstructure on microcutting processes, Materials and
Manufacturing Processes, 2001, 16 (6) 815 –828.

BIBLIOGRAFIE
67
[15] Weule, H., Huntrup, V., and Tritschler, H., Micro -Cutting of steel to
meet new requirements in miniaturization, CIRP Annals –
Manufacturing Technology, 2001, 50 (1) 61 –64.
[16] Simoneau, A., E. Ng, and Elbestaw, M. A., Grain size and
orientation effects when microcutting AISI 1045 Steel, CIRP Annals –
Manufacturing Technology 2007, 56 (1) 57 –60.
[17] Simoneau, A., Ng, E., and Elbestawi, M. A., Surface defects during
microcutting, International Journal of Machine Tools and Manufacture,
2006, 46 (12 -13) 1378 –1387.
[18] Schmidt, J., Spath, D., Elsner, J., Hüntrup, V., and Tritschler, H.,
Requirements of an industrially applicable microcutting process for
steel micro -structures, Microsystem Technologies, 2002, 8 (6) 402 -408.
[19] Takács, M., Verö, B., and Mészáros, I., Micromilling of metallic
materials, Journal of Materials Processing Technology, 2003, 138 (1 -3)
152–155.
[20] Schmidt, J., and Tritschler, H., Micro cutting of steel, Microsystem
Technologies, 2004, 10 (3) 167 –174.
[21] Fang, F. Z., and Liu, Y. C., On minimum exit -burr in micro cutting,
Journal of Micromechanics and Microengineering, 2004, 14 984 –988.
[22] Weinert, K., and Petzoldt, V., Machining NiTi micro -parts by micro –
milling, Materials Science and Engineering, 2008, 481 -482 672 –675.
[23] Gillespie, L. K., Deburri ng precision miniature parts, Precision
Engineering 1979, 189 –198.
[24] Lee, K., and Dornfeld, D. A., Micro -burr formation and
minimization through process control, Precision Engineering, 2005, 29
(2) 246 –252.
[25] Klocke, F., Quito, F., K. Arntz, Souza, A. A., and Ader, C., Micro
milling of single crystal Nickel -based superalloy Rene N5, 3rd
international Conference High performance cutting (HPC) , Dublin,
Ireland, June 12 -13th, 2008, 1 (561 -574)
[26] Wang, J., Gong, Y., Abba, G., Chen, K., Shi, J., and Cai, G.,
Surface generation analysis in micro end -milling considering the
influences of grain, Microsystem Technologies, 2008, 14 (7) 937 -942.
[27] Son, S. M., Lim, H. S., and Ahn, J. H., Effects of the friction
coefficient on the minimum cutting thicknes s in micro cutting,
International Journal of Machine Tools and Manufacture, 2005, 45 (4 -5)
529–535.
[28] Lee, D. E., Hwang, I., Valente, C. M. O., Oliveira, J. F. G., and
Dornfeld, D. A., Precision manufacturing process monitoring with
acoustic emission, International Journal of Machine Tools and
Manufacture, 2006, 46 (2) 176 –188.
[29] Masuzawa, T., State of the art of micromachining, CIRP Annals –
Manufacturing Technology, 2000, 49 (2) 473 –488.
[30] Masuzawa, T., and Tönshoff, H. K., Three -dimensional
micromachining by machine tools, CIRP Annals – Manufacturing
Technology, 1997, 46 (2) 621 –628.
[31] Liu, X., DeVor, R. E., Kapoor, S. G., and Ehmann, K. F., The
mechanics of machining at the microscale: assessment of the current

BIBLIOGRAFIE
68
state of the science, Journ al of Manufacturing Science and Engineering,
Transactions of the ASME 2004, 126 (4) 666 –678.
[32] Simoneau, A., Ng, E., and Elbestawi, M. A., Chip formation during
microscale cutting of a medium carbon steel, International Journal of
Machine Tools and Man ufacture, 2006, 46 (5) 467 –481.
[33] Aramcharoen, A., Mativenga, P. T., Yang, S., Cooke, K. E., and
Teer, D. G., Evaluation and selection of hard coatings for micro milling
of hardened tool steel, International Journal of Machine Tools and
Manufacture, 20 08, 48 (14) 1578 –1584.
[34] Dhanorker, A., and Özel, T., Meso/micro scale milling for micro –
manufacturing, International Journal of Mechatronics and
Manufacturing Systems 2008, 1 (1) 23 – 42.
[35] Vollertsen, F., Biermann, D., Hansen, H. N., Jawahir, I. S ., and
Kuzman, K., Size effects in manufacturing of metallic components, CIRP
Annals – Manufacturing Technology, 2009, 58 (2) 566 -587.
[36] Miao, J. C., Chen, G. L., Lai, X. M., Li, H. T., and Li, C. F., Review
of dynamics issues in micro -end-milling, The International Journal of
Advanced Manufacturing Technology, 2007, 31 897 –904.
[37] Robinson, G. M., Jackson, M. J., and Whitfield, M. D., A review of
machining theory and tool wear with a view to developing micro and
nano machining processes, Journal of material science, 2007, 6 (4)
2002 –2015.
[38] Aamer Jalil Mian, Size Effect in Micromachining, Faculty of
Engineering and Physical Sciences, School of Mechanical, Aerospace
and Civil Engineering 2011.
[39] Backer, W. R., Marshall, E. R., and Shaw, M. C., Size effect in metal
cutting, Transactions of the ASME 1952, 74 (1) 61 –72.
[40] Nakayama, K., and Tamura, K., Size effect in metal -cutting force,
Journal of Engineering for Industry, Transactions of the ASME, 1968,
90 119 –126.
[41] Larsen -Basse.J, and Ox ley.P.L.B., Effect of strain -rate sensitivity on
scale phenomenon in chip formation Proceedings of 13th International
machine tool Design & Research Conference, University of Birmingham,
1973, 209 –216.
[42] Kopalinsky, E. M., and Oxley, P. L. B., Size eff ects in metal removal
process, 3rd Conference on Mechanical Properties at High Rates of
Strain, Oxford, 1984, 389 –396.
[43] Furukawa, Y., and Moronuki, N., Effect of material properties on
ultra precise cutting processes, CIRP Annals – Manufacturing
Techn ology 1988, 37 (1) 113 –116.
[44] Lucca, D. A., Rhorer, R. L., and Komanduri, R., Energy dissipation
in the ultraprecision machining of copper, CIRP Annals – Manufacturing
Technology, 1991, 40 (1) 69 –72.
[45] Lucca, D. A., Rhorer, R. L., and Komanduri, R. , Effect of tool edge
geometry on energy dissipation in ultra precision machining, CIRP
Annals – Manufacturing Technology, 1993, 42 (1) 83 –86.
[46] Ng, C. K., Melkote, S. N., Rahman, M., and Kumar, A. S.,
Experimental study of micro – and nano -scale cuttin g of aluminum

BIBLIOGRAFIE
69
7075 -T6, International Journal of Machine Tools and Manufacture,
2006, 46 929 –936.
[47] Liu, K., and Melkote, S. N., Material strengthening mechanisms
and their contribution to size effect in micro -cutting, Journal of
Manufacturing Science a nd Engineering,Transactions of the ASME
2006, 128 (3) 730 –738.
[48] Subbiah, S., and Melkote, S. N., Effect of finite edge radius on
ductile fracture ahead of the cutting tool edge in micro -cutting of
Al2024 -T3, Materials Science and Engineering: A, 2008, 474 (1 -2) 283 –
300.
[49] Wu, J., and Liu, Z., Modeling of flow stress in orthogonal micro –
cutting process based on strain gradient plasticity theory, The
International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 46 (1)
143-149.
[50] Taniguchi, N., 1993 ASPE distinguished lecturer, Precision
Engineering, 1994, 16 (1) 5 -24.
[51] Shaw, M. C., The size effect in metal cutting, Sadhana, 2003, 28 (5)
875–896.
[52] Fang, N., Slip -line modeling of machining with a rounded -edge tool –
part II: analysis of the siz e effect and the shear strain -rate, Journal of
the Mechanics and Physics of Solids, 2003, 51 743 –762.
[53] Liu, K., and Melkote, S. N., Finite element analysis of the influence
of tool edge radius on the size effect in orthogonal micro -cutting
process, In ternational Journal of Mechanical Sciences, 2007, 49 650 –
660.
[54] Lai, X., Li, H., Li, C., Lin, Z., and Ni, J., Modelling and analysis of
micro scale milling considering size effect, micro cutter edge radius and
minimum chip thickness, International Jour nal of Machine Tools and
Manufacture, 2008, 48 (1) 1 -14.
[55] Shimada, S., Ikawa, N., Tanaka, H., Ohmori, G., Uchikoshi, J., and
Yoshinaga, H., Feasibility study on ultimate accuracy in microcutting
Using Molecular Dynamics Simulation, CIRP Annals – Manuf acturing
Technology, 1993, 42 (1) 91 –94.
[56] Moriwaki, T., Okuda, K., and Shen, J. G., Study on ultraprecision
orthogonal microdiamond cutting of single -crystal copper, JSME
International Journal, Series C, 1993, 36 (3) 400 –406.
[57] Shaw, M. C., Energy conversion in cutting and grinding, CIRP
Annals – Manufacturing Technology, 1996, 45 (1) 101 -104.
[58] Albrecht, P., New developments in theory of metal -cutting process –
1. Ploughing process in metal cutting, Journal of Engineering for
Industry, Series B , Transactions of the ASME 1960, 82 (4) 348 –358.
[59] Kim, J. D., and Kim, D. S., On the size effect of micro -cutting force
in ultraprecision machining, JSME International Journal, series C,
1996, 39 (1) 164 –169.
[60] Lucca, D. A., Seo, Y. W., Rhorer, R. L., and Donaldson, R. R.,
Aspects of surface generation in orthogonal ultraprecision machining,
CIRP Annals – Manufacturing Technology, 1994, 43 (1) 43 –46.

BIBLIOGRAFIE
70
[61] Komanduri, R., Chandrasekaran, N., and Raff, L. M., Effect of tool
geometry in nanometric cutt ing: a molecular dynamics simulation
approach, Wear, 1998, 219 (1 ) 84 –97.
[62] Inamura, T., Takezawa, N., and Kumaki, Y., Mechanics and energy
dissipation in nanoscale cutting, CIRP Annals – Manufacturing
Technology, 1993, 42 (1) 79 -82.
[63] Astakhov, V . P., Metal Cutting Mechanics. 1999: CRC press: Boca
Raton, FL.
[64] Shaw, M. C., Metal Cutting Principles. second ed. 2005: oxford
university press.
[65] Atkins, A. G., Modelling metal cutting using modern ductile
fracture mechanics: Quantitative explan ations for some longstanding
problems, International Journal of Mechanical Sciences, 2003, 45 373 –
396.
[66] Moronuki, N., Liang, Y., and Furukawa, Y., Experiments on the
effect of material properties on microcutting processes, Precision
Engineering, 1994, 16 (2) 124 –131.
[67] Ikawa, N., Shimada, S., and Tanaka, H., Minimum thickness of cut
in micromachining, Nanotechnology, 1992, 3 6 –9.
[68] Kim, C. J., Bono, M., and Ni, J., Experimental analysis of chip
formation in micro -milling, Transations of the NAM RI/SME, 2002, 30
1–8.
[69] Mian, A. J., Driver, N., and Mativenga, P. T., Micromachining of
coarse -grained multi -phase material, Proceedings of the Institution of
Mechanical Engineers, Part B: Journal of Engineering Manufacture,
2009, 223 (4) 377 –385.
[70] Vogler, M. P., DeVor, R. E., and Kapoor, S. G., On the modeling and
analysis of machining performance in micro -endmilling, part II: cutting
force prediction, Journal of Manufacturing Science and Engineering,
Transactions of the ASME 2004, 126 (4) 695 –705.
[71] Komanduri, R., Some aspects of machining with negative rake tools
simulating grinding, International Journal of Machine Tool Design and
Research, 1971, 11 223 –233.
[72] Abdelmoneim, M. E., and Scrutton, R. F., Post -machining plastic
recovery and the law of abrasive wear, Wear, 1973, 24 1 –13.
[73] L'vov, N. P., Determining the minimum possible chip thickness,
Machine Tool (USSR), 1969, 40 45.
[74] Basuray, P. K., Misra, B. K., and Lal, G. K., Transition from
ploughing to cutting during machining w ith blunt tools, Wear, 1977, 43
341–349.
[75] Yuan, Z. J., Zhou, M., and Dong, S., Effect of diamond tool
sharpness on minimum cutting thickness and cutting surface integrity
in ultra precision machining, Journal of Materials Processing
Technology, 1996, 62 327 –330.
[76] Kim, C. J., Mayor, J. R., and Ni, J., A static model of chip formation
in microscale milling, Journal of Manufacturing Science and
Engineering, Transactions of the ASME 2004, 126 (4) 710 –718.
[77] Liu, X., DeVor, R. E., and Kapoor, S. G. , An analytical model for the
prediction of minimum chip thickness in micromachining, Journal of

BIBLIOGRAFIE
71
Manufacturing Science and Engineering, Transactions of the ASME,
2006, 128 (2) 474 –481.
[78] Jardret, V., Zahouani, H., Loubet, J. L., and Mathia, T. G.,
Unde rstanding and quantification of elastic and plastic deformation
during a scratch test, Wear, 1998, 218 (1) 8 –14.
[79] Nakayama, K., Topics on fundamentals of precision machining,
Machining Science and Technology, 1997, 1 (2) 251 –262.
[80] Taniyama, H., E da, H., Zhou, L., Shimizu, J., and Sato, J.,
Experimental investigation of micro scratching on the two -phase steel:
plastic flow mechanisms of the ferrite and cementite phases, Key
Engineering Materials, 2003, 238 -239 15 –18.
[81] Black, J. T., Shear front -lamella structure in large strain plastic
deformation Processes, Journal of Engineering for Industry, 1972, 94
(2) 307 -316.
[82] Von Turkovich, B. F., and Black , J. T., Micro -machining of copper
and aluminum crystals, Journal of Engineering for Industry , 1970, 92
(2) 130 -134.
[83] Ueda, K., and Manabe, K., Chip formation mechanism in
microcutting of an amorphous metal, CIRP Annals – Manufacturing
Technology, 1992, 41 (1) 129 -132.
[84] Manjunathaiah, J., and Endres, W. J., A study of apparent negative
rake angle and its effect on shear angle during orthogonal cutting with
edge-radiused tools, Transaction of NAMRI/SME XXVIII, 2000, 197 –
202.
[85] Ohbuchi, Y., and Obikawa, T., Finite element modeling of chip
formation in the domain of negative rake angle c utting, Journal of
Manufacturing Science and Engineering, Transactions of the ASME
2003, 125 324 –332.
[86] Moriwaki, T., Sugimura, N., and Luan, S., Combined stress,
material flow and heat analysis of orthogonal micromachining of copper,
CIRP Annals – Manu facturing Technology, 1993, 42 (1) 75 -78.
[87] Astakhov, V. P., Shvets, S. V., and Osman, M. O. M., Chip
structure classification based on mechanics of its formation, Journal of
Materials Processing Technology, 1997, 71 (2) 247 -257.
[88] Moriwaki, T., Ho riuchi, A., and Okuda, K., Effect of cutting heat on
machining accuracy in ultra -precision diamond turning, CIRP Annals –
Manufacturing Technology, 1990, 39 (1) 81 -84.
[89] Komanduri, R., and Brown, R. H., On The mechanics of chip
segmentation in machinin g, Journal of Engineering for Industry, 1981,
103 (1) 33 -51
[90] Tönshoff, H. K., Arendt, C., and Amor, R. B., Cutting of hardened
steel, CIRP Annals – Manufacturing Technology, 2000, 49 (2) 547 -566.
[91] Nakayama, K., Arai, M., and Kanda, T., Machining characteristics
of hard materials, CIRP Annals – Manufacturing Technology, 1988, 37
(1) 89 -92.
[92] Recht, R. F., A dynamic analysis of high speed machining, Journal
of Engineering for Industry, 1985, 107 309 -315.

BIBLIOGRAFIE
72
[93] Xie, J. Q., Bayoumi, A. E., and Zbi b, H. M., A study on shear
banding in chip formation of orthogonal machining, International
Journal of Machine Tools and Manufacture, 1996, 36 (7) 835 -847.
[94] Barry, J., Byrne, G., and Lennon, D., Observations on chip
formation and acoustic emission in machining Ti -6Al-4V alloy,
International Journal of Machine Tools and Manufacture, 2001, 41 (7)
1055 –1070.
[95] Komanduri, R., and Von Turkovich, B. F., New observations on the
mechanism of chip formation when machining titanium alloys, Wear,
1981, 69 (2) 179-188.
[96] Komanduri, R., and Schroeder, T. A., On shear instability in
machining a nickel -iron base superalloy, Journal of Engineering for
Industry, Transactions of the ASME, 1986, 108 93 –100.
[97] Min, S., Sangermann, H., Mertens, C., and Dornfeld, D., A study on
initial contact detection for precision micro -mold and surface generation
of vertical . side walls in micromachining, CIRP Annals – Manufacturing
Technology, 2008, 57 (1) 109 –112.
[98] To, S., Lee, W. B., and Chan, C. Y., Ultraprecision dia mond turning
of aluminium single crystals, Journal of Materials Processing
Technology, 1997, 63 (1 -3) 157 –162.
[99] Liu, X., Devor, R. E., and Kapoor, S. G., Model -based analysis of
the surface generation in microendmilling -Part 1: Model development,
Journal of Manufacturing Science and Engineering, Transactions of the
ASME 2007, 129 (2) 453 –460.
[100] Liu, X., Devor, R. E., and Kapoor, S. G., Model -based analysis of
the surface generation in microendmilling -Part II: Model development,
Journal of Manufact uring Science and Engineering, Transactions of the
ASME 2007, 129 (2) 461 –469.
[101] Gillespie, L. K., and Blotter, P. T., The formation and properties of
machining burrs, Journal of Manufacturing Science and Engineering,
Transactions of the ASME, 1976, 9 8 66–74.
[102] Hashimura, M., Chang, Y. P., and Dornfeld, D., Analysis of burr
formation mechanism in orthogonal cutting, Journal of Manufacturing
Science and Engineering, Transactions of the ASME, 1999, 121 (1) 1 -7.
[103] Lee, K., and Dornfeld, D. A., A n experimental study on burr
formation in micro milling aluminium and copper, Transactions of the
NAMRI/SME 2002, 30 255 –262.
[104] Aurich, J. C., Dornfeld, D., Arrazola, P. J., Franke, V., Leitz, L.,
and Min, S., Burrs -analysis, control and removal, CIRP Annals –
Manufacturing Technology, 2009, 58 (2) 519 -542.
[105] Nakayama, K., and Arai, M., Burr formation in metal cutting,
CIRP Annals – Manufacturing Technology, 1987, 36 (1) 33 –36.
[106] Schaller, T., Bohn, L., Mayer, J., and Schubert, K., Microstruc ture
grooves with a width of less than 50 μm cut with ground hard metal
micro end mills, Precision Engineering, 1999, 23 (4) 229 –235.
[107] Doru Teodor, Aspecte privind frezarea la maco și micro scară,
Editura Performantica, INV, Iasi, ISBN 978 -606-685-064-3, Iasi, 2013.
[108] http://www.scritub.com/tehnica -mecanica/Notiuni -de-baza-
privind -preluc2051531013.php

BIBLIOGRAFIE
73
[109] Friedrich, C. R., and Kulkarni, V. P., Effect of workpiece
springback on micro milling forces, Microsystem Technologies, 2004, 10
472–477.
[110] Vogler, M. P., DeVor, R. E., and Kapoor, S. G., Prediction model
for micro -milling of multi -Phase materials, Journal of Manufacturing
Science and Engineering, Transactions of the ASME 2003, 125 (2) 202 –
209.
[111] Prof. Univ. Dr. Ing. Mihail Ionescu, Un iversitatea „Constantin
Brâncuși” , Bazele prelucrării prin așchiere a oțelurilor pe mașini -unelte
cu comanda -program Târgu Jiu, 2002.
[112] Trent, E. M., Metal Cutting. 1984, second edition London:
Butterworth & Co. Ltd.
[113] Hearn, E. J., Mechanics of Materials, Volume 1 – An Introduction
to the Mechanics of Elastic and Plastic Deformation of Solids and
Structural Materials (3rd Edition). 1997, Elsevier.
[114] Ezugwu, E. O., and Wang, Z. M., Titanium alloys and their
machinability –a review, Journal of Materials Processing Technology,
1997, 68 (3) 262 -274.
[115] Choudhury, I. A., and El -Baradie, M. A., Machinability of nickel –
base super alloys: a general review, Journal of Materials Processing
Technology, 1998, 77 (1 -3) 278 -284.
[116] Arunachalam, R., and Mannan, M. A., Machinablity of nickel –
based high temperature alloys, Machining Science and Technology,
2000, 4 (1) 127 –168.
[117] Popov, K., Dimov, S., Pham, D. T., Minev, R., and Rosochwski, A.,
Micro milling: material microstructure effects, Procee dings of the
Institution of Mechanical Engineers, Part B: Journal of Engineering
Manufacture, 2006, 220 (11) 1807 –1813.
[118] Rahman, M., Kumar, A. S., and Prakash, J. R. S., Micro milling of
pure copper, Journal of Materials Processing Technology, 2001, 116 (1)
39–43.
[119] Aramcharoen, A., and Mativenga, P. T., Size effect and tool
geometery in micromilling of tool steel, Precision Eng, 2008,
[120] Rangwala, S., and Dornfeld, D., A study of acoustic emission
generated during orthogonal metal cutting -1: Energy analysis,
International Journal of Mechanical Sciences, 1991, 33 (6) 471 –487.
[121] Diei, E. N., and Dornfeld, D. A., Acoustic emission from the face
milling process – the effects of process variables, Journal of Engineering
for Industry, Transact ions of the ASME, 1987, 109 (2) 92 –99.
[122] Dornfeld, D. A., and Kannatey -Asibu, E., Acoustic emission during
orthogonal metal cutting, International Journal of Mechanical Sciences,
1980, 22 (5) 285 –296.
[123] Uehara, K., and Kanda, Y., Identification o f chip formation
mechanism through acoustic emission measurements, CIRP Annals –
Manufacturing Technology, 1984, 33 (1) 71 –74.
[124] Carpenter, S. H., Heiple, C. R., Armentrout, D. L., Kustas, F. M.,
and Schwarzberg, J. S., Acoustic emission produced by sl iding friction
and its relationship to AE from machining, Journal of Acoustic
Emission, 1992, 10 (3 -4) 97 –101.

BIBLIOGRAFIE
74
[125] Saini, D. P., and Park, Y. J., A quantitative model of acoustic
emissions in orthogonal cutting operations, Journal of Materials
Processin g Technology, 1996, 58 (4) 343 –350.
[126] Shaw, M. C., A new mechanism of plastic flow, International
Journal of Mechanical Sciences, 1980, 22 (11) 673 –686.
[127] Anderson, T. L., Fracture mechanics : fundamentals and
applications Edition 2nd ed. ed: Boc a Raton, Fla. ; London : CRC Press,
1995 688.
[128] Kannatey -Asibu Jr., E., and Dornfeld, D. A., Quantitative
relationships for acoustic emission from orthogonal metal cutting,
Journal of Engineering for Industry, Transactions of the ASME, 1981, 3
(103) 3 0–340.
[129] Lan, M. -S., and Dornfeld, D. A., Acoustic emission and machining
– process analysis and control, Materials and Manufacturing Processes,
1986, 1 (1) 1 –21.
[130] Liu, J. J., and Dornfeld, D. A., Modeling and analysis of acoustic
emission in di amond turning, Journal of Manufacturing Science and
Engineering, Transactions of the ASME, 1996, 118 199 –207.
[131] Liu, M., and Liang, S. Y., Analytical modeling of acoustic emission
for monitoring of peripheral milling process, International Journal of
Machine Tools and Manufacture, 1991, 31 (4) 589 –606.
[132] Childs, T. H. C., Maekawa, K., Obikawa, T., and Yamane, Y., Metal
Machining – Theory and Applications. (pp: 155). 2000: Elsevier.
[133] Kamarthi, S. V., Kumara, S. R. T., and Cohen, P. H., Flank wear
estimation in turning through wavelet representation of acoustic
emission signals Journal of Manufacturing Science and Engineering,
Transactions of the ASME, 2000, 122 12 –19.
[134] Teti, R., Jemielniak, K., O'Donnell, G., and Dornfeld, D., Advanced
monitoring of machining operations, CIRP Annals – Manufacturing
Technology, 2010, 59 (2) 717 -739.
[135] Sturges, R. H., Monitoring milling processes through AE and
tool/part geometry, Journal of Engineering for Industry, Transactions of
the ASME, 1992, 114 (1) 8 –14.
[136] Rangwala, S., and Dornfeld, D., A study of acoustic emission
generated during orthogonal metal cutting –2: Spectral analysis,
International Journal of Mechanical Sciences, 1991, 33 (6) 489 –499.
[137] Li, C. J., Signal processing in manufacturing monitoring, in
Condition Monitoring and Control for Intelligent Manufacturing. 2006.
p. 245 –265.
[138] Chen, X., Tang, J., and Dornfeld, D., Monitoring and analysis of
ultraprecision met al cutting with acoustic emission, Mechanical
engineering congress and exposition, ASME, 1996, 387 –393.