TEHNOLOGIA CONSTRUCȚIILOR DE MAȘINI PROIECT DE DIPLOMĂ Analiza sistemelor de amortizare a v ibrațiilor în timpul prelucrărilor prin aschiere …. [625292]

UNIVERSITATEA „LUCIAN BLAGA” DIN SIBIU
FACULTATEA DE INGINERIE
TEHNOLOGIA CONSTRUCȚIILOR DE MAȘINI

PROIECT DE DIPLOMĂ
Analiza sistemelor de amortizare a v ibrațiilor în
timpul prelucrărilor prin aschiere .

Coordonator:
Prof. dr. ing. Livia Dana BEJU

Absolvent: [anonimizat]
2015

Analiza sistemelor de amortizare a v ibrațiilor în
timpul prelucrărilor prin aschiere

Tel: +40 (269) 216 062
Fax: +40 (269) 21 7 887

Ministerul Educa ției Naționale
Universitatea “Lucian Blaga” din Sibiu

Adresa: Bd -ul. Victoriei, n r. 10
Sibiu, 550024, Rom ânia
e-mail: rectorat @ulbsibiu.ro
www.ulbsibiu.ro

VIZAT
Conducător științific

Declarația pentru conformitate asupra originalității operei științifice

Subsemnatul / Subsemnata………………………. ………… …………………………… …….. domiciliat/ă în
localitatea…………… ………… ….. adresa poștală….. ………….. ……………………………………………………………
având actul de identitate seria …….. ….. nr…………….. ……., codul numeric personal
……………………… …………….. înscris/ă pentru susținerea lucrării de licență / proiectului de diplomă cu
titlul ………………………………………………. …………….. ………………………………………………………………………
…………………………………………………………………………………………………………….. ……………………………..
…………… …………………………………………………………………………………………………………….. ……………….
declar următoarele:
 opera științifică nu aparține altei persoane, instituții, entități cu care mă aflu în relații de
muncă sau altă natură;
 opera șt iințifică nu este contrară ordinii publice sau bunelor moravuri, iar prin aplicarea
acesteia nu devine dăunătoare sănătății ori vieții persoanelor, animalelor sau plantelor;
 opera științifică nu a mai fost publicată de subsemnatul / subsemnata sau de o ter ță persoană
fizică sau juridică, în țară sau în străinătate, anterior datei depunerii acesteia spre evaluare în
scopul obținerii recunoașterii științifice în domeniu.
Specific explicit că ideile prezentate sunt originale, iar sursele de informații care sta u la
baza emiterii unor teorii originale au fost corect citate și prezentate în opera științifică.
Data…………………………………….
Numele și prenumele………………………………………………….
Semnătura…………………. ………………………
Notă: Prezenta declarație va purta viza conducătorului științific.

Cod. PO – ULBS – DPPI – 06_ed – 1_rev – 0 / 05.11
Copyright : http://ppi.ulbsibiu.ro/ro/despre/proceduri.php

6
Rezumat

Lucrarea de față cuprinde două părți, o parte de cercetare și o parte tehnică. Partea de
cercetare are ca titlu „ Analiza Sistemelor de Amortizare a Vibrațiilor în timpul
prelucrărilor prin aschiere ”. Partea tehnică este intitulată „ Proiectarea tehnologiei de
execuție și a SDV -urilor aferente reperului Bulon KK -85”.

I. Partea de cercetare cuprinde informații de actualitate în domeniul vib rațiilor la
prelucrările prin așchiere și a modului în care se realizează reducerea acestora. Această parte
este structurată în 4 capitole după cum urmează :

 Primul capitol de introducere se referă la vibrații libere, vibrații forțate și autovibratii.
Sunt definite cele trei tipuri de vibrații, sunt exemplificate c auze ale apariției acestora
și sunt prezentate metode de măsurare .
 Cel de al doilea capitol cuprinde lucrări teoretice de ultimă oră în domeniul vibrațiilor .
 Capitolul 3 cuprinde informații despr e Scule Silențioase. Este prezentată forma
constructivă a acestora, iar mai apoi se realizează o aprofundare în domeniul
prelucrărilor prin strunjire și frezare .
 În ultima parte sunt prezentate concluziile, măsurile prin care se realizează evitarea și
reducerea vibrațiilor din timpul prelucrărilor prin așchere .

II. Partea tehnică cuprinde :

 Proiectarea tehnologiei de execuție a reperului Bulon KK -85, care înglobează 6
operații.
 Operațiile 1 ( prelucrare frontală și centruire ) și 7 ( burghiere 6 găuri echidistant e) au
fost prezentate în două variante.
 Din categoria SDV -uri, au fost proiectate: un cuțit de strung cu plăcută amovibilă
pentru operația 5, un dispozitiv de găurit pentru operația 7 (găurire) și un calibru inel
T-NT pentru operația 13 (rectificare) .
 Partea grafică conține planșele corespunzătoare filmului tehnologic, fluxului
tehnologic, cuțitului, dispozitivului, calibrului inel precum și a piesei de executat.

7
Summary

This paper comprises two parts, the first is investigation and th e second is tehnical.
The investigation part is entitled „ Analysis of the Vibration Damping Systems during
Machining ”. The tehnical part is entitled „ Technology design of a Bolt, KK – 85 and of the
necessary TDC (Tools, Devices, Checkers) that are related to the execution” .

I.The investigation contains state of the art informations regarding machining
vibrations and means of reducing them . This part is structured in four chapters:

 The first chapter, introduction, speaks about free vibations, forced vibrations and
machining vibrations. The three types of vibrations are defined, causes of their
appearance are exemplified and methods of measurment are presented.
 The second chapter contains state of the art theoretical works in vibrations coverage.
 Chapter three contains informations regarding Silent Tools. The component elements
of a Silent Tool are presented, and then an investigation is performed regarding
turning and milling using Silent Tools.
 In the last part the results are presented, the means of avoiding and reducing vibrations
during machining.

II.The tehnique part consists in:

 Designing technol ogy for implementing the component Bolt, KK -85, which includes
six operations ;
 Operations 1 (Face milling and cente ring hole) and 7 (drilling six equidistant holes )
were presented in two versions;
 In the category TDC were designed: a lathe tool for operation 5, a drilling device for
operation 7 and a dial gauge for operation 13.
 The corresponding drawings film contains graphic technology, flow technology, lathe
tools, drilling device, dial gauge and machined piece.

8
Cuprins
Rezumat ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. .. 6
Summary ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. . 7
1.Partea de Cercetare ………………………….. ………………………….. ……………………… 10
1.1. Introducere ………………………….. ………………………….. ………………………….. …………….. 11
1.1.1. Generalități ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……… 11
1.1.2. Măsurarea vibrațiilor ………………………….. ………………………….. …………………….. 15
1.2. Cercetări teoretice legate de modelarea vibrațiilor la prelucrarea prin așchiere ……. 20
1.3. Scule silențioase ………………………….. ………………………….. ………………………….. …….. 26
1.3.1. Introducere ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……… 26
1.3.2. Strunjirea ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………… 30
1.3.3. Frezarea ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………….. 41
1.4. Concluzii ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………….. 51
II. Partea Tehnică ………………………….. ………………………….. ………………………….. 53
2.1. Studiul tehnic ………………………….. ………………………….. ………………………….. …………. 54
2.1.1. Studiul piesei pe baza desenului de execuție a reperului ………………………….. … 54
2.1.2. Analiza critică a condițiilor tehnice impuse piesei ………………………….. …………. 56
2.1.3. Date privind tehnologia semifabricatului ………………………….. ……………………… 56
2.1.4. Proiectarea procesului tehnologic de prelucrare mecanica ………………………….. 60
2.1.5. Proiectarea continutului a 6 operatii de prelucrare mecanica din procesul
tehnologic, din care minim 2 operatii in minim 2 variante tehnologice. …………………….. 68
Operatia 1 (varianta I ) – Frezare frontala si centruire ………………………….. …………….. 68
Operatia 1 ( varianta II ) – Strunjire frontala si centruire ………………………….. …………. 74
Operatia 7 ( Varianta I ) – Gaurire 6 gauri x Ø10,2 ………………………….. ………………… 80
Operatia 7 ( Varianta II – cap multiax ) – Gaurire 6 gauri x Ø10,2 ……………………….. 85
Operatia 8 – Frezare de degrosare canal de pana ………………………….. ……………………. 90
Operatia 10 – Filetare 6 gauri x M12 ………………………….. ………………………….. ……….. 95
Operatia 11 – filetare M24 x 2 ………………………….. ………………………….. ………………… 99
Operatia 13 – rectificare de degrosare ………………………….. ………………………….. …….. 103
2.2. Studiul economic ………………………….. ………………………….. ………………………….. ….. 107
2.2.1. Caracterul productiei ………………………….. ………………………….. …………………… 107
2.2.2. Calculul lotului optim de fabricatie ………………………….. ………………………….. .. 108
2.2.3. Calculul timpilor pe bucata pentru fiecare operatie ………………………….. ……… 109

9
2.2.4. Calculele economice justificative pentru stabilirea variantei economice pentru
cele doua operatii tratate in 2 variante ………………………….. ………………………….. ………… 109
2.3. Probleme de orgaizare a procesului tehnologic ………………………….. ………………….. 114
2.3.1. Calculul numarului de masini unelte necesare si a gradului de incarcare pentru
cele 6 operatii in varianta economica ………………………….. ………………………….. ………….. 114
2.3.2. Norme de tehnica securitatii muncii ………………………….. ………………………….. . 115
2.4. Proiectare SDV -uri ………………………….. ………………………….. ………………………….. .. 119
2.4.1. Proiectare cuțit de strung ………………………….. ………………………….. ……………… 119
2.4.2. Proiectare Dispozitiv ………………………….. ………………………….. …………………… 121
2.4.3. Proiectare calibru inel T -NT Ø 36 h6 ………………………….. …………………………. 123
Bibliografie ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………………. 124
OPIS ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. …. 126

10

1.Partea de C ercetare
„Anal iza sistemelor de amortizare a
vibrațiilor în timpul prelucrărilor prin
așchiere ”

11
1.1. Introducere
1.1.1. Generalități
Vibrațiile reprezintă un fenomen mecanic în care oscilațiile apar într -un punct de
echilibru. Oscilațiile pot fi periodice, cum este în cazul unui pendul, sau aleatorii, cum ar fi în
cazul mișcării unui cauciuc pe un drum de țară.
Vibrațiile sunt în unele cazuri dorite. De exemplu, mișcarea unui diapazon, ancia în
instrumentele de suflat sau muzicuța, sau telefoanele mobile sau bobina conică la un difuzor.
Aceste vibrații sunt necesare pentru funcționarea corectă a diferitelor dispo zitive.
Cel mai fregvent, vibrațiile nu sunt dorite, deoarece consumă energie și crează zgomot
nedorit. De exemplu, mișcările vibratorii ale motoarelor, motoarelor electrice, sau oricare alt
dispozitiv mecanic în funcțiune sunt nedorite. Aceste vibrații p ot fi cauzate de un dezechilibru
al componentelor în mișcare de rotație, frecări variabile, angrenarea roților dințate. O
proiectare prudentă poate reduce riscul apariției vibrațiilor. [18]
Se deosebesc următoarele tipuri de vibrații:
 vibrații libere;
 vibra țiile forțate ;
 autovibra țiile.
Vibrațiile libere (figura 1.1. 1.) – apar atunci când este introdus un impuls inițial într -un
sistem mecanic, iar după aceea este lăsat să vibreze liber. Exemple de astfel de vibrații sunt
atunci când tragem un leagăn de copii în spate și apoi îi dăm drumu sau atunci când lovim un
diapazon și îl lăsăm să vibreze. Sistemul mecanic va vibra la una sau mai multe fregvențe
naturale, iar în cele din urmă se va opri. [18]

Figura 1.1. 1.: Diagrama timp – amplitudine

12
Vibrațiile forțate (figura 1. 1.2.) – apar atunci când o anomalie variabilă în timp
(încărcare, transfer sau viteză) este aplicată unui sistem mecanic. Anomalia poate fi un impuls
periodic, un impuls staționar, un impuls trecător, sau un impuls aleatoriu. Impulsul periodic
poate fi o anomalie armonică sau non -armonică. Exemple de astfel de astfel de vibrații putem
vedea în cazul trepidațiilor mașinilor de spălat datorită unui dezechilibru, viibratiile la
transporturi (cauzate de motorul camionului, arcuri, drum etc. ), sau vibrațiile unei clădiri în
timpul unui cutremur. Pentru sistemele liniare, fregvența vibrațiilor staționare rezultate la
aplicarea unui impuls periodic, armonic este egală cu fregventa forței sau mișcării aplicate, cu
amplitudinea rezonanței depende ntă de starea sistemul mecanic. [18]
y = 2sin (2t) sin (20t)

Figura 1. 1.2.: Diagrama vibratii foratate

Factori care provoacă vibrații forțate :
 forțe centrifuge datorită semifabricatelor, dispozitivelor de prindere a semifabricatelor,
rotorilor motoarelor electrice etc .;
 vibrații puternice ale aerului ;
 vibrații transmise prin fundație de la mașinile unelte învecinate ;
 forțe periodice date de transmisii: roți dințate cu erori de pas, curele cu cusături ;
 forțe de așchiere periodice care apar la pre lucrarea suprafețelor de revoluție cu adaos
de prelucrare neuniform, prelucrarea suprafețelor cu canale longitudinale etc .[3]

13
Autovibratiile (vibrațiile la prelucrare) – Corespund cu mișcarea relativă dintre
semifabricat și scula ascchietoare. Vibrațiile rezultă în valuri pe suprafața prelucrată. Acestea
afectează preocesele de prelucrare uzuale, cum ar fi strunjirea, frezarea și găurirea, și
precesele de prelucrare mai puțin uzuale, cum ar fi rectificarea. [16]
Cauze ale apariției autovibrațiilor :
 rigidi tate scăzută a sistemului tehnologi c. Cea mai mare rezistență la vi bratii o are
sistemul tehnologic care are o rigiditate mare în direcție normală pe suprafața generată
și în direcția forțelor de așchiere ;
 forțele de frecare variabile dintre surafata de de gajare a sculei și așchie și dintre
suprafața de așezare a sculei și semifabricat ;
 variația forțelor de așchiere din cauza schimbării părții active a sculei în timpul
procesului de așchiere cu vibrații ;
 variația valorii forțelor de aschere la intrarea scul ei în metalul nedeformat și la
respingerea sculei sub acțiunea stratului cu duritate sporită care se formează în fața
muchiei așchietoare a sculei .[3]
Medode de determinare a autovibra țiilor:
Diagrama lobilor de stabilitate (figura 1. 1.3.) – multiplicarea modelelor bazată pe teoria
lobilor de stabilitate, ce face posibilă determinarea celei mai bune turații la prelucrare, oferă
modele robuste pentru orice fel de prelucrare . [16]

Figura 1. 1.3.: Diagrama lobilor de stabilitate

Diagrama Nyquist (figura 1.1.4.) – este o diagramă parametrică a unui răspuns
armonic folosită în controlul automatizat și în prelucrarea semnalului. Această diagramă este
folosită cel mai des pentru a evalua stabilitatea unui sistem cu feedback. În coordonate

14
carteziene, partea r eală a funcției de transfer este reprezentată pe axa X. Partea imaginară este
reprezentată pe axa Y. Fregventa este reprezentată ca și parametru, rezultând o diagramă de
fregventa. În mod alternativ, în coordonate polare, amplitudinea funcției de transfer este
reprezentată ca și coordonată radială, în timp ce faza funcției de transfer este reprezentată ca
și coordinată unghiulară. Diagr ama Nyquist este denumită după Harry Nyquist, inginer la
laboratoarele Bell . [17]

Figura 1. 1.4.: Diagrama Nyquist

Metoda elementului finit (figura 1. 1.5.)
Scopul analizei modale în mecanica aplicată în ramura construcțiilor este acela de a
determina forma caracteristică și fregvențele unui obiect sau structură în timpul vibrațiilor
libere. Este de actualitate să se ut ilizeze metoda elementului finit pentru a realiza această
analiză deoarece, ca și în cazul altor calcule utilizând metoda elementului finit, obiectul
analizat poate avea diferite forme și rezultatele calculelor sunt acceptabile. Ecuațiile care
rezultă din analiza modală sunt cele văzute în sistemele eigen. Interpretarea fizică a valorilor
eigen și vectorilor eigen, care rezultă din rezolvarea sistemului, este că acestea reprezintă
fregvenț ele și formele carac teristice corespunzătoare. În unele cazuri sunt d e dorit
carac teristicile la cele mai mici fregvente deoarece ele p ot fi cele mai proeminente
carac teristici la care obiectul va vibra, dominând fregvențele mai mari .

15
Este posibil de asemenea să fie testat un obiect material pentru a -i determina fregven țele
naturale și formele carcateristice. Această metodă se numește analiza modală experimentală.
Rezultatele testului fizic pot fi utilizate pentru a calibra un model al elem entului finit pentru a
determina dacă ipotezele inițiale au fost corecte .

Figura 1. 1.5.: Metoda elementului finit

1.1.2. Măsurarea vibrațiilor
Măsurarea deplasărilor cauzate de vibrații se poate realiza prin mai multe metode :
– Metode optice . Dacă deplasarea este suficient de mare, la fregvente mici, poate fi
măsurată cu ajutorul unei rigle, calibre sau microscop. La fregvente mari, măsurarea
deplasării necesită metode optice mai sofisticate .
– Senzori electromagnetici și capacitivi . O categorie importantă de senzori pentru
măsurarea deplasării realizați special pentru măsurarea vibrațiilor sunt senzorii de
proximitate. Acești senzori sunt de obicei integrați în mașina unealtă pentru a măsura
mișcarea arborilor în lagărele de alunecare sau mișcarea relativă a altor elemente ale
mașinilor unelte. Deoarece acești senzori se bazează pe efecte de inducție sau
capacitive, au nevoie de materiale electroconductive .

16
– Metode bazate pe contact . O varietate de senzori de mișcare relativă folosesc contactul
direct dintre două obiecte pentru a măsura mișcarea relativă sau distanța dintre ele.
Toate aceste dispozitive depinde de legături mecanice și translatori electromecanici .
– Translator de deplasare seismică . În trecut erau populare, dar acum sunt rareori
folosite datorită dimensiunilor mari și ai greutății și duratei mici de utilizare .
Măsurarea vitezei vibrațiilor se poate realiza prin metodele următoare :
– Translatori . Primele măsurători ale vibrațiilor de înaltă fregventa au fost realizate cu
ajutorul senzorilor de viteză electrodinamici. Acesta este un tip de translator seismic
ce înco rporează un magnet susținut de un arc slab pentru a forma sistemul seismic
(arc- masă).
– Metoda măsurării amplitudinii vibrațiilor cu ajutorul laserului. Utilizează instrumente
relativ noi cu precizie mare și finețe. Acestea utilizează o rază laser care se reflectă din
suprafața care vibrează. Raza reflectată este comparată cu raza inițială și se calculează
viteza suprafeței care vibrează.
– Integrarea accel erației. Ca și în cazul măsurării deplasărilor, prelucrarea necostisitoare
a semnalului digital face practică utilizarea accelerometrelor ca senzori și integrează
răspunsul lor ca și viteză a vibrațiilor.
Măsurarea accelerației vibrațiilor
Cele mai recente măsurători ale vibrațiilor se fac prin măsurarea accelerației. Aceasta se
realizează prin:
– Principiul accelerometrului seismic;
– Accelerometru;
– Senzor piezoelectric;
– Accelerometru piezorezistent; [19]
Analiza vibrațiilor
Analiza vibrațiilor aplicată într-un mediu industrial are ca scop reducerea costurilor cu
mentenanța și timpul de nefuncționare a echipamentelor prin detectarea defectelor
echipamentelor. Analiza vibrațiilor este o componentă importantă a programului de
monitorizare, și mai este denum ită și mentenanță predictivă. Cel mai adesea analiza vibrațiilor
este utilizată pentru a detecta defecte ale componentelor în mișcare (ventilatoare, motoare,
pompe, etc.) cum ar fi dezechilibrul, alinierea incorectă .
Principiile de bază al analizei vibraț iilor pot fi înțelese prin st udierea unui model
simplu masă – arc – amortizor. Chiar și o structură complexă, ca cea a unui automobil, poate fi

17
modelată ca o însumare de modele simple masă – arc – amortizor. Modelul masă – arc –
amortizor este un exemplu d e oscilator armonic simplu. Calculele utilizate pentru a descrie
comportamentul acestuia sunt identice cu ale altor oscilatoare armonice simple cum ar fi
circuitul RLC . [18]
Vibrații libere fără amortizare
Pentru a în cepe cercetarea modelului masă – arc – amortizor se consideră că
amortizarea este neglijabilă și că nu există nici o forță aplicată asupra masei (figura 1. 1.6.).
Forța aplicată asupra masei de către arc este proporțională cu întinderea arcului „x”.
Constanta proporțională, k, este rigiditatea arcului măsurată în forță/distanță. Semnul negativ
indică faptul că forța este întotdeauna opusă față de mișcarea masei atașată de ea :
Fs = -kx (1.1.1. )
Forța generată de masă este proporțională cu accelerația masei (a doua lege a lui
Newton):
ΣF = ma = m ̈ = m
(1.1.2.)
Suma forțelor aplicate asupra masei generează apoi ecuația diferențială : m ̈ + kx = 0
Presupunând că vibrațiile încep prin întinderea arcului pe lungimea A și eliberarea
acestuia, soluția la ecuația de mai sus care descrie mișcarea masei este :
x(t) = Acos(2Πf nt) (1.1.3.)
Soluția exprimă faptul că va oscila cu mișcare armonică simplă, cu amplitudinea A și
fregvența fn. Num ărul f n, se numeste fregven ța natural ă neamortizat ă. Pentru sistemul simplu
masă – arc, f n este definit astfel:
fn =
√
. (1.1.4.)

Figura 1. 1.6.:Model simplu mas ă – arc

18
Vibrații libere cu amortizare
Când un amortizor vâscos este adăugat la modelul care produce forța proporțio nală cu
viteza masei (figura 1. 1.7.). Amortizorul este numit vâscos deoarece materializează efectele
unui fluid într -un obiect. Constanta proporțională C este numită coeficient de amortizare și
este măsurată în forță/viteză .
Fd = -cv = -c ̇ = -c
(1.1.5.)
Însumând forțele aplicate masei rezultă ecuația diferențială :
m ̈ + c ̇ + kx = 0. (1.1.6.)
Soluția ecuației depinde de mărimea efectului de amortizare. Dacă amortizarea este
mică sistemul va vibra în continuare, d ar în cele din urmă se va opr i. Acest caz se numește
amortizare insuficientă și este de mare interes în analiza vibrațiilor. Dacă efectul de
amortizare este mărit până în punctul în care sistemul nu mai oscilează, am ajuns în punctul
de amortizare critică. Valoarea la care trebuie să ajungă coeficientul de amortizare pentru
amortizarea critică în modelul masă – arc – amortizor este:
cc = 2 √ (1.1.7.)
Pentru a caracterica amortizarea într -un sistem se utilizează un raport numit raport de
amortizare. Acest raport de amortizare este un raport dintre amortizarea propriu -zisă și
amortizarea necesară pentru a ajunge la amortizarea critică. Formula pentru raportul de
amortizare a modelului masă – arc – amortizor este:
=
√ (1.1.8.)
De exemplu, structurile metalice vor avea factori de amortizare mai mici de 0,05, în
timp ce suspensiile de auto mobile vor avea între 0,2 – 0,3.
Soluția pentru sistemul cu amortizare insuficientă pentru modelul masă – arc –
amortizor este:
x(t) = Xe- ωnt cos ( √
ωnt – Ø ),
ωn = 2Πf n. (1.1.9.)

Figura 1. 1.7.: Model mas ă – arc – amortizor

19
O măsură importantă pentru diminuarea vibrațiilor este utilizarea amortizoarelor de
vibrații. Amortizoarele de vibrații reduc intensitatea vibrațiilor absorbind energia mișcării
vibratorii. Amortizoarele de vibrații se pot instala pe un organ al mașinii unelte, pe
semifabricat, pe sculă, pe dispozitivul deprindere a sculei sau pe dispozitivul de prindere a
semifabricatului.

20
1.2. Cercetări teoretice legate de modelarea vibrațiilor la
prelucrarea prin așchiere

O abordare subsistem pentru cerectarea amortizoarelor de vibrații dinamice care
reduc vibrațiile de spectru larg

Amortizoarele de vibrații dinamice sunt în general proiectate și reglate pentru a atenua
un singur tip de vibraț ii a unei stru cturi chiar dacă este o stuctur ă cu mai multe grade de
libertate sau o structură continuă. Rezonanța la alte tipuri de vibrații a structurii poate avea loc
dacă forța are o gamă largă de fregvențe. Se propune o abordare subsistem pentru a analiza
amortizoarele din punct de vedere al rigi dității adăugate și amortizarea vibrațiilor din structura
la care sunt atașate. Funcția de transfer dintre forțele de reacțiune de la amortizor și
amplitudinea vibrațiilor poate fi derivată pentru comparația forțelor lor de reacțiune asupra
sistemului prim ar. Marele avantaj la utilizarea metodei propuse este că diferite tipuri de
amortizoare pot fi analizate separat de sistemul primar și din acest motiv caracteristicile
dinamice ale diferitelor tipuri de amortizoare pot fi comparate eficient .
Șapte tipuri de amortizoare, trei pasive și patru active -pasive (figura 1.2.1.), sunt
analizate. Cu ajutorul metodei propuse, noi caracteristici ale amortizoarelor sunt descoperite.
Prima concluzie este că toate amortizoarele menționate nu conferă rigiditate sau confer ă
rigiditate scăzută și nu reduc vibrațiile din sistemului principal la fregvente ale vibrațiilor mai
mici decât cele reglate la amortizor .
A doua concluzie bazată pe comparația propusă este că efectul de amortizare asupra
sistemului principal generat de mortizoarele de vibrații dinamice oferă motive de îngrijorare
la fregvente mai mari decât cele la care au fost reglate. Din analiză reiese că amortizorul din
cazul 2 reduce vibrațiile din sistemul principal la fregvente mari, dar amortizorul pasiv din
cazul 3 nu. De asemenea în cazul celor patru amortizoare activ -pasive (cazul 4 -7) reiese faptul
că trei dintre ele (cazul 5 -7) reduc vibrațiile din structura principală la fregvente mari, dar
cazul 4 nu.
Cea de -a treia concluzie este rigiditatea negativă adău gată și efectul de amortizare al
amortizoarelor activ -pasive (cazul 4 -7) care duc la vibrații instabile ale sistemului principal .
Modul de analiză propus asigură un instrument în proiectarea elementelor active ale
amortizoarelor de vibrații activ -pasive . [8]

21

Cazul 1: Arc și amortizor Cazul 2: amortizor de
vibrații dinamice standard Cazul 3: Amortizor de
vibrații variabile Cazul 4: Amortizor de
vibrații hibrid continuu cu
reacție la debit și
fregventa

Cazul 5: Amortizor de
vibrații hibrid aperiodic
cu reacție la debit Cazul 6: Amortizor de
vibrații hibrid aperiodic
cu reacție la debit și
fregventa Cazul 7: Amortizor de
vibrații hibrid aperiodic
cu reacție la accelerație
Figura 1.2.1.: Tipuri de amortizoare

Amortizorul de vibrații reglabil proiectat pentru reducerea autovibratiilor la
procesul de frezare

În această lucrare este proiectat un amortizor reglabil de vibrații (figura 1.2.2.) pentru
suprimarea autovibratiilor în procesul de frezare. În industria prelucrărilor prin așchiere,
majoritatea pieselor prelucrate sau interacțiunea dintre piesele prelucrate și sculele așchietoare
cauzează un comportament nonliniar al forțelor de așchiere .

Figura 1.2.2.: Amortizor reglabil de vibrații

22
Valori optime ale poziției amortizorului și a rigidității arcului sunt descoperite astfel că
vibraț iile din semifabricat sunt redus e (masa amortizorului este constantă). În acest scop este
creat un algoritm optim prin intermediul SIMULINK Toolbox din Matlab. Rezultatele
simulării su nt prezentate și comparate pentru două cazuri: autovibrații regenerative datorită
condițiilor de rezonanță și în lipsa condițiilor de rezonanță. Se poate observa că în cazul
ambelor prelucrări și într -o gamă largă de fregvențe de autovibrații amortizorul d e vibrații
reglabil reduce vibrațiile eficient.
O altă descoperire este aceea că prin utilizarea amortizorului de vibrații reglabil se
îmbunătățește stabilitatea procesului de așchiere . Astfel se pot realiza adâncimi mai mari de
așchiere și în consecință o cantitate mai mare de material este îndepărtată (stabilitatea
procesului este garantată simultan ).
Vibrațiile din piesa prelucrată, cauzate de forțele de așchiere cu comportament
nonliniar cu efect de autovibrații regenerative, sunt reduse după utilizare a amortizorului de
vibrații reglabil .
Amortizorul de vibrații reglabil are un design simplu, claritate intuitivă, reduceri ale
costurilor de proiectare și producție ale acestuia . [9]

Controlul vibrațiilor din timpul prelucrării prin utilizarea amortizorul ui cu fluid
acționat electromagneti c

Pentru determinarea vibrațiilor și a abaterilor din timpul procesului de frezare,
modelarea și comportarea structurii joacă un rol important. Geometria unei freze este
complexă, iar pentru a evita o analiză complexă se consideră un model simplu sub formă de
bară.
În această lucrare se realizează modelarea structurii unei freze cilindro -frontale și se
utilizează analiza elementului finit. Analiza statică se realizează pentru a determina abaterile
și pentru a reduce vibra țiile unei freze cilindro -frontale, astefel că piesa să nu prezinte „valuri”
pe suprafața prelucrată, fapt care conduce la reducerea autovibratiilor din timpul prelucrării .
Pentru a controla vibrațiile frezei și pentru a înlătura autovibrațiile, metoda se
folosește de caracteristicile unui fluid acționat electromagnetic (figura 1.2.3.). Prin
intermediul unui câmp magnetic din bobina amortizorului, fluidul își schimbă rigiditatea și
astfel se realizează reducerea vibrațiilor. Se studiază efectele prelucrări i unei suprafețe, cu o
freză cilindro -frontală, cu și fără utilizarea amortizorului cu fluid acționat electromagnetic .

23
Rezultatele experimentale arată o creștere a calității supafetei prelucrate, reducerea
abaterilor frezei cilindro -frontale și înlăturare a autovibratiilor datorate efectului de amortizare
a fluidului acționat electromagnetic .
Curentul din amortizor poate varia între 0 și 2 amperi, ceea ce modifică rigiditatea
amortizorului în funcție de suprafața prelucrată și parametrii procesului de așchiere.
Rezultatele sunt validate cu ajutorul programului de analiză a elementului finit ANSYS 11.0.
Rezultatele experimentale sunt apropiate de cele obținute în ANSYS, cu o variație de 3 -5 % a
valorii abaterilor sculei . [14]

Figura 1.2.3.: Fluid acționat electromagnetic ( prima imagine cu fluidul în stare în stare relaxată, iar a doua cu
fluidul acționat electromagnetic

Modelarea autovibrațiilor de frecare în procesele de așchiere

În această lucrare un nou model pentru autovibratiile de frecare este examinat.
Noutatea acestui model constă în faptul că sunt luate în calcul și forțele care acționează asupra
flancului sculei, nu doar forțele care acționează asupra feței de degajare .
Se observă absența mișcărilor haotice pentru toate rapoartele de r igiditate luate în
considerare, pentru coeficienți mici ai forțelor de așchiere. Acest lucru se datorează acțiunilor
de stabilizare ale forțelor normale și de frecare de pe flancul sculei .
O altă observație se referă la faptul că amplitudinea vibrațiilor s cade ca urmare a
acțiunilor de stabilizare ale forțelor ce acționează asupra flancului sculei .
În prezent se utilizează prelucrarea cu viteze mari, ceea ce ajută la evitarea
autovibratiilor rezultate în urma prelucrării. Creșterea vitezei de așchiere este cel mai bun
mod de a evita apariția autovibratiilor . [11]

24
Subdivizarea zonelor fără autovibrații și parametrii de așchiere optimi bazați pe
fregventele vibrațiilor pentru procesul de frezare periferică
Considerând vibrațiile auto -întreținute și vibrațiile forțate la frezarea periferică, este
prezentată o nouă metodă de optimizare a parametrilor de așchiere. Cu metoda propusă, ce se
bazează pe analiza fregventei vibrațiilor din timpul prelucrării, se obține cel mai stabil proces
în zona de stabili tate relativă .
În primul rând sunt cercetate relațiile dintre fregvențele vibrațiilor și unghiul de fază al
dintelui sculei la frezare. Sunt definite patru tipuri de turații asociate cu diferite bifurcații și
vibrații .
În al doilea rând sunt împărțite zonele fără autovibra ții în concordanță cu turațiile
definite. Se observă că în zona denumită zona C (figura 1.2.4.) parametri de așchiere pot fi
optimizați simultan pentru o adâncime mai mare de așchiere și pentru o calitate a suprafeței
prelucrată mai bu nă.
În final se utilizează teoria controlului optim pentru determinarea parametrilor optimi
de așchiere, care conduc la obținerea celui mai stabil proces în zona de stabilitate relativă .
Turațiile și adâncimile de așchiere optime pot fi obținute cu ajuto rul graficelor de stabilitate și
diagramele configurației de performanță. Se observă că parametr i optimi de așchiere pot f i
obținuți și în zona C .
Rezultatele analitice sunt verificate și analizate prin încercări experimentale . [10]

Figura 1.2.4.: Forța de așchiere măsurată experimental a) n = 6000; rpm = 8000 b) n = 9000; rpm = 11.000
c) n = 12.000; rpm = 14.000 d) n = 15.000; rpm = 17.000.

25
O analiză a vibrațiilor mașinii -unelte și influența asupra generării suprafețelor la
prelucrările de mare precizie

În această lucrare, în care se pune mare accent pe vibrațiile pasive, sunt analizate cele
mai recente cercetări asupra caracteristicilor vibrațiilor și efectele acestora asupra suprafețelor
generate la prelucrările de precizie mare .
Se observă că vibrațiile active pot fi utilizate pentru îmbunătățirea suprafețelor
influențate de vibrațiile pasive la prelucrările de precizie mare . [13]

Modelarea analitică a autovibra țiilor la așchierea ortogonală prin utilizarea unui
model de forțe predictive

Modelele convenționale ale autovibratiilor nu surprind proprietățile termo -mecanice
ale procesului propriu -zis de așchiere, iar coeficienții forțelor de așchiere sunt în general
identificați prin metode experimentale .
În cadrul acestei lucrări un nou model analitic al autovibratiilor este prezentat pentru
simularea și analiza autovibratiilor din timpul procesului de așchiere ortogonală .
Modelul propus este dezvoltat utilizând un model predictiv al forțelor care ține cont de
comportamentul termo -mecanic al m aterialului, geometria sculei și condițiile de așchiere din
timpul prelucrării .
Coeficienții de așchiere dinamici pot fi identificați prin intermediul proprietăților
termo -mecanice ale procesului de așchiere pentru o gamă largă de parametrii ai așchierii f ără
a fi nevoie de determinări experimentale sau empirice. S -a demonstrat o creștere a stabilității
autovibratiilor la viteze mici de așchiere .
Modelul propus se poate aplica în analiza stabilității autovibratiilor în diferite procese
de așchiere și oferă un control eficient al autovibratiilor .
În final se fac comparații între modelul propus, modelul semi -analitic, modelul
existent și rezultatele experimentale din literatură. Se observă că rezultatele sunt în
concordanță cu diagramele lobilor de stabilitate determinate analitic și astfel este validată
eficiența modelului propus . [15]

26
1.3. Scule silențioase
1.3.1. Introducere
Sculele silențioase sunt de mult timp standardul pentru portscule, proiectate pentru a
reduce vibrațiile cu un sistem de amortizare în interiorul corpului sculei. Majoritatea sculelor
silențioase sunt folosite pentru lungimi mari în consolă sau accesibilitate scăzută. Totuși, se
obțin creșteri mari ale productivității și îmbunătățiri ale calității suprafețelor prelucrate chiar
și la lungi mi mici în consolă .
La prelucrarea materialelor metalice nu se poate evita producerea de vibrații în
totalitate, dar există multe metode prin care acestea pot fi reduse .
Vibrațiile reprezintă adesea un factor care limitează parametrii de prelucrare, de
exemplu: reducerea vitezei, avansului, adâncimea de așchiere. Prin utilizarea sculelor
silențioase cu amortizare se obțin creșteri ale parametrilor de prelucrare și în același timp se
realizează un proces de așchiere mai sigur și lipsit de vibrații, cu tolera nțe mici, calitate bună
a suprafeței și îndepărtarea unei cantități mai mari de așchii, ceea ce reprezintă o scădere a
costul ui de obținere a unei piese .
Elemente componente
În interiorul unei scule cu amortizor se găsește un sistem de amortizare prereglat
format dintr -o masă grea, susținută de elemente elastice de cauciuc. Uleiul este adăugat pentru
a crește efectul de amortizare (figura 1.3.1.)

Figura 1.3.1.: Elementele componente ale unei scule silențioase

27
În grafic este prezentată diferența de vibrații între o prelucrare utilizând o sculă
standard și o prelucrare utilizând o sculă silențioasă (figura 1.3.2.)

Figura 1.3.2.: Diferența de vibrații între o prelucrare utilizând o sculă standard și o prelucrare utilizând o sculă
silențioasă

Este important să se respecte limitele amortizorului (încărcare, temperatură, rotații,
lungimea minimă și maximă în consolă și presiunea).
Temperatura este importantă pentru elementele de cauciuc din interiorul amortizorului.
Limita de temperatură depinde de amortizorul utilizat și este de obicei marcată pe acesta, de
exemplu între 75-120.
Alegerea sculei corespunzătoare este importantă pentru a obține o productivitate
ridicată și cele mai bune rezultate. Întotdeauna există o soluție optimă pentru orice
lungime/diametru în consolă, iar sistemul de amortizare este reglat pentru lucru în condițiile
specifice prelucrării .
Fiecare sculă cu amortizor se încadrează în anumite limite pentru utilizarea acesteia în
condiții optime și este important ca fiecare sculă să se utilizeze doar între acele limite.
Utilizarea unei scule scurte cu prelungitor nu va da rezultatele dorite .
Creșterea rigidității statice a sculei așchietoare va face posibilă îndepărtarea unei
cantități mai mari de așchii și creșterea productivităț ii, fără să ne confruntăm cu vibrații. Este
important să utilizăm scule standard care să aibă lungimi minime și diametre maxime. Ambii
parametrii sunt la fel de importanți .
Dacă este o sculă modulară, trebuie construită în așa fel încât diametrul maxim să fie
cât mai aproape de mașina unealtă .

28
Există posibilitatea creșterii productivității prin utilizarea unei scule cu amortizor
începând de la lungimea de 3 x DC (diametrul corpului). La o lungime de 4 x DC rezultatele
obținute în urma prelucrării pot creș te cu peste 50% prin utilizarea unei scule cu amortizor, iar
la o lungime de 6 x DC, amortizoarele sunt singura variantă pentru obținerea unei
productivități bune, calitate a alezajelor și calitate a suprafeței .
Exemple de piese obținute
Există un mare potențial pentru creșterea productivității folosind sculele silențioase în
toate segmentele industriale. Pentru componentele care necesită scule cu lungimi mari (6 -14 x
DC) sculele silențioase sunt singura alegere pentru o prelucrare lipsită de vibrații .
Inginerie generală – componente caracteristice: arbori, brațară, componente hidraulice
(cilindri, bucși), pompe și supape etc. (figura 1.3.3.)

Figura 1.3.3.: Componente carac teristice pentru ingineria generală

Producere de energie – componente caracteristice: turbine cu gaz, discuri pentru
turbine cu gaz etc.
Inginerie aerospațială – componente caracteristice: tren de aterizare, arbori,
componente din titan, discuri pentru turbine etc. (figura 1.3.4.)

Figura 1.3.4.: Componente carac teristice pentru ingineria aerospațială

29
Ingineria petrolului și gazelor – componente caracteristice: carcase pentru pompe,
componente de filetat, corp pentru bobină etc. (figura 1.3.5.)

Figura 1.3.5.: Componente carcateristice pentru ingineria petrolului și gazelor

Automotive – componente caracteristice: blocuri motor, componente pentru stanțe,
componente pentru motor etc. (figura 1.3.6.)

Figura 1.3.6.: Componente carcateristice pentru automotive

30
1.3.2. Strunjirea

Generalități
Stabilitatea strângerii și înălțimea medie corectă sunt doi factori importanți pentru
obținerea unei toleranțe dimensionale corecte și a unei calități a suprafeței component ei
prelucrate. Pentru o arie maximă de contact este necesar ca bara de alezat cilindrică să fie
fixată într -un portcuțit de tip bucșă despicată (Figura 1.3.7.).
Toleranța recomandată pentru fixare este ISO H7 și de asemenea se utilizează un
material cu minim 45 HRC pentru bucșa despicată pentru a evita deformații permanente. Nu
se utilizează șuruburi în contact di rect cu coada barei de alezat deo arece pot provoca
degradări ale acesteia .
Atunci când prelucrăm cu lungimi mari în consolă fixarea corectă este foarte
importantă și nu poate fi subestimată .

Barele de alezat – general
• rugozitatea suprafeței de ~1 μm este necesară pentru a asigura un contact suficient la
fixare ;
• Lungimea d e fixare recomandată este de 4 x BD (Figura 1.3.8.). D acă este posibil
este bine să se utilizeze o lungime de fixare de 6xBD pentru barele de alezat de peste 200 mm ;
Figura 1.3.7: Bară de alezat cilindrică fixată într -un portcuțit de tip bucșă despicată

31

Figura 1.3.8.:Lungimea recomandata la fixare

• Bare de alezat cilindrice în bucșe despicate. Toleranța pentru fixare este ISO H7;
• Materialul pentru bucșe despicate, minim 45 HRC pentru a evita deformațiile
permanente ;
• Dacă se utilizează o bară de lungime mare, sunt necesare două lagăre pentru sprijin ;
• Pentru stabilitate maximă a fixării se poate folosii un portcuțit format din două părți
(figura 1.3.9.).

Figura 1.3.9.: portcuțit format din două părți

Diametrul și lungimea barei de alezat se aleg în funcție de designul și dimensiunile
componenței prelucrate. Diametrul alezajului și lungimea necesară pentru a ajunge la baza
alezajului indică ce fel de bară de alezat trebuie utilizată .

Fixarea sculelor silențioase
Datorită designului capului revolver la un strung CNC sau a flexibilității unei mașini –
unelte multi -task, rigiditatea este de obicei redusă. Lățimile mici ale capului revolver reduc
raportul dintr e lungimea de fixare și diametrul barei la barele de alezat cilindrice mari și în
consecință reduc și stabilitatea ansamblului .
Fixarea corectă este importantă și nu poate fi subestimată. În figură (figura 1.3.10.)
sunt prezentate suprafețe prelucrate cu a. fixare incorectă și b. fixare în bucșă despicată .

32

a. b.
Figura 1.3.10.: Suprafețe prelucrate cu a. fixare incorectă și b. fixare în bucșă despicată

Cuplajul Coromant Capto de la compania Sandvik (Figura 1.3.11.) poate fi o soluție în
cazul strungurilor cu cap revolver. Acesta reduce nevoia utilizării bucșilor lungi și astfel
rezultă un ansamblu stabil, iar în plus mai apar avantajele unei schimbări ra pide a sculelor .

Figura 1.3.11. : cuplaj Coromant Capto

În comparație cu un strung cu cap revolver, strungul cu batiu orizontal cu o sanie
portcuțit este de obicei mai rigid și mai stabil și poate susține bare de alezat mai mari și mai
lungi. Limitele mașinii -unelte în acest caz pot fi sania portcuțit, mărimea mașinii -unelte și
rigiditatea designului .
Stabilitatea ghidajelor și prismelor de ghidare ale mașinii -unelte sunt factori importanți
pentru a obține rezultate bune atunci când se utilizează bare de alezat silențioase cu lungimi
mari în consolă. Fixarea în portcuțit ar trebuii să fie cu prisme de ghidare mari. Greutatea
crește proporțional cu dimensiunile barei :
• Diametru 100 mm = 88 kg ;
• Diametru 120 mm = 140 kg .
Cel mai bun design pentru sani a portcuțit e ste sub formă de A (figura 1.3.12 ) la care
bara este montată direct peste și între ghidajele mașinii -unelte .

33

Figura 1.3.12. : Sanie portcuțit cu cadru de forma A

Pentru cele mai bune performanțe ale barei de alezat, contactul, designul, și toleranța
dimensională între sculă și portcuțit sunt factori importanți. Cea mai bună stabilitate se obține
cu ajutorul unui portcuțit care cuprinde bara în totalitate. Portcuțitele în formă de V și
portcuțitele cilindrice cu șuruburi nu sunt recomandat e.

Reglarea înălțimii centrului sculei
Există o metodă rapidă și simplă pentru a regla înălțimea centrului sculei în mod
corespunzător :
1. Se atașează scula pentru reglare la suprafața crestată a barei de alezat cilindrică
(figura 1.3.13.) ;

Figura 1.3.13.

2. Se învârte bara de alezat în poziția din dreapta (Figura 1.3.14) ;

34

Figura 1.3.14.

3. Bara este paralelă atunci când bula este în poziție centrală (Figura 1.3.15.) .

Figura 1.3.15.

Chiar dacă bara se va deforma ușor sub centru în timpul procesului de prelucrare,
montajul corect al barei se face pe linia de centru .

Presiune și direcție
Pentru durabilitate maximă a sculei și securitate a procesului de prelucrare, se
utilizează lichid de răcire direct în zona de așchiere. Pentru rezultate o ptime se utilizează scule
cu mai multe duze pentru lichidul de răcire. Acest lucru este la fel de important și pentru
strunjiri interioare cu lungimi mari în consolă. Pentru pornirea și oprirea jetului de lichid
unele scule utilizează imbusul hexagonal (Figura 1 .3.16.) .

Figura 1.3.16. : Pornirea și oprirea jetului de lichid de răcire

35
Interstițiul dintre bara de alezat și alezaj este foarte important pentru evacuarea
așchiilor și pentru a evita abaterea radială (Figura 1.3.17.). Pentru un alezaj cu diametrul de
100 mm, bara adecvată are diametrul de 80 mm. În acest fel rămâne suficient spațiu pentru
eliminarea așchiilor și se va evita orice fel de det eriorare a sculei și a component ei prelucrate .

Figura 1.3.17. : Interstițiu între bara de alezat și alezaj
Factori care influențează vibrațiile
Pentru a reduce tendințele de apariție a vibrațiilor :
• Se utilizează un unghi de atac mare și un unghi de degajare pozitiv (Figura 1.3.18.);

Figura 1.3.18.

• Rază mare la vârful cuțitului și unghiul la vârf;
• Se utilizează o macro geometrie pozitivă (Figura 1.3.19.);

(Figura 1.3.19. )

• Adâncimea de așchiere să fie mai mare decât raza la vârf a cuțitului (Figura 1.3.20.) .

Figura 1.3.20.

36
Forțele radiale mici generează abateri radiale mai mici și mai puține probleme cu
vibrațiile. Pentru cele mai bune rezultate: se utilizează o adâncime de așchiere radială mai
mare decât raza la vârf a cuțitului atunci când unghiul de atac este de 90 °. Dacă adâncimea de
așchiere radială este m ai mică, un unghi de atac de 45 ° va avea rezultate similare .
Geometriile pozitive
Geometriile pozitive și unghiurile de degajare pozitive generează forțe de așchiere
reduse și abateri mai mici ale sculei. În consecință, trebuie aleasă o geometrie pozitivă, cu un
sfărâmător de așchii potrivit pentru prelucrare. Acest lucru poate să scadă rezistența la uzură
și durabilitatea muchiei așchietoare, de asemenea și controlul așchiilor, deci controlul
vibrațiilor este întotdeaun a un echilibru .

Raza la vârf a sculei
O rază la vârf mai mică produce forțe de așchiere mai mici în toate direcțiile. Aceasta
înseamnă o așchiere mai ușoară și abateri mai mici ale sculei.
Uzura excesivă a plăcuței trebuie evitată deoarece produce schimbări ale distanței între
sculă și componenta prelucrată, ceea ce poate provoca vibrații (Figura 1.3.21.).

Figura 1.3.21. : Uzura tăișului

Viteza de așchiere corespunzătoare (vc) va evita depunerea de material pe tăiș, ceea ce
influențează calitatea suprafeței prelucrate, forțele de așchiere și durabilitatea sculei .
 Viteza de așchiere prea mare poate provoca uzura tăișului, ceea ce reduce siguranța și
fiabilitatea, datorită blocării așchiil or, evacuarea grea a așchiilor și deteriorarea
plăcutelor așchietoare, în special la prelucrarea găurilor adânci ;
 Vitezele de așchiere prea mici provoacă depuneri de material pe tăiș ;
 Uzura neregulată va reduce durabilitatea sculei și calitatea suprafeței prelucrate ;
 Materialul piesei prelucrate influențează în mare măsură viteza de așchiere ce poate fi
utilizată .

37
Combinația între adâncimea de așchiere (AP) și avans (fn) este importantă pentru
obținerea așchiilor optime. Există două reguli :
 Adâncimea de așchiere trebuie programată mai mare decât raza la vârf a cuțitului ;
 Avansul fn trebuie să fie minim 25% din raza la vârf a cuțitului, în funcție de calitatea
suprafeței ce trebuie obținută .
În cazul în care ne confruntăm cu vibrații atunci când prelucrare a se realizează cu
lungimi mari în consolă, primul lucru pe care trebuie să îl facem este să creștem avansul, iar
apoi să schimbăm viteza de așchiere .
Mărimea așchiei
 Dacă așchia este prea mare, forțele de așchiere sunt prea mari ;
 Dacă așchia este prea mică, frecarea dintre sculă și piesă este prea mare și poate
apărea efectul de frecare . [12]

Exemple de combinații între capetele așchietoare și sculele silențioase cu amortizare ce
oferă o flexibilitate mare, cu capete așchietoare pentru diferite aplicaț ii (Figura 1.3.22. ).

Figura 1.3.22.: Combinații între capetele așchietoare și sculele silențioase cu amortizare

38
Modelare amortizor in Catia
Se realizeaza modelarea unui amortizor Silent Tool in programul de proiectare 3D
Catia V5R21 (figura 1.3.23. )

Figura 1.3.23.: Amortizor Silent Tool

39
Exemple de prelucrare utilizând amortizoare de vibrații la strunjire

Cazul unu : Strunjire foreze

O companie care prelucrează foreze a invitat Sandvik Coromant la un workshop
pentru a testa sculele silențioase deoarece metoda clasică utilizată nu este suficient de stabilă.
Datorită stabilității sculelor silențioase și a posibilităților de utilizare a unor parametrii de
așchiere mai mari, timpul de prelucrare a fost redus cu nouă minute pe componentă .
Diferențele dintre prelucrarea normală și prelucrarea utilizând sculele silențioase este
pezentata în tabelul 1.3.1.

Tabelul 1.3.1.
Operația Strunjire
Piesa Foreză
Material CMC 20.32
Costul de prelucrare 94 Euro

Referință Scule silențioase
Adaptor A24T -DTFNR3 A570 -4C D28 -15 40
Plăcuță amovibilă TNMG 332 -MS VP -05RT SNMG 432 -SM
Clasa VP05RT GC 1105

Parametrii procesului de
prelucrare
n, r/min 171.98 275.17
Dm mm 56 56
vc m/min 30 49
fn mm/r 0.08 0.10
AP mm 2.5 2.5
Tool life (no of comp.) 1 2
Timp total de prelucrare min 21.51 10.08
Creșterea productivității 113%

Cazul doi: Strunjire interioară
Strunjirea interioară este sensibilă la vibrații. Alegerea sculei este impusă de diametrul
și lungimea găurii prelucrate. Adâncimea găurii determină lungimea în consolă .
Pentru a obține stabilitate și precizie optimă lungimea în consolă trebuie să fie cât mai
mică și diametru sculei să fie cât mai mare posibil .

40
La o strunjire interioară de degroșare, prin utilizarea barelor d e alezat silențioase se
obține o îmbunătățire semnificativă. Prin eliminarea vibrațiilor, viteza de rotație a arborelui
principal a putut f i dublată, timpul de prelucrare a fost redus cu o treime,iar productivitatea a
crescut cu 188%.
Creșterea productivității la utilizarea sculelor silențioase este prezentată în tabelul
1.3.2.
Tabelul 1.3.2.
Operația Prelucrare interioara, degrosare
Piesa
Material Oțel slab aliat
Costul de prelucrare 75 Euro/ora
Timp de lucru ore/săptămână 80
Utilizarea adaptoarelor cu
amortizor 44%
Volumul prelucrat cm3 54
Lungime ansamblu 406

Referință Scule silențioase
Adaptor C6-570-3C 40 368
Capul așchietor 570-DCLNL -40-12-L
Parametrii procesului de
prelucrare
n, r/min 424 955
Dm mm 60 60
vc m/min 80 180
fn mm/r 0.1 0.15
AP mm 1.0 2.0
Timp total de prelucrare min 91.63 min 31.84 min
Tool life (no of comp.) 1.5 2.65
Creșterea productivității 188%

41
1.3.3. Frezarea

Prelucrarea utilizând scule care se rotesc (figura 1.3.24 .) diferă de strunjire, unde avem
bara de alezat într -un portcuțit rigid, dar majoritatea condițiilor pentru prelucrări reușite sunt
aceleași :
• Fixare rigidă ;
• Scula cu cea mai mică lungime ;
• Cel mai mare diametru posibil al ansamblului;
• Greutate minimă a cuțitului pentru a reduce energia cinetică din potențialele vibrații .

Figura 1.3.24 .: Frezare

Reducerea vibrațiilor
Configurația piesei de prelucrat și stabilitatea mașinii -unelte sunt două lucruri importante
de luat în considerare pentru reducerea vibrațiilor .
Piesa de prelucrat
 Fixarea piesei de prelucrat în așa fel încât să facă față forțelor de așchiere care cresc în
timpul procesului de prelucrare ;
 Folosirea procedeelor de frezare la care proiectarea și unghiul de atac generează forțe
de achiere în cea mai stabil ă direcție a piesei de prelucrat ;
 Optimizarea metodei de prelucrare și a direcției de prelucrare pentru a obține cele mai
stabile condiții posibile pentru așchiere .

42
Mașina -unealtă
 Starea mașinii -unelete are o influență majoră asupra vibrațiilor. Uzura excesivă a
lagărului arborelui sau a mecanismului de avans vor duce la proprietăți de prelucrare
slabe .

Toate adaptoarele pentru scule silențioase cu amortizor sunt proiectate pentru diferite
lungimi în consolă, și cu amortizoare reglate în mod diferit. P entru cele mai bune rezultate
este mai bine să se utilizeze o sculă de lungime optimă în loc să se adauge adaptoare pentru
extensie .
Factori care influențează vibrațiile
Sunt patru factori de bază care au o influența majoră asupra vibrațiilor :
• Unghiul de atac și forțele de tăiere ;
• Diametrul sculei relativ la adâncimea de așchiere radială ;
• Geometria plăcutelor amovibile ;
• Pasul frezei .

Unghiul de atac este important deoarece determină direcția forțelor de așchiere. Cu cât
este mai mare unghiul kappa (KAPR), cu atât va fi mai mare forța de așchiere radială. Scula
trebuie aleasă în funcție de prelucrare și de condițiile date .
Când forțele de așchiere radiale cresc, se poate observa diferența între sculele cu
amortizor și cele fără amortizor .
Cu un unghi de ata c mic combinat cu o lungime mică în consolă, adâncimea maximă
de așchiere a sculei poate fi realizată înaintea apariției vibrațiilor .

Diametrul sculei relativ la adâncimea de așchiere radială
Un diametru mai mic al sculei va reduce puterea și cuplul de torsiune necesare și de
asemenea va reduce și forțele de așchiere deviante .

Geometria plăcutelor amovibile
Geometria plăcuțelor amovibile ar trebuii să fie ușoară sau medie (figura 1.3.25 .)

43

Figura 1.3.25 .: Geometria plăcuțelor amovibile
Pasul frezei
Când mai multe plăcuțe amovibile sunt în contact cu materialul, crește riscul apariției
vibrațiilor. Dacă prelucrarea se realizează cu adâncimi de așchiere sub adâncimea critică
pentru vibrații, un număr mai mare de plăcuțe amovibile este mai produ ctiv. În cele mai multe
cazuri utilizarea frezelor cu dinți mari este cea mai bună alegere pentru o prelucrare
productivă cu scule cu amortizor .
Pasul inegal al frezei – Forțele armonice d etermină vibrații și de aceea pasul inegal al frezei
reprezintă o bună metodă de a reduce vibrațiile. Acesta întrerupe forțele armonice și astfel
crește stabilitatea și este folositor în special atunci când lungimea în consolă este mare .

Număr redus de dinți ai frezei – L (figura 1.3.26 )
Pas inegal al frezei cu un număr redus de plăcuțe amovibile. Reprezintă prima opțiune
pentru prelucrările instabile datorită forțelor de așchiere mici .

Figura 1.3.26 .: Număr redus de plăcuțe amovibile

Număr mediu de dinți ai frezei – M (figura 1.3.27 .)
Pas egal sau inegal al frzei, în funcție de concept, cu un număr mediu de plăcuțe
amovibile. Prima alegere pentru degroșare în condiții stabile .

44

Figura 1.3.27 .: Număr mediu de plăcuțe amovibile

Număr maxim de dinți ai frezei – H (figura 1.3.28 .)
Freză cu pas egal cu un număr maxim de plăcute amovibile. Prima alegere pentru
productivitate ridicată cu angajare minimă a sculei în prelucrare (mai mult de o muchie în
contact ).

Figura 1.3.28.: Număr maxim de plăcuțe amovibile

Limitele sculelor silențioase
Temperatura poate intervenii în funcționarea sistemului de amortizare. Este necesar să
se utilizeze aer sau lichid de răcire de câte o ri este posibil. Turațiile extre me (n) pot de
asemenea să reducă funcționalitatea sistemului de amortizare .

Reguli în ceea ce privește frezarea
Ca și regulă generală în ceea ce privește frezarea frontală este ca freza să rămână
constant angajată în material și să nu se realizeze mai multe treceri (figura 1.3.29 ). Prin acesta
metodă se reduce numărul de intrări și ieșiri din material și as tfel scade riscul apariției
vibrațiilor .

45

Figura 1.3.29 .: Freza în contact permanent cu semifabricatul

Prelucrare cu freza rotindu -se în sens orar (figura 1.3.30 .) pentru a obține așchii
subțiri, aproape de zero la ieșire. Această abordare ajută la evitarea apariției vibrațiilor care
pot să apară atunci când avem așchii groase la ieșirea din material .

Figura 1.3.30 .: Freză în rotație în sens orar

Direcția de frezare – frezarea în sensul avansului este prima alegere pentru majoritatea
operațiilor de frezare. În unele cazuri, când mașina -unealtă nu are suficientă putere sau piesa
de prelucrat este foarte maleabilă, se preferă frezarea în contra avans ului (figura 1.3.31 .).
Atunci când se utilizează frezarea în contra avansului forțele de așchiere tind să ridice piesa.
Acesta trebuie contracarată atunci când se realizează prinderea piesei de prelucrat .

46

Figura 1.3.31.: Frezare în sensul avansului (stânga) și frezare în contra avansului (dreapta)

Poziție și diametru
În general la frezarea frontală, diametrul frezei trebuie să fie cu 20 -50% mai mare
decât lățimea prelucrată, iar freza trebuie poziționată decalat față de centru. Este important ca
freza să nu fie poziționată pe centru .
Atunci când diametrul frezei este mai mic decât piesa de prelucrat, este recomandat ca
lățimea maximă prelucrată să fie 60 -70% din diametrul frezei . [12]

47
Exemple de prelucrare utilizând amortizoare de vibrații la frez are

Primul exemplu: Cameră a vanelor (tabelul 1.3.3.)
Tabelul 1.3.3.
Operația Frezare cilindro -frontală
Materialul piesei de prelucrat Fontă cu grafit nodular
Costul pentru prelucrare 195 Euro/ora
Volumul prelucrat 179/pc cm3
Numărul efectiv de dinți 5
Lungime ansamblu 280 mm

Referință Scule silențioase
Adaptor C6-391.05 CD -22 200
Capul așchietor R390 -066 Q22 -18M
Parametrii procesului de
prelucrare
n (rot/min) 700 1352
vc (m/min) 176 280
fz (mm) 0.31 0.27
vf (mm/min) 687 1156
vfa (mm/min) 8.0 19.0
AP (mm) 4.0 6.0
ae (mm) 18.59 18.59
Timp total per ciclu 30.07 min 12.08 min
Durabilitatea sculei (nr. de
componente) 10 20

Utilizarea sculelor silențioase la o frezare cilindro -frontală într -o cameră a vanelor are
ca rezultat creșterea cantitatatii de material îndepărtat și îmbunătățirea calității suprafeței
prelucrate. Chiar dacă se mărește viteza, adâncimea de așchiere și turația arborelui nu sunt
tendințe de apariție a vibrațiilor. Rezultatele sunt evidente: productivitatea crește cu 149%, iar
investiția este recuperată în nouă săptămâni .

48
Cazul doi: Cameră a vanelor (tabelul 1.3.4.)
Tabelul 1.3.4.
Operația Interpolare circulară
Materialul piesei de prelucrat CMC 09.1
Costul pentru prelucrare 195 Euro
Volumul prelucrat Q = 182 cm3/min
Numărul efectiv de dinți 6
Lungime ansamblu 480 mm

Parametrii recomandați ai procesului de
prelucrare
ae (mm) 17.56
n (rot/min) 900
vc (m/min) 238
vf (mm/min) 0.32
vfa (mm/min) 24
AP (mm) 6.0
Timp total per ciclu 27.58 min
Durabilitatea sculei (nr. de componente) 10

Camera vanelor (figura 1.3.32 .) are o lungime totală de 850 mm și un volum de
producție de 300 de unități pe an. În ianuarie 2012 în procesul de prelucrare al piesei a
intervenit o schimbare. Lungimea piesei necesita prelucrarea din amândouă părțile, iar această
modificare făcea ca operația de finisare a diametrului interior de 140 mm să se facă cu o
lungime de așchiere maximă de 425 mm .

Figura 1.3.32 .: Cameră a vanelor

49
Procesul a fost raționalizat de la două găuriri de degroșare, urmate de o operație de
curățare a așchiilor înainte de operația de finisare finală la diametrul de 140 H7, la o
interpolare circulară și o găurire de finisare. Adaptorul pentru freze C8 -391.05CD -27 360 în
comb inație cu un portcuțit de bază și o freză Coro Mill 390 au o lungime de 480 mm (tabelul
1.3.5.)

Tabelul 1.3.5.
Pașii pentru prelucrarea dintr -o parte
Referință Recomandat
Pasul 1 Găurire de degroșare la diametrul
de 135 mm Interpolare circulară la diametrul de 139.8
mm
Pasul 2
Găurire de degroșare la diametrul
de 139.8 mm Găurire de finisare la diametrul de 140mm
H7
Pasul 3 Curățare așchii
Pasul 4 Găurire de finisare la diametrul
de 140mm H7

Prin schimbarea parametrilor procesului s -au făcut economii de 22.000 mii de Euro pe
an. Costurile au fost acoperite în nouă săptămâni, sau 64 de componente realizate. O altă
îmbunătățire se referă la durabilitatea sculei care a crescut de la două componente produse la
zece.

Frezare buzunar adânc (t abelul 1.3.6.)
Buzunarul are 457 x 457 x 406 mm. Buzunarul are o rază de 25,4 mm la colțuri ceea
ce necesită o sculă de 50 mm. Procesul existent era neproductiv, iar pe măsură ce frezarea
buzunarelor adânci era din ce în ce mai cerută î n atelier, creșterea productivității a devenit
scopul principal .
Prin utilizarea unui adaptor cu amortizor pentru freze, pe lângă freza CoroMillR210,
necesarul de produse a fost realizat. Prelucrarea utilizând metodele standard a durat 15 ore în
timp ce prelucrarea utilizând scule silențioase a durat sub șapte ore .

50
Tabelul 1.3.6.
Operația Frezare buzunar adânc
Componenta
Materialul piesei de prelucrat CMC 01.2
Costul pentru prelucrare 90 Euro
Volumul prelucrat 132 cm3/min
Numărul efectiv de dinți 4
Lungime ansamblu 360 mm

Parametrii procesului de
prelucrare Referință Scule silențioase
n (rot/min) 1100 1550
vc (m/min) 176 249
fz (mm) 0.46 0.41
vf (mm/min) 2030 2540
AP (mm) 0.50 1.02
ae (mm) 51 51
Timp total per ciclu 900 min 400 min
Durabilitatea sculei (nr. de
componente) 0.1 0.25

51
1.4. Concluzii

În urma cercetării efectuate asupra sistemelor de amortizare a vibrațiilor se pot trage
concluzii cu privire la modurile în care se realizează reducerea vibrațiilor în timpul
prelucrărilor prin strunjire și frezare .

În ceea ce privește sistemul tehnologic se pot aplica următoarele măsuri :
 Mărirea rigidității sistemului tehnologic. Un sistem tehnologic absolut rigid nu
vibrează. Prin mărirea rigidității se realizează mărirea frecvenței vibraț iilor și
reducere a amplitudinii acestora .
 Reducerea intensității forțelor excitatoare externe prin: alegerea turațiilor
semifabricatului sau sculei astfel încât frecvența forței excitatoare să fie diferită de
frecvența vibrațiilor proprii ale elementelor sistemului tehnol ogic, reglarea fregvenței
proprii ale elementelor sistemului tehnologic, micșorarea forțelor centrifuge ale
diferitelor organe în mișcare de rotație .
 Izolarea mașinii unelte față de restul mașinilor prin fundație adecvată sau prin
instalarea pe reazeme amo rtizoare de vibrații .
 Reducerea maselor oscilatorii sau în rotație, fără reducerea rigidității sistemului
tehnologic .
În ceea ce privește regimul de așchiere se pot lua următoarele măsuri pentru reducerea
vibrațiilor :
 Utilizarea vitezelor de așchiere va mici sau foarte mari, diferite de zona vibrațiilor
critice favorizante pentru apariția vibrațiilor .
 Utilizare adâncimilor de așchiere t mici și a avansurilor s mari care presupun așchii
scurte și groase. Realizarea prelucrării în mai multe treceri .
 Contact perma nent între sculă și semifabricat pentru a reduce șocurile provocate de
intrarea și ieșirea sculei din material ;

În ceea ce privește scula așchietoare, pentru evitarea vibrațiilor se impune lucrul în
condițiile :
 Unghiuri de atac mari (  = 75 – 90). Amplitudinea vibrațiilor scade hiperbolic cu
creșterea lui .

52
 Unghiuri de degajare γ pozitive, prevăzute în unele cazuri cu fațete mici negative
pentru mărirea rezistenței muchiei așchietoare. Amplitudinea vibrațiilor scade
aprox imativ liniar cu creșterea lui γ.
 Unghiuri de așezare α cât mai mici, dar care să evite frecările puternice. La
prelucrările cu avansuri mici trebuie utilizate însă unghiuri de așezare de valori mari .
 Raze la vârf r ale părții active cât mai mici .
 Evitarea utilizării sculelor uzate .
 Lungimi în consolă ale sculelor cât mai mici posibil .
 Diametrul sculei cât mai mare pos ibil.
 Pentru cuțite de strung: orientarea exactă la nivelul axei arborel ui principal sau
orientarea cu 0,1 – 0,3 mm deasupra axei arborelui principal la diametre preluc rate
mai mari de 80%.
 Utilizarea cuțitelor cu muchia așchietoare dispusă pe axa neutră a corpului cuțitului în
special la strunjirea interioară. Pentru astfel de cuțite, la deformarea sub acțiunea
forțelor de așchiere vârful cuțitului are o traiectorie ta ngentă la suprafața prelucrată și
nu o intersectează ca în cazurile obijnuite .
 Utilizarea cuțitelor îndoite la rabotare din aceleași considerente ca mai sus .
 Utilizarea cuțitelor arcuite (gât de lebăda) la prelucrarea prin strunjire sa u la
prelucrarea cu așchii late sau subțiri, cu raze mari la prelucrarea filetelor .
 Prinderea cuțitelor cu fața de degajare în jos .
 Utilizarea sistemelor de amortizare a vibrațiilor (Silent Tools, hidroplast, fluid acționat
electromagnetic etc.).

53

II. Partea Tehnică
„Proiectarea tehnologiei de execuție și a
SDV -urilor aferente reperului
Bulon KK -85”

54
2.1. Studiul tehnic
Proiectarea procesului tehnol ogic de fabricație a reperului Bulon, desen nr. KK -85
pentru o producție anuală de 30.000 buc/an, într -un regim de lucru de 2 schimburi pe zi .
2.1.1. Studiul piesei pe baza desenului de execuție a reperului
Rolul funcțional al piesei
– Rolul acestui bulon este acela de a servi la îmbinarea demontabilă a două piese .
Analiza posibilităților de realizare a preciziei macro și microgeometrice
(dimensionale, de formă, de poziție reciprocă a suprafețelor și a rugozității ) prescrise în
desenul de reper (figura 2.1.1., tabel 2.1.1.).

Figura 2.1.1.: Schița piesei cu suprafețele numerotate

55
Tabel 2.1.1.: Etapele de prelucrare intermediare și procedeele de prelucrare finală
Nr. suprafață Formă suprafață Condiții tehnice
impuse Procedeu de
prelucrare finală
necesar Etape de
prelucrare
intermediare
1 Plană l = 156mm;
Ra = 6,3 µm. Frezare frontală
de degroșare –
2 Cilindrică
exterioară D = Ø20;
l1 = 6 mm;
l2 = 36;
Ra = 6,3 µm. Strunjire
exterioară de
degroșare –
3 Elicoidală M24 x 2;
Ra = 6,3 µm. Filetare
exterioară cu
cuțit pe strung Strunjire
exterioară de
degroșare
4 Cilindrică
exterioară D = Ø36 h7;
Ra = 1.6 µm;
0,01 A
Rectificare
exterioară de
degroșare . Strunjire
exterioară de
degroșare;
Strunjire
exterioară de
finisare.
5 Plană l1 = 35 +0,3 mm;
Ra = 3,2 µm;
l2 = 10 mm;
l3 = 26 mm:
0,01 A
Frezare
cilindro -frontală
de finisare Frezare cilindro –
frontală de
degroșare
6 Cilindrică
exterioară D = Ø42 mm;
l1 = 4 mm;
Ra = 6,3 µm. Strunjire
exterioară de
degroșare –
7 Plană l = 110 mm;
Ra = 6,3 µm. Strunjire
frontală de
degroșare –
8 Cilindrică
exterioară D = Ø54 mm;
l = 32 mm;
Ra = 6,3 µm. Strunjire
exterioară de
degroșare –

56
Nr. suprafață Formă suprafață Condiții tehnice
impuse Procedeu de
prelucrare finală
necesar Etape de
prelucrare
intermediare
9 Plană l = 142 mm;
Ra = 6,3 µm. Strunjire
frontală de
degroșare –
10 Cilindrică
exterioară D = Ø100 mm;
l = 14 mm;
Ra = 6,3 µm. Strunjire
exterioară de
degroșare –

2.1.2. Analiza critică a condițiilor tehnice impuse piesei
 Bulon realizat pentru îmbinarea demontabilă a două piese ;
 Semifabricatul este obținut prin turnare ;
 Bătaie frontală de 0,0 1 mm față de baza de referință A;
 Abaterea de la perpendicularitate admisibilă de 0,05 mm a axei găurii filetate M12 față
de baza de referință B;
 Bătaie radială de 0, 01 mm față de baza de referinta A;
 Cele 6 găuri fileta te M12 sunt dispuse pe un cerc Ø78;
 Tesiturile necotate: 1 x 45 ;
 Muchiile ascuțite se ajustează cu R 0,3;
 Duritate Rockwell 25 – 28.

2.1.3. Date privind tehnologia semifabricatului
Date asupra materialului semifabricatului.
Piesa se execută din fontă cenușie Fc 200, STAS 568 – 88 și va trebui să posede certificat
de calitate cu indicarea valorii pentru toate ca racteristicile mecanice, chimice, tratamente
termice etc .
Compoziția chimică :
– 3,0 … 3,4 % C;
– 1,6 … 2,5 % Si;
– 0,5 … 1,0 % Mn;
Max. 0,5 % P;
Max 0,14 % S.

57
Proprietăți fizico -mecanice :
σr = 230 [N/mm2];
σa = 390 [N/mm2];
σac = 750 [N/mm2];
HB = 250.
Stabilirea metodei și a procedeului economic de realizare a semifabricatului .
Factorii care influențează alegerea semifabricatului sunt:
 volumul producției
 materialul
 condițiile tehnice impuse
 forma și dimensiunile pieselor finite
 metodele de obținere a semifabricatului în funcție de posibilități și dotări
Ținând seama de dimensiunile respective și de programa anuală de fabricație se alege că
semifabricatul să fie obținut prin turnare.
Turnarea este procedeul prin care un material lichid este varsat î ntr-un tipar, pentru ca
prin răcire sau în urma unei reacții chimice, să se obțină un obiect solid de forma tiparului.
Vom opta pentru o turnare în c ochilă în clasa II de precizie STAS 1592/1 -88.

Tehnologia de obținere a semifabricatului. Tratamente termice primare necesare
semifabricatului .
Tehnologia de obținere a semifabricatului este următoarea :
– turnat semifabricat;
– răcire semifabricat ;
– extras semifabricat;
– C.T.C. intermediar;
– sablare;
– debavurat mecanic;
– polizat restul bazurii;
– tratament termic de detensionare;
– C.T.C. final semifabricat.

58
Adaosurile totale de prelucrare conform STAS . Stabilirea di mensiunilor
semifabricatului. [5 ]

– Adaosuri de prelucrare (tabelul 2.1.2.)
Tabelul 2.1.2.
Gabaritul maxim
al piesei turnate
(mm) Pana la 30 mm Peste 30 mm
pana la 60 mm Peste 60 mm
pana la 100 mm Peste 100 mm
pana la 200 mm
Peste 100 mm
pana la 200 mm 2,5 mm 2,5 mm 3,0 3,0

– Abateri limita (tabelul 2.1.3.)
Tabelul 2.1.3.
Clasa de
precizie Gabarit
maxim al
piesei Pana la 30
mm Peste 30 mm
pana la 60
mm Peste 60 mm
pana la 100
mm Peste 100
mm pana la
200 mm
II Pana la 200
mm ±0.4 ±0.5 ±0.6 ±0.75

Schita semifabricatului
In figura 2.1.2 . este reprezentata schita semifabricatului cu adaosul de prelucrare si
abaterile limita corespunzatoare clasei a II -a de precizie, obtinute prin turnare.

59

Figura 2.1.2 .: Schita semifabricatului

60
2.1.4. Proiectarea procesului tehnologic de prelucrare mecanica
Procesul tehnologic tip pentru acest reper.
In tabelul 2.1.4. este prezentat procesul tehnologic tipizat de prelucrare a pieselor din
familia arbori. Acesta cuprinde tehnologia de fabricatie pentru productia de serie. [2]

Tabelul 2.1.4.
Nr
op. Denumirea
Operaț iei Schița operaț iei MU DPS f DPS c Sc MM
(0) (1) (2) (3) (4) (5) (6) (7)
1 Frezare
frontală ș i
centruire

Mașină de frezat ș i centruit
Menghină autocentrantă cu bacuri unghiulare
Dorn port freză
Mandrin ă
Freză frontală
Burghiu de centruire
Calibre + mijloace universale de mă surare
2 Strunjire
de
degroșare
Ø x L

Strung semiautomat
Multicuțite
Vârf fix; vârf rotativ; anternor
Suport multicuțite
Cuțite cu plăcuțe amovibile P30
Calibre + mijloace universale de măsurare
3 Strunjire
de
degroșare
Ø x L

Strung semiautomat

61
Nr
op. Denumirea
Operaț iei Schița operaț iei MU DPS f DPS c Sc MM
(0) (1) (2) (3) (4) (5) (6) (7)
4 Strunjire de
semifinisare
Ød 2, d4

Strung normal
Vârf fix, vârf rotativ; antrenor
Suport port cuțit
Cuțite de finisare P10
Calibre + mijloace universale de măsurare
5 Strunjire de
semifinisare

6 Frezarea
canelurilor

Mașină de frezat arbori
canelați
Vârf fix; Cap divizor
Dorn port freză
Freză melc pentru caneluri
Calibre T -NT
7 Frezarea
canalului de
pană

Mașină de frezat canale de
pană
Dispozitiv de frezat
Mașină port freză
Freză deget
Calibre T -NT

62
Nr
op. Denumirea
Operaț iei Schița operaț iei MU DPS f DPS c Sc MM
(0) (1) (2) (3) (4) (5) (6) (7)
8 Găurire
Filetare

Mașină de găurit radial
Dispozitiv de găurit
Mandrină cu schimbare rapidă
Mandrină de filetat
Burghiu + teșitor
Tarod de mașină M
Tampon filetat M
9 Filetare

Strung filetat
Vârf rotativ
Mandrină
Suport port cuțit
Cuțit de filetat cu placuță
amovibilă
Calibru pentru filetat T –
NT
10 Trantament
termic CIF zonele cu diametrele d 2, d4, d6, la 50 HRC

11 Sablare

12 Îndreptare

13 Rectificare
de degroșare

Mașină de rectificare
universală
Vârfuri fixe
Flanșă cu antrenor
Dorn port piatră
Disc abraziv
Control activ automat

63
Nr
op. Denumirea
Operaț iei Schița operaț iei MU DPS f DPS c Sc MM
(0) (1) (2) (3) (4) (5) (6) (7)
14 Rectificare
de finisare Similar operația 13

15 Control
final Se controlează cotele conform desenului de
execuție
(100% cotele cu precizie ridicată; 25% restul
cotelor)

Calibre + mijolace
universale de măsurare

64
Proiectarea structurii si a succesiunii operatiilor procesului tehnologic .
Pentru fiecare operatie se va prezenta: numarul si denumirea operatiei, schita operatiei,
fazele operatiei, masina unealta utilizata.
Operatia 1 – Frezare frontala si centruire suprafetele 1, 11, 15
Fazele operatiei:
– Prindere semifab ricat in menghina autocentranta cu bacuri unghiulare;
– Frezare suprafete frontale;
– Centruire A 3,15;
– Desprindere semifabricat;
– Control;
Masina utilizata: Masin a de frezat si centruit MFC 160;
Operatia 2 – Strunjire de degrosare suprafetele 3, 6, 7, 8, 9 si 2 tesituri 2×45 
Fazele operatiei:
– Prindere semifabricat in universal si varf rotativ;
– Strunjire de degrosare suprafetele 3, 6, 7, 8, 9 ;
– Realizare 2 tesituri 2×45 ;
– Desprindere semifabricat;
– Control;
Masina utilizata: Strung semiautomat multicutite.
Operatia 3 – Strunjir e de degrosare suprafetele 2, 4
Fazele operatiei:
– Prindere semifabricat in universal si varf rotativ;
– Strunjire de degrosare suprafata 4;
– Strunjire de degrosare suprafata 2;
– Desprindere semifabricat;
– Control;
Masina utilizata: Strung s emiautomat multicutite.
Operatia 4 – strunjire de degrosare suprafetele 10, 12, 14 si 2 tesituri 2×45 
Fazele operatiei:
– Prindere semifabricat in universal;
– Strunjire de degrosare suprafata 10;
– Strunjire de degrosare suprafata 12;
– Strunjire de degrosare suprafata 14;

65
– Realizare 2 tesituri 2×45 ;
– Desprindere semifabricat;
– Control;
Masina utilizata: Strung semiautomat multicutite.
Operatia 5 – Strunjire de finisare suprafata 4
Fazele operatiei:
– Prindere semifabricat in universal si varf rotativ;
– Strunjire de finisare suprafata 4;
– Desprindere semifabricat;
– Control;
Masina utilizata: Strung normal.
Operatia 6 – C.T.C. intermediar;
La operatia de control intermediar sunt verificate cotele semifabricatului, iar daca
acestea se incadreaza in campul de toleranta s tabilit se trece la urmatoarele operatii.
Operatia 7 – Gaurire 6 gauri x Ø10,2 suprafata 13
Fazele operatiei:
– Prindere semifabricat in dispozitivul de gaurire si filetare DGF 85 -01;
– Realizare 6 x Ø10,2 gauri
– Indexare ( x 5 )
– Desprindere semifabricat;
– Contr ol;
Masina utilizata : masina de gaurit vertical Infratirea Oradea A2.
Operatia 8 – frezare de degrosare canal de pana suprafata 5
Fazele operatiei:
– Prindere semifabricat in coltar 90 ;
– Frezare de degrosare suprafata 5;
– Desprindere semifabricat;
– Control;
Masina utilizata: masina de frezat universala de scularie FUS 200.
Operatia 9 – frezare de finisare canal de pana suprafata 5
Fazele operatiei:
– Prindere semifabricat in coltar 90 ;
– Frezare de degrosare suprafata 5;

66
– Desprindere semifabricat;
– Control;
Masina utilizata: masina de frezat universala de scularie FUS 200.
Operatia 10 – Filetare 6 gauri x M12 suprafata 13;
Fazele operatiei:
– Prindere semifabricat in dispozitivul de gaurire si filetare DGF 85 -01;
– Realizare 6 x M12
– Indexare ( x 5 )
– Desprindere semifab ricat;
– Control;
Masina utilizata : masina de filetat USRB.
Operatia 11 – filetare suprafata 3;
Fazele operatiei:
– Prindere semifabricat in universal si varf rotativ;
– Realizare filet M24x2;
– Desprindere semifabricat;
– Control;
Masina utilizata: Strung filetat.
Operatia 12 – filetare suprafata 12
Fazele operatiei:
– Prindere semifabricat in universal;
– Realizare filet Tr 36×10;
– Desprindere semifabricat;
– Control;
Masina utilizata: Strung filetat.
Operatia 13 – rectificare de degrosare suprafata 4
Fazele operatiei:
– Prindere semifabricat in universal si varf rotativ;
– Rectificare de degrosare suprafata 4;
– Desprindere semifabricat;
– Control;
Masina utilizata: Masina de rectificare universala.

67
Operatia 14 – C.T.C. final.
Controlul final se aplica la piesele asupra carora operatiile de productie sunt terminate.
Sunt controlate toate cotele si daca aceste se incadreaza in campul de toleranta piesa este
acceptata. In urma controlului, decizia luata este: acceptarea sau respingerea piesei. In unele
cazuri piesa poate fi reluc rata si este clasificata intr -o clasa de precizie inferioara.

68
2.1.5. Proiectarea continutului a 6 operatii de prelucrare mecanica din procesul
tehnologic, din care minim 2 operatii in minim 2 variante tehnologice.

Operatia 1 (varianta I ) – Frezare frontala si centruire suprafetele 1, 11, 15
a) Schita operatiei cu semifabricatul in pozitie de lucru. (figura 2.1.3.)

Figura 2.1.3.: Frezare frontala si centruire

b) Masina unealta si principalele carcateristici: gama de avansuri, gama de turatii, puterea
motorului electric , dimensiunile si curselei mesei, cursele saniilor, conul arborelui principal
etc.
Se alege mașină -unealtă de frezat și centruit MFC 160 [6], având următoarele caracteristici:

69
– dimensiunile piesei de prelucrat: -Ø20 Ø160
– lungime :160 1600[mm]
– turațiile arborelui de centruit: -300;500;750;1000;1500;1600;1900 [rot/min]
– turațiile arborelui de frezat: -80;150;250;400 [rot/min]
canalul arborelui de frezare: -40 STAS 7381 -70
– avansul longitudinal și transversal al saniei –longitu dinal -manua l
-transversal -20 400[mm/min]
– avansul pinolei de centrare –reglabil continuu -802 50[mm/min]
– adâncimea maximă de așchiere -5[mm]
– puterea motorului : – 4,5[kw] -pentru centruire ;
– 6,8[kw] -pentru frezare.
c) Sculele aschietoare:
– Freza frontala [4]
Freza frontala – ADK D125 – 110 – INT 50
D = 125 [mm];
z = 18;
Ac = 23 [mm];
H = 40 [mm];
da = Ø40 [mm].
– Burghiu de centruire forma A STAS 1114/2 -82 [4]
d = [mm];
D = [mm];
L = 52 ÷ 48 [mm];
l = 4,9 ÷ 3,9 [mm].
d) Dispozitivul de prindere al semifabricatului
– Menghina cu bacuri prismatice .
e) Dispozitivele de prindere pentru sculele aschietoare
– Frezare: Dorn port -freza Ø40×30 STAS 8708 -79;
– Centruire: mandrina pentru centruire;
f) Mijloace de control
– Șubler uriaș STAS 1373/3 -73 pentru lungime ;
– Șubler uriaș STAS 1373/2 -73 pentru centruire .
g) Fazele operatiei

70
– Prindere semifabricat in menghina autocentranta cu bacuri unghiulare;
– Frezat simultan 2 suprafețe frontale, paralele și opuse Ø106 și Ø24 la cota 156 mm;
– Centruit o gaura de centrare la un capat, gaură centrare A 3,15 STAS 1361 -82;
– Desprindere semifabricat;
– Control;
h) Adaosurile de prelucrare totale si intermediare, dimensiunile intermediare.
Pentru fre zare 2Ac = 3 mm pentru suprafetele frontale;
Pentru centruire 2Ac = 3,15 mm.
i) Regimurile de aschiere
Pentru frezare – Faza 2 frezare frontala . [6]
– Stabilirea durabilitatii economice a sculei aschietoare (tabel 9.26, pagina 100)
T = 180 min
– Stabilirea adanc imii de aschiere si a numarului de treceri
i = Ac/t (Relatia 2.1. pagina 18)
Ac – adaosul de prelucrare = 3mm;
t – adancimea de aschiere la o trecere = 3mm
i = 1 trecere
– Stabilirea avansului de aschiere (tabelul 9.5, pagina 92)
sd = 0,3 mm/dinte
– Stabilirea vitezei de aschiere ( tabel 9.35, pagina 105)
v = 35 x K v1 x K v2 x K v3 x K v4 x K v x 0,8
v = 35 x 0,96 x 1,08 x 1 x 1 x 1 x 0,8 = 29,03 [m/min]
– Stabilirea turatiei sculei
n = 1000 x v / (Π x D) [rot/min] (relatia 2.3, pagina 20)
n = 10 00 x 29,03 / (Π x 125) = 73,92 [rot/min]
nr = 80 [rot/min]
– Recalculare viteza reala de aschiere
vr = Π x D x n r / 1000 (relatia 2.4, pagina 20)
vr = Π x 125 x 80 / 1000 = 31,42 [m/min]
– Stabilirea vitezei de avans
vs = sr x nr = sd x z x n r [mm/min] (relatia 2.8, pagina 20)
vs = 0,3 x 18 x 80 = 432 [mm/rot].
– Verificarea puterii motorului electric
Nr = 3,6 kW (tabel 9.35, pagina 105)

71
Nr < N ME
Pentru centruire – faza 3 gaură centrare A 3,15 [5]
– Stabilirea durabilitatii sculei aschietoare ( tabelul 9.113, pagina 239)
T = 15 min.
– Stabilirea adancimii de aschiere si a numarului de treceri
t = D/2 [mm] (relatia 2.4, pagina 40)
t = 3,15 / 2 = 1,575 [mm]
i = Ac / t (relatia 2.4, pagina 40)
i = 1,575 / 1,575 = 1 trecere.
– Stabilirea avansului de aschiere (tabelul 9.121, pagina 245)
s = 0,05 [mm/rot].
– Stabilirea vitezei de aschiere (tabelul 9.121, pagina 245)
v = 29,3 x K v [m/min]
v = 29,3 x 0,85 = 24,91 [m/min].
– Stabilirea turatiei
n = 1000 x v / (Π x D) [rot/min] (relatia 2.8, pagina 41)
n = 2051 [rot/min]
nr = 1900 [rot/min].
– Recalculare viteza reala de aschiere
vr = Π x D x n r / 1000 [m/min] (relatia 2.9, pagina 41)
vr = 18,8 [m/min].
– Stabilirea vitezei de avans
vs = s x n [mm/min] (relatia 2.11, pagina 42)
vs = 0,05 x 1900 = 95 [mm/min].
– Verificarea puterii motorului electric
Pr = 0,09 x 0,90 = 0,081 kW;
Pr < P MU.
j) indicarea metodei de reglare a sculei la cota
– Prin sistemul de reglare al MU ;
– Prin luarea 1÷2 așchii de probă.
k) Norma tehnica de timp
Pentru frezare – Faza 2 frezare frontala [6]
Tn = T b + T a + T on + T d + T pi / n min / buc
– Tb = timpul de bază [min/buc] ;

72
– Ta = timpul auxiliar [min/buc];
– Ton = timpul de odihnă și necesități fiziologice [min/buc];
– Td = timpul de deservire tehnică si organizatorica [min/buc] ;
– Tpi = timpul de pregatire -incheiere.
– n = lotul optim de piese care se prelucreaza la aceeasi masina in mod continuu.
Timpul de baza tb =
x i [min]
– l – lungimea semifabricatului = 106 mm;
– l1 – lungimea de angajarea sculei = 0,5 x (D – √ ) + (0,5 … 3) [mm] (tabel
12.1, pagina 344)
– l1 = 0,5 x ( 125 – √ ) + 2 = 4,24 [mm]
– l2 = 4 mm (tabel 12.1, pagina 344)
tb =
x 1 = 4,16 [min]
Timpul auxiliar t a = t’ a1 + t” a1 + ta2 + ta3 + ta4
t’a1 = 1,04 [min] (tabel 12.16, pagina 235)
t”a1 = 0,10 [min] (tabelul 12.21, pagina 360)
ta2 = 0,02 + 0,04 + 0,07 + 0,37 + 0,20 = 0,7 [min] (tabelul 12.30, pagina 375)
ta3 = 0,15 [min] (tabelul 12.32, pagina 375)
ta4 = 0,20 [min] (tabelul 12.32, pagina 376)
ta = 1,04 + 0,10 + 0,7 + 0,15 + 0,20 = 2,19 [min]
Timpul de deservire tehnica t dt = tb x 3,9 / 100
tdt = 4,16 x 3,9 / 100 = 0,16 [min] (tabelul 12.38, pagina 383)
Timpul de deservire organizatorica t do = ( tb + ta ) x 1,2 / 100
tdo = ( 4,16 + 2,19) x 1,2 / 100 = 0,076 [min] (tabelul 12.38, pagina 383)
Timpul de odihna si necesitati firesti ton = ( tb + ta ) x 3 / 100
ton = ( 4,16 + 2,19) x 3 / 100 = 0,27 [min] (tabelul 12.39, pagina 383)
Timpul de pregatire -incheiere t pi = 18 + 2,5 + 9 = 29,5 [min] (tabelul 12.11, pagina 351)
Timpul unitar pe faza t u = 4,16 + 2,19 + 0,16 + 0,076 + 0,27 = 6,86 [min].
Pentru centruire – faza 3 gaură centrare A 3,15 [5]
Timpul operativ t op = (t b + ta ) = 0,82 [min] (tabelul 11.53, pagina 319)
Timpul de pregatire – incheiere t pi = 18 + 2,5 + 9 = 29,5 [min] (tabelul 11.81, pagina 343)
Timpul de deservire t d = top x 29,5 / 100 = 0,82 x 29,5 /100 = 0,24 [min]
Timpul de odihna si necesitati firesti t on = top x 29,5 / 100 = 0,82 x 29,5 /100 = 0,24 [min]
Timpul unitar pe faza t u = 0,82 + 0,24 + 0,24 = 1,3 [min]

73
– timpul unitar pe operatie
tu = tbt + tat + tdt + tont + tp,d
tbt + tat = (4,16 + 2,19) + 0,82 = 7,17 [min]
tdt = ( 0,16 + 0,076 ) + 0,24 = 0,47 [min]
tont = 0,27 + 0,24 = 0,51 [min]
tu = 7,17 + 0,47 + 0,51 = 8,15 [min]

74
Operatia 1 ( varianta II ) – Strunjire frontala si centruire suprafetele 1, 11, 15
a) Schita operatiei (figur a 2.1.4.)

Figura 2.1.4.: Strunjire frontala si centruire

b) Masina unealta si principalele carcateristici: gama de avansuri, gama de turatii, puterea
motorului electric , dimensiunile si curselei mesei, cursele saniilor, conul arborelui principal
etc.
Se alege strung normal Kava Praga S2B, având următoarele caracteristici [5]
– h = 130 [mm]
– L = 750 [mm]
– N = 3,2 [kW]
– Turatia axului principal [rot/min]: 20; 25; 31,5; 40; 50; 63; 80; 100; 125; 160; 200;
250; 315; 400; 500; 630; 800; 1000; 1250; 1600; 2000; 2 500; 3150.
– Avans longitudunal [mm/rot]: 0,03; 0,04; 0,05; 0,07; 0,09; 0,11; 0,06; 0,08; 0,10; 0,14;
0,18; 0,22; 0,12; 0,16; 0,20; 0,28; 0,36; 0,44; 0,24; 0,32; 0,40; 0,56; 0,72; 0,88; 0,48;
0,64; 0,80; 1,12; 1,44; 1,76.

75
– Avans transversal [mm/rot]: 0,01; 0,013; 0,017; 0,023; 0,03; 0,037; 0,02; 0,027; 0,033;
0,047; 0,06; 0,075; 0,04; 0,053; 0,067; 0,093; 0,106; 0,133; 0,187; 0,24; 0,293; 0,16;
0,112; 0,267; 0,373; 0,46; 0,586; 0,32; 0,427; 0,533; 1,172
c) Sculele aschietoare [4]
– Cutit frontal STAS 358 -67 – executie monobloc (pagina 90)
Notare: Cutit 16 x 16 STAS 358 -67/Rp3
forma: patrata
h x b = 16 x 16
c = 6
L = 140
b1 = 12
r = 0,5
Executie = monobloc 20
– Burghiu de centruire forma A STAS 1114/2 -82 [4]
d = [mm];
D = [mm];
L = 52 ÷ 48 [mm];
l = 4,9 ÷ 3,9 [mm].
d) Dispozitivul de prindere al semifabricatului
– Universal Ø250mm STAS 1655
e) Dispozitivele de prindere pentru sculele aschietoare
– Strunjire: suport port cutit din dotarea masinii unelte
– Centruire: mandrina pentru centruire;
f) Mijloac e de control
– Șubler uriaș STAS 1373/3 -73 pentru lungime ;
– Șubler uriaș STAS 1373/2 -73 pentru centruire .
g) Fazele operatiei
– Prindere semifabricat cu Ø106 in universal;
– Strunjire frontala a diametrului Ø29;
– Realizare gaura de centrare la capatul cu diametrul Ø29, gaură centrare A 3,15 STAS
1361 -82;
– Intoarcere semifabricat;
– Strunjire frontala a diametrului Ø106;

76
– Desprindere semifabricat;
– Control;
h) adaosurile de prelucrare totale si intermediare, dimensiunile intermediare.
Pentru strunjire 2Ac = 3 mm pentru supra fetele frontale;
Pentru centruire 2Ac = 3,15 mm.
i) Regimurile de aschiere
Strunjire [5]
– Stabilirea durabilitatii sculei aschietoare
Tec = 60 [min] (tabelul 9.10, pagina 161)
– Stabilirea adancimii de aschiere si a numarului de treceri
t = 3 [mm]
i = Ac/t (relatia 2.6, pagina 40)
i = 3/3 = 1 trecere
– Stabilirea avansului de aschiere
s = 0,8 … 1,4 [mm/rot] (tabelul 9.1, pagina 156)
sMU = 1,172 [mm/rot]
– Stabilirea vitezei de aschiere
v = 14 x K v x K v [m/min] (tabelul 9.16, pagina 1 65)
v = 14 x 1 x 0,8 = 11,2 [m/min]
– Stabilirea turatiei
n = 1000 x v / (Π x d) [rot/min] (relatia 2.8, pagina 41)
n = 1000 x 11,2 / (Π x 106)
n = 33,6 [rot/min]
nMU = 31,5 [rot/min]
– Stabilirea vitezei reale de aschiere
vr = Π x d x nr / 1000 [m/min] (relatia 2.9, pagina 41)
vr = Π x 106 x 31,5 / 1000 = 10,4 [m/min]
– Stabilirea vitezei de avans
vs = s x n (relatia 2.11, pagina 42 )
vs = 1,172 x 31,5 = 36,9 [mm/min]
– Verificarea puterii motorului electric
Ne = 1,15 kW (tabelul 9.16, pagina 165)
Ne < N MU
Prelucrarea se poate realiza pe strungul normal Kava Praga S2B

77
Centruire – faza 3 gaură centrare A 3,15 [5]
– Stabilirea durabilitatii sculei aschietoare ( tabelul 9.113, pagina 239)
T = 15 min.
– Stabilirea adancimii de aschiere si a numarului de treceri
t = D/2 [mm] (relatia 2.4, pagina 40)
t = 3,15 / 2 = 1,575 [mm]
i = Ac / t (relatia 2.4, pagina 40)
i = 1,575 / 1,575 = 1 trecere.
– Stabilirea avansului de aschiere (tabelul 9.121, pagina 245)
s = 0,05 [mm/rot].
– Stabilirea vitezei de aschiere (tabelul 9.121, pagina 245)
v = 29,3 x K v [m/min]
v = 29,3 x 0,85 = 24,91 [m/min].
– Stabilirea turatiei
n = 1000 x v / (Π x D) [rot/min] (relatia 2.8, pagina 41)
n = 2051 [rot/min]
nMU = 2000 [rot/min].
– Recalculare viteza reala de aschiere
vr = Π x D x n r / 1000 [m/min] (relatia 2.9, pagina 41)
vr = Π x 3,15 x 2000 / 1000 = 19,7 [m/min].
– Stabilirea vitezei de avans
vs = s x n [mm/min] (relatia 2.11, pagina 42)
vs = 0,05 x 2000 = 100 [mm/min].
– Verificar ea puterii motorului electric
Ne = 0,09 x K N [kW]; (tabelul 9.121, pagina 245)
Ne = 0,09 x 0,9 = 0,081 [kW];
Ne < N MU.
j) indicarea metodei de reglare a sculei la cota
– Prin sistemul de reglare al MU ;
– Prin luarea 1÷2 așchii de probă.
k) Norma tehnica de timp
Pentru strunjire [5]
– Timpul de baza

78
tb =
x i [min] (tabelul 12.1, pagina 345)
l = d/2 = 106 / 2 = 53 [mm]
l1 = 2 [mm]
l2 = 2 [mm]
tb =
x 1 = 1,54 [min]
– Timpul de prindere si desprindere a semifabricatului
tp,d = 0,26 [min] (tabelul 12.9, pagina 351)
tp = 0,26 x 2/3 = 0,17 [min]
td = tp,d – tp = 0,26 – 0,17 = 0,09 [min]
– Timpul ajutator
ta1 = 0,03 + 0,03 + 0,02 + 0,02 = 0,10 [min] (tabelul 12.21, pagina 361)
ta2 = 0,04 + 0,05 + 0,05 = 0,14 [min] (tabelul 12.22, pagina 362)
ta3 = 0,16 [min] (tabelul 12.24, pagina 362)
ta = ta1 + ta2 + ta3 = 0,10 + 0,14 + 0,16 = 0,30 [min]
– Timpul de deservire tehnica
tdt = tb x 2 / 100 [min] (tabelul 12.26, pagina 362)
tdt = 1,54 x 2 / 100 = 0,03 [min]
– Timpul de deservire organizatorica
tdo = ( t b + ta ) x 1 / 100 [min] (tabelul 12.26, pagina 362)
tdo = ( 1,54 + 0,30 ) x 1 / 100 = 0,018 [min]
– Timpul de odihna si necesitati firesti
ton = ( t b + ta ) x 3 / 100 [min] (tabelul 12.27, pagina 365)
ton = ( 1,54 + 0,30 ) x 3 / 100 = 0,05 [min]
Pentru centruire [5]
– Timpul operativ
top = (t b + ta ) = 0,82 [min] (tabelul 11.53, pagina 319)
– Timpul de pregatire – incheiere
tpi = 18 + 2,5 + 9 = 29,5 [min] (tabelul 11.81, pagina 343)
– Timpul de deservire
td = top x 29,5 / 100 = 0,82 x 29,5 /100 = 0,24 [min]
– Timpul de odihna si necesitati firesti
ton = top x 29,5 / 100 = 0,82 x 29,5 /100 = 0,24 [min]
– Timpul unitar pe operatie

79
tu = tbt + tat + tdt + tont + 2 x t p,d
tbt + tat = 2 x 1,54 + 2 x 0,30 + 0,82 = 4,5 [min]
tdt = 2 x 0,03 + 2 x 0,018 + 0,24 = 0,33 [min]
ton = 2 x 0,05 + 0,24 = 0,29 [min]
tu = 4,5 + 0,33 + 0,29 + 2 x 0,26 = 5,64 [min]

80
Operatia 7 ( Varianta I ) – Gaurire 6 gauri x Ø10,2 suprafata 13
a) Schita operatiei cu semifabricatul in pozitie de lucru (figura 2.1.5.)

Figura 2.1.5.: Gaurire 6 gauri x Ø10,2 echidistante

81
b) Masina unealta si principalele carcateristici: gama de avansuri, gama de turatii, puterea
motorului electric, dimensiunile si curselei mesei, cursele saniilor, conul arborelui principal
etc.
Se alege mașina de gaurit vertical Infratirea Oradea A2 [5], avand urmatoarele caracteristici:
– D = 25 [mm];
– S = 175 [mm];
– L = 390 [mm];
– N = 1,7 [kW];
– Con Morse Nr. 3
– Turatia arborelui principal: 56; 90; 140; 221; 355; 560; 900; 1400; 2240 [rot/min];
– Avansuri: 0,08; 0,13; 0,20; 0,32; 0,44 [mm/rot].
c) Scule aschietoare [7]
Burghu elicoidal lung, cu coada conica, pentru gaurit prin bucsa de ghidare (pag 256)
– d = 10,2 [mm];
– L = 197 [mm];
– l = 116 [mm];
– Con Mors e 1;
d) Dispozitivul de prindere al sculei
Dispozitiv de gaurire si filetare DGF 85 – 01 (figura 2.1.6.)

Figura 2.1.6.: Dispozitiv de gaurire si filetare DGF 85 – 01

82
e) Dispozitivul de prindere al sculei aschietoare
Reductie conica din dotarea masinii CM 3 – 1 STAS 252/77
f) Mijloace de control
Calibru T -NT STAS 2981/1 -88
g) Fazele operatiei
– Prindere semifabricat in dispozitivul de gaurire si filetare DGF 85 -01;
– Realizare 6 x Ø10,2 gauri;
– Indexare ( x 5)
– Desprindere semifabricat;
– Control;
h) Adaosurile de prelucrare totale si intermediare, dimensiunile intermediare
Gaurire 2Ac = [10,2 mm];
i) Regimul de aschiere [5]
– Stabilirea durabilitatii sculei aschietoare
Dec = 22 [min]; (tabelul 9.113, pagina 239)
– Stabilrea adancimii de aschiere si a numarului de treceri
t = D / 2 (relatia 2.4, pagina 40)
t = 10,2 / 2 = 5,1 [mm];
i = Ac / t (relatia 2.6,pagina 40)
i = 5,1 / 5,1 = 1 trecere.
– Stabilirea avansului de aschiere
s = 0,13 … 0,17 [mm/rot] (tabelul 9.98, pagina 237)
sMU = 0,13 [mm/rot]
– Stabilirea vitezei de aschiere
v = 22,1 [m/min] (tabelul 9.122,pagina 245)
– Stabilirea turatiei sculei aschietoare
n = 1000 x v / (Π x D) [rot/min] (relatia 2.8, pagina 41)
n = 1000 x 22,1/ (Π x 10,2) = 698 [rot/min]
nr = 560 [rot/min]
– Recalculare viteza reala de aschiere
vr = Π x D x n r / 1000 [m/min] (relatia 2.9, pagina 41)
vr = Π x 10,2 x 560 / 1000 = 18 [m/min]
– Stabilirea vitezei de avans
vs = s x n [mm/min] (relatia 2.11, pagina 42 )

83
vs = 0,13 x 560 = 72,8 [mm/rot].
– Verificarea puterii moto rului electric
Nr = 0,37 kW (tabel 9.122, pagina 245 )
Nr < N ME.
0,37 kW < 1,7 kW
a) Indicarea metodei de regalare la cota a sculei
– Prin sistemul de reglare al MU;
– Prin luarea 1÷2 așchii de probă.
b) Norma tehnica de timp [5]
– Calculul timpului de baza
tb =
x i =
x i (tabelul 12.36, pagina 368)
l = 14 [mm] (lungimea gaurii);
l1 = d / ( 2tg  ) + (0,5 … 3) [mm] (tabelul 12.36, pagina 368)
l1 = 10,2 / ( 2tg 60 ) + 2 = 4,9 [mm]
l2 = 0,5 … 4 = 2 [mm] (tabelul 12.36, pag ina 368)
tb =
x 1 = 0,28 [min]
– Timpul ajutator pentru prinderea si desprinderea piesei
ta1 = 0,90 [min] (tabelul 12.45, pagina 371)
– Timpul ajutator pentru comanda masinii -unelte
ta2 = 0,02 + 0,02 = 0,04 [min] (tabelul 12.52, pagin a 377)
– Timpul ajutator pentru curatarea dispozitivului de aschii
Ta3 = 0,10 [min] (tabelul 12.51, pagina 376)
– Timpul ajutator total
ta = ta1 + ta2 + ta3 = 0,9 + 0,04 + 0,1 = 1,04 [min]
– Timpul de deservire tehnica
tdt = tb x 2 / 100 [min] (tabelul 12.54, pagina 378)
tdt = 0,28 x 2 / 100 = 0,056 [min]
– Timpul de deservire organizatorica
tdo = ( t b + ta ) x 1 / 100 [min] (tabelul 12.54, pagina 378)
tdo = ( 0,28 + 1,04 ) x 1 / 100 = 0,013 [min]
– Timpul de deservire total
td = tdt + tdo = 0,056 + 0,013 = 0,069 [min]
– Timpul de odihna si necesitati firesti

84
ton = ( t b + ta ) x 3 / 100 [min] (tabelul 12.55, pagina 378)
ton = ( 0,28 + 1,04 ) x 3 / 100 = 0,04 [min]
– Timpul de pregatire incheiere
tpi = 9 + 6 = 15 [min] (tabelul 12.56, pag ina 379)
– Timpul unitar
tu = tb + ta + td + ton = ( 0,28 x 6 )+ ( 0,9 + 0,04 + 0,1 x 5 ) + 0,069 + 0,04 = 3,22 [min]

85
Operatia 7 ( Varianta II – cap multiax ) – Gaurire 6 gauri x Ø10,2 suprafata 13
a) Schita operatiei cu semifabricatul in pozitie de lucru (figura 2.1.7.) .

Figura 2.1.7.: Gaurire 6 gauri x Ø10,2 echidistante

86
b) Masina unealta si principalele carcateristici: gama de avansuri, gama de turatii, puterea
motorului electric, dimensiunile si curselei mesei, cursele saniilor, conul arborelui principal
etc.
Se alege mașina de gaurit vertical Infratirea Oradea A2 [5], avand urmatoarele caracteristici:
– D = 25 [mm];
– S = 175 [mm];
– L = 390 [mm];
– N = 1,7 [kW];
– Con Morse Nr. 3
– Turatia arborelui principal: 56; 90; 140; 221; 355; 560; 900; 1400; 2240 [rot/min];
– Avansuri: 0,08; 0,13; 0,20; 0,32; 0,44 [mm/rot].
c) Scule aschietoare [7]
Burghu elicoidal lung, cu coada conica, pentru gaurit prin bucsa de ghidare (pag 256)
– d = 10,2 [mm];
– L = 197 [mm];
– l = 116 [mm];
– Con Morse 1;
d) Dispozitivul de prindere al semifabricatului
Dispozitiv de gaurire si filetare DGF 85 – 01 (figura 2.1.8.)

Figura 2.1.8.: Dispozitiv de gaurire si filetare DGF 85 – 01

87
e) Dispozitivul de prindere al sculei aschietoare
Reductie conica din dotarea masinii CM 3 – 1 STAS 252/77
f) Mijloace de control
Calibru T -NT STAS 2981/1 -88
g) Fazele operatiei
– Prindere semifabricat in dispozitivul de gaurire si filetare DGF 85 -01;
– Realizare 6 x Ø10,2 gauri
– Indexare ( x 2)
– Desprindere semifabricat;
– Control;
h) Adaosurile de prelucrare totale si interme diare, dimensiunile intermediare
Gaurire 2Ac = [10,2 mm];
i) Regimul de aschiere [5]
– Stabilirea durabilitatii sculei aschietoare
Dec = 22 [min]; (tabelul 9.113, pagina 239)
– Stabilrea adancimii de aschiere si a numarului de treceri
t = D / 2 (relatia 2.4, pagina 40)
t = 10,2 / 2 = 5,1 [mm];
i = Ac / t (relatia 2.6,pagina 40)
i = 5,1 / 5,1 = 1 trecere.
– Stabilirea avansului de aschiere
s = 0,17 [mm/rot]
sr = 0,17 x 25 / 100 = 0,06 [mm/rot] (tabelul 9.98, pagina 237)
sMU = 0,08 [mm/rot]
– Stabilirea vitezei de aschiere
v = 25 [m/min] (tabelul 9.122,pagina 245)
– Stabilirea turatiei sculei aschietoare
n = 1000 x v / (Π x D) [rot/min] (relatia 2.8, pagina 41)
n = 1000 x 25/ (Π x 10,2) = 790 [rot/min]
nr = 900 [rot/min]
– Recalculare vi teza reala de aschiere
vr = Π x D x n r / 1000 [m/min] (relatia 2.9, pagina 41)
vr = Π x 10,2 x 900 / 1000 = 28 [m/min]
– Stabilirea vitezei de avans

88
vs = s x n [mm/min] (relatia 2.11, pagina 42 )
vs = 0,08 x 900 = 72 [mm/rot].
– Verificarea puterii m otorului electric
Nr = 0,35 kW (tabel 9.122, pagina 245 )
Nr < N ME.
0,35 kW < 1,7 kW
c) Indicarea metodei de regalare la cota a sculei
– Prin sistemul de reglare al MU;
– Prin luarea 1÷2 așchii de probă.
d) Norma tehnica de timp [5]
– Calculul timpului de baza
tb =
x i =
x i (tabelul 12.36, pagina 368)
l = 14 [mm] (lungimea gaurii);
l1 = d / ( 2tg  ) + (0,5 … 3) [mm] (tabelul 12.36, pagina 368)
l1 = 10,2 / ( 2tg 60 ) + 2 = 4,9 [mm]
l2 = 0,5 … 4 = 2 [mm] (tabelul 12.36, pagina 368)
tb =
x 1 = 0,29 [min]
– Timpul ajutator pentru prinderea si desprinderea piesei
ta1 = 0,90 [min] (tabelul 12.45, pagina 371)
– Timpul ajutator pentru comanda masinii -unelte
ta2 = 0,02 + 0,02 = 0,04 [min] (tabelul 12.52, pagi na 377)
– Timpul ajutator pentru curatarea dispozitivului de aschii
Ta3 = 0,10 [min] (tabelul 12.51, pagina 376)
– Timpul ajutator total
ta = ta1 + ta2 + ta3 = 0,9 + 0,04 + 0,1 = 1,04 [min]
– Timpul de deservire tehnica
tdt = tb x 2 / 100 [min] (tabelul 12.54, pagina 378)
tdt = 0,29 x 2 / 100 = 0,058 [min]
– Timpul de deservire organizatorica
tdo = ( t b + ta ) x 1 / 100 [min] (tabelul 12.54, pagina 378)
tdo = ( 0,29 + 1,04 ) x 1 / 100 = 0,013 [min]
– Timpul de deservire total
td = tdt + tdo = 0,058 + 0,013 = 0,07 [min]

89
– Timpul de odihna si necesitati firesti
ton = ( t b + ta ) x 3 / 100 [min] (tabelul 12.55, pagina 378)
ton = ( 0,29 + 1,04 ) x 3 / 100 = 0,04 [min]
– Timpul de pregatire incheiere
tpi = 9 + 6 = 15 [min] (tabelul 12.56, pagina 379)
– Timpul unitar
tu = tb + ta + td + ton = ( 0,29 x 3 ) + ( 0,9 + 0,04 + 0,1 x 2 ) + 0,07 + 0,04 = 2,12 [min]

90
Operatia 8 – Frezare de degrosare canal de pana (suprafata 5)
a) Schita operatiei cu semifabricatul in pozitie de lucru (figura 2.1.9.) .

Figura 2.1.9.: Frezare de degrosare canal de pana

91
b) Masina unealta si principalele carcateristici: gama de avansuri, gama de turatii,
puterea motorului electric, dimensiunile si curselei mesei, cursele saniilor, conul
arborelui principal etc.
Se alege mașina de frezat universala de centruire FUS 200 [6], avand urmatoarele
caracteristici:
– s = 200 x 578;
– L = 1240;
– N = 1,3 kW;
– Turatia axului principal [rot/min] n = 60; 95; 118; 150; 190; 236; 300; 375; 475; 600;
750; 1180.
– Avasul mesei: longitudinal: 12,5; 20; 25; 31,5; 40; 50; 63; 80; 100; 125; 160; 250.
transversal: 12,5; 20; 25; 31,5; 40; 50; 63; 80; 100; 125; 160; 250.
Vertical: 12,5; 20; 25; 31,5; 40; 50; 63; 80; 100; 125; 160; 250.
c) Scula utilizata: Freza cilindro frontala cu coada c ilindrica STAS 6373/3 -80
– D = 8 ± 0,180;
– d = ;
– L = 62;
– l = 12;
– l1 = 36 ± 1;
– z = 4 dinti.
d) Dispozitivul de prindere al semifabricatului
Dispozitivul de frezat
e) Dispozitivul de prindere pentru scula aschietoare
Bucsa elastica STAS 8706 -79
f) Mijloace de control
Șubler 150 x1 STAS 1373 -73
g) Fazele operatiei
– Prindere semifabricat in coltar 90 ;
– Frezare de degrosare suprafata 5;
– Desprindere semifabricat;
– Control;
h) Adaosurile de prelucrare totale si intermedi are, dimensiunile intermediare [6]
Adaosul de prelucrare la degrosare Ac = 0,7 mm (tabelul 8.2, pagina79)
Adaosul deprelucrare la finisare Ac = 0,16 mm.

92
Dimensiuni intermediare pentru degrosare
– L35 = 35 – 2 x 0,16 = 34,68 mm;
– l10 = 10 – 2 x 0,16 = 9,68 mm;
– h26 = 26 + 0,16 = 26,16 mm.
i) Regimurile de aschiere [6]
– Stabilirea durabilitatii economice a sculei (tabelul 9.29, pagina 100)
T = 90 [min];
– Stabilirea adancimii de aschiere si a numarului de treceri
t = 4,92 [mm];
i = Ap / t = 9,84 / 4,92 = 2 treceri (relatia 2.1, pagina 18)
– Stabilirea avansului de aschiere
sd = 0,10 (tabelul 9.7, pagina 93)
– Stabilirea vitezei de aschiere
v = 58 x K v1 x K v2 x K v3 x K v4
v = 58 x 0,81 x 1,26 x 1,05 x 1,15 = 71 [m/min] (tabelul 9,38, pagina 108)
– Stabilirea turatiei
n = 1000 x v / (Π x D) [rot/min] (relatia 2.3, pagina 20)
n = 1000 x 71/ (Π x 8) = 1231 [rot/min]
nr = 1180 [rot/min]
– Recalculare viteza reala de aschiere
vr = Π x D x n r / 1000 (relatia 2.4, pagina 20)
vr = Π x 8 x 1180 / 1000 = 29 [m/min]
– Stabilirea vitezei de avans
vs = sr x nr = sd x z x n r [mm/min] (relatia 2.8, pagina 20)
vs = 0,10 x 4 x 1180 = 47 2 [mm/rot].
– Verificarea puterii motorului electric
Nr = 2,3 x K Nr x 0,6
Nr = 2,3 x 0,81 x 0,6 = 1,29 kW (tabel 9.38, pagina 108 )
Nr < N ME.
j) Indicarea metodei d e regalare la cota a sculei
– Prin sistemul de reglare al MU;
– Prin luarea 1÷2 așchii de probă.

93
k) Norma tehnica de timp. [6]
Tu = T b + T a + T on + T d min / buc
Tb = timpul de bază [min/buc];
Ta = timpul auxiliar [min/buc];
Ton = timpul de odihnă și necesități fiziologice [min/buc];
Td = timpul de deservire tehnică si organizatorica [min/buc];
Tpi = timpul de pregatire -incheiere.
– Timpul de baza
tb =
x i [min]
– l – lungimea semifabricatului = 34,68 mm;
– l1 – lungimea de angajarea sculei = √ + (0,5 … 3) [mm]
– l1 = √ + 2 = 3 [mm] (tabel 12.3, pagina 346)
– l2 = 4 mm (tabel 12.3, pagina 346)
tb =
x 2 = 2,27 [min]
– Timpul auxiliar
ta = t’ a1 + t” a1 + ta2 + ta3 + ta4
t’a1 = 1,04 [min] (tabel 12.16, pagina 235)
t”a1 = 0,10 [min] (tabelul 12.21, pagina 360)
ta2 = 0,02 + 0,04 + 0,07 + 0,37 + 0,20 = 0,7 [min] (tabelul 12.30, pagina 375)
ta3 = 0,15 [min] (tabelul 12.32, pagina 375)
ta4 = 0,20 [min] (tabelul 12.32, pagina 376)
ta = 1,04 + 0,10 + 0,7 + 0,15 + 0,20 = 2,19 [min]
– Timpul de deservire tehnica
tdt = tb x 5,5 / 100
tdt = 2,27 x 5,5 / 100 = 0,12 [min] (tabelul 12.38, pagina 383)
– Timpul de deservire organizatorica
tdo = ( tb + ta ) x 1,2 / 100
tdo = ( 2,27 + 2,19) x 1,2 / 100 = 0,053 [min] (tabelul 12.38, pagina 383)
– Timpul de odihna si necesitati firesti
ton = ( tb + ta ) x 3 / 100
ton = ( 2,27 + 2,19) x 3 / 100 = 0,13 [min] (tabelul 12.39, pagina 383)
– Timpul de pregatire -incheiere
tpi = 18 + 2,5 + 9 = 29,5 [min] (tabelul 12.11, pagina 351)

94
– Timpul unitar
tu= tb + ta + td + ton = 2,27 + 2,19 + 0,17 + 0,13 = 4,76 [min]

95
Operatia 10 – Filetare 6 gauri x M12 suprafata 13
a) Schita operatiei cu semifabricatul in pozitie de lucru (figura 2.1.10.) .

Figura 2.1.10.: Filetare 6 gauri x M12 echidistante

96
b) Masina unealta si principalele carcateristici: gama de avansuri, gama de turatii, puterea
motorului electric, dimensiunile si curselei mesei, cursele saniilor, conul arborelui principal
etc.
Se alege mașina de filetat cu tarozi USRB [5], avand urmatoarele caracteristici:
– Dimensiunea maxima a filetului prelucrat: M20 (tabel 10.4,pagina 276)
– Limitele turatiei axului masinii: 60 … 1500 [rot/min]
– Pasul filetului: min. 0,75; max. 6
– Dimensiunile mesei: 500 x 600 [mm]
– Putere motor: 2 kW.
c) Sculele aschietoare [7]
Tarod scurt de masina si de mana (forma B) STAS 1112/7 -75 (tabelul 8.20, pagina 227)
– M12
– d = 12 [mm]
– p = 1,75
– L = 89 [mm]
– l = 29 [mm]
– l1 = 40 [mm]
– d1 = 9 [mm]
– a = 7,10 [mm]
– h = 10 [mm]
d) Dispozitivul de prindere al semifabricatului
Dispozitiv de gaurire si filetare DGF 85 – 01 (figura 2.1.11.)

Figura 2.1.11.: Dispozitiv de gaurire si filetare DGF 85 – 01

97
e) Dispozitivele de prindere pentru sculele aschietoare [7]
Mandrina de filetat ireversibila (tabelul 15.9, pagina 418)
– Domeniul de lucru : M3 … M12
– D = 48 [mm]
– L = 114 [mm]
– Cod = 85 – 7300 – 1261 – 00
– Sistemul de legatura cu masina unealta: 1 – CM 2
f) Mijloacele de masura
– Șubler 150×1 STAS 1373 -73
– Calibru tampon T -NT ØM12 STAS 2981 -68
g) Fazele operatiei
– Prindere semifabricat in dispozitivul de gaurire si filetare DGF 85-01;
– Filetare 6 gauri x M12;
– Indexare (x5);
– Desprindere semifabricat;
– Control;
h) Adaosurile de prelucrare totale si intermediare, dimen siunile intermediare
2Ac = 12 – 10,2 = 1,8 [mm]
Regimurile de aschiere [5]
– Stabilirea adancimii de aschiere
t = Ac = ( De – Di ) / 2 [mm] (relatia 4.19, pagina 64)
t = ( 12 – 10,2 ) / 2 = 0,9 [mm]
– Stabilirea avansului de aschiere
s = p [mm/rot]
s = 1,7 5 [mm/rot]
– Durabilitatea esconomica a sculei
Tec = 90 [min] (tabelul 9.10, pagina 161)
– Viteza de aschiere
n = 140 [rot/min] (tabelul 11.74, pagina 333)
nr = 140 [rot/min]
vr = Π x D x n r / 1000 [m/min] (relatia 4.20, pagina 64)
vr = Π x 12 x 140 / 1000 = 5,27 [m/min]
– Rezulta ca prelucrarea se poate executa pe masina de filetat USRB M12 cu urmatorii
parametrii ai regimului de aschiere:

98
adancimea de aschiere t = 0,9 [mm]
numarul de treceri i = 1
turatia tarodului n r = 140 [rot/min]
viteza de aschiere v r = 5,27 [m/min]
i) Norma tehnica de timp [5]
– Timpul operativ incomplet
topi = 0,60 [min] (tabelul 11.74, pagina 333)
K1 = 1 (tabelul 11.74, pagina 333)
K2 = 1,8 (tabelul 11.74, pagina 333)
– Timpul de prindere -desprindere a semifabricatului
tp,d = 0,17 [min] (tabelul 11.78, pagina 340)
– Timpul operativ complet
top = topi x K 1 x K 2 + tp,d = 0,60 x 1 x 1,8 +0,17 = 1,25 [min]
– Timpul de deservire tehnico -organizatorica si de odihna
td + ton = top x 6 / 100 [mm] (tabelu l 11.81, pagina 343)
td + ton = 1,25 x 6 / 100 = 0,075 [mm]
– Timpul de pregatire inchiere
tpi = 6 + 4 = 10 [min] (tabelul 11.81, pagina 343)
– Timpul unitar
tu = top + td + ton = 1,25 + 0,075 = 1,33 [min]

99
Operatia 11 – filetare M24 x 2 suprafata 3
a) Schita operatiei cu sem ifabricatul in pozitie de lucru (figura 2.1.12.)

Figura 2.1.12.: filetare M24 x 2

b) Masina unealta si principalele carcateristici: gama de avansuri, gama de turatii, puterea
motorului electric, dimensiunile si curselei mesei, cursele saniilor, conul arborelui principal
etc.
Se alege un strung normal SN 400 x 1500 [5] , avand urmatoarele caracteristici:
– h = 400 … 750
– L = 1000 … 1500
– N = 7,5 kW
– Turatia axului principal [rot/min]: 12; 15; 19; 24; 30; 38; 46; 58; 76; 96; 120; 150;
185; 230; 305; 380; 480; 600; 765; 955; 1200; 1500.
– Avansul longitudinal [mm/rot]: 0,06; 0,12; 0,24; 0,48; 0,96; 0,08; 0,16; 0,32; 0,64;
1,28; 0,10; 0,20; 0,40; 0,80; 1,60; 0,14; 0,28; 0,56; 1,12; 2,24; 0,16; 0,36; 0,72; 1,44;
2,88; 0,22; 0,44; 0,88; 1,76; 3,52.
– Avansul transversal [mm/rot]: 0,046; 0,092; 0,184; 0,368; 0,796; 0,059; 0,113; 0,226;
0,452; 0,904; 0,075; 0,15; 0,30; 0,60; 1,20; 0,101; 0,203; 0,406; 0,812; 1,624; 0,126;
0,253; 0,506; 1,012; 2,024; 0,17; 0,34; 0,68; 1,36; 2,72.

100
c) Scule aschiet oare
Cutit de strung cu tais din otel rapid ( STAS 6312 – 80 )
– Sectiunea corpului hxb = 16 x 16 [mm]
– Unghiul la varf  = 60
– Unghiul de asezare α = 5 
– Unghiul de degajare  = 0
– Raza la varf r = 0,5 [mm]
d) Dispozitivul de prindere al semifabricatului
Universal Ø250mm STAS 1655
Varf rotativ 7628 -80
e) Dispozitiv de prindere al sculei aschietoare
Suport port -cutit din dotarea masinii -unelte
f) Mijloace de control
Calibru pentru filet
Șubler uriaș STAS 1373/3 -73 pentru lungime;
g) Fazele operatiei
– Prindere semif abricat in universal si varf rotativ;
– Realizare filet M24x2;
– Desprindere semifabricat;
– Control;
h) Alegerea dimensiunii intermediare inainte de filetare [5]
dmax = d – ai (tabelul 8.57, pagina 139)
dmax = 24 – 0,14 = 23,86 [mm]
dmin = d – as (tabelul 8.57, pagina 139)
dmin = 24 – 0,28 = 23,72 [mm]
i) Regimurile de aschiere [5]
– Stabilirea adaosului de prelucrare (tabelul 9.32, pagina 181)
Ac = 1,299 [mm]
Acd = 1,149 [mm]
Acf = 0,15 [mm]
– Stabilirea numarului de treceri (tabelul 9.32, pagina 1 81)
id = 9 treceri
if = 3 treceri

101
– Stabilirea adancimii de aschere pe trecere
td = Ac d / id [mm/trecere]
td = 1,149 / 9 = 0,13 [mm/trecere]
tf = Ac f / if [mm/trecere]
tf = 0,15 / 3 = 0,05 [mm/trecere]
– Stabilirea avansului de aschiere
s = p
s = 2 [mm/rot]
– Durabilitatea economica a sculei
Tec = 120 [min] (tabelul 9.10, pagina 161)
– Stabilirea vitezei de aschiere
v = 17 [m/min] (tabelul 9.32, pagina 181)
K1 = 0,8 (tabelul 9.32, pagina 181)
vc = 17 x 0,8 = 13,6 [m/min]
– Stabilirea turatiei semifabricatului
n = 1000 x v c / (Π x d) [rot/min] (relatia 4.14, pagina 61)
n = 1000 x 13,6 / (Π x 24) = 180 [rot/min]
nr = 185 [rot/min]
– Stabilirea vitezei reale de aschiere
vr = Π x D x n r / 1000 [m/min] (relatia 4.15, pagina 61)
vr = Π x 24 x 185 / 1000 = 13,9 [m/min]
Prelucrarea se poate executa pe strungul normal SN 400 x1500 cu urmatorii parametri
reali ai regimului de aschiere :
– Numarul de treceri la degrosare id = 9 treceri
– Numarul de treceri la finisare if = 3 treceri
– Adancimea de aschi ere la degrosare td = 0,13 [mm/trecere]
– Adancimea de aschiere la finisare tf = 0,05 [mm/trecere]
– Avansul de aschiere s = 2 [mm/rot]
– Viteza de aschiere reala vr = 13,9 [m/min]
– Turatia reala a piesei nr = 185 [rot/min]
j) Norma tehnica de timp [5]
– Timpul operativ
top = 3,5 x K t [min] (tabelul 11.9, pagina 286)
top = 3,5 x 1 = 3,5 [min]

102
– Timpul de desevire tehnico -organizatorica
td = tdt + tdo =
x top [min] (tabelul 12.26, pagina 362)
td =
x 3,15 = 0,13 [min]
– Timpul de odihna si necesitati firesti
ton =
x top [min] (tabelul 12.27, pagina 365)
ton =
x 3,15 = 0,11 [min]
– Timpul de pregatire incheiere
tpi = 13 [min] (tabelul 12.6, pagina 349)
– Timpul unitar
tu = top + td + ton = 3,5 + 0,13 + 0,11 = 3,74 [min]

103
Operatia 13 – rectificare de degrosare suprafata 4
a) Schita operatiei cu sem ifabricatul in pozitie de lucru (figura 2.1.13.)

figura 2.1.13.: Rectificare de degrosare

b) Masina unealta si principalele carcateristici: gama de avansuri, gama de turatii, puterea
motorului electric, dimensiunile si curselei mesei, cursele saniilor, conul arborelui principal
etc.
Se alege o masina de rectificat interior si exterior WMW 500 [6] , avand urmatoarele
caracteristici:
– Distanta intre varfuri: 500 [mm] (tabelul 10.11, pagina 228)
– Inaltime varfuri: 125 [mm]
– Inclinatia mesei: 0 – 10
– Diametrul pietrei exterior: 400; 300 [mm]
– Latimea pietrei: 60; 50 [mm]
– Putere motor: piesa – 0,5 [kW]
Piatra exterior – 3,2; 2,0 [kW]
– Numar de rotatii pe minut: piatra exterior – 1900 [rot/min]
piesa – 50 … 100; 200 … 400 [rot/min]

104
– Viteza de inaintare a mesei: 0 … 7 [m/min]
c) Piatra cilindrica plana 400 x 50 x 75 STAS 601/1 -84 [7]
– Materialul abraziv: Cn (tabelul 9.142, pagina 182)
– Granulatie: 50 – 40
– Duritate: J – K
– Liant: C
d) Dispozitivul de prindere al semifabricatului
Universal Ø250 mm STAS 1655
Varf rotativ 7628 -80
e) Dispozitivul de prindere pentru sculele aschietoare
Dorn port piatra accesoriu al masinii – unelte
f) Mijloace de control
Calibru inel T -NT STAS 12896
g) Fazele operatiei
– Prindere semifabricat in universal si varf rotativ;
– Rectificare de degrosare suprafata 4;
– Desprindere semifabricat;
– Control;
h) Adaosurile de prelucrare totale si intermediare, dimensiunile intermediare
– Adaosul de prelucrare pe di ametru
Ac = 0,35 [mm] (tabelul 8.6, pagina 81)
i) Regimurile de aschiere [6]
– Durabilitatea economica a sculei
Tec = 8 [min] (tabelul 9.145, pagina 183)
– Stabilirea adancimii de aschiere si a numarului de treceri
t = 0,02 [mm/trecere] (tabelul 9.148, pagina 184)
i = Ac / (2 x t ) (relatia 5.1, pagina 53)
i = 0,35 / (2 x 0,02 ) = 8,75 = 9 treceri
– Stabilirea avansului longitudinal
s1 = 0,5 x B (tabelul 9.148, pagina 184)
s1 = 0,5 x 50 = 25 [mm/rot]
– Stabilirea vitezei de aschiere
v = 20 [m/sec] (tabelul 9.152 , pagina 186)
– Stabilirea turatiei discului abraziv

105
n = 60000 x v / ( Π x D ) [rot/min] (relatia 5.2, pagina 53)
n = 60000 x 20 / ( Π x 400 ) = 954,9 [rot/min]
nr = 1900 [rot/min]
– Stabilirea vitezei de aschiere reala
vr = Π x D x n r / 60000 [m/s] (relatia 5.3, pagina 53)
vr = Π x 400 x 1900 / 60000 = 39, 8 [m/s]
– Stabilirea vitezei de avans a piesei
vs = 20 [mm/min] (tabelul 9.152 , pagina 186)
– Stabilirea turatiei piesei
np = 1000 x v s / ( Π x d ) [rot/min] (relatia 5.4, pagina 53)
np = 1000 x 20 / ( Π x 36 ) = 176 [rot/min]
npr = 200 [rot/min]
– Stabilirea vitezei de avans reala
vsr = Π x d x n pr / 1000 [m/min] (relatia 5.5, pagina 53)
vsr = Π x 36 x 200 / 1000 = 22,6 [m/min]
– Stabilirea vitezei longitudinal e a mesei
v1 = s1 x npr [m/min] (relatia 5.6, pagina 54)
v1 = 25 x 200 = 5000 [mm/min] = 5 [m/min]
viteza longitudinala a mesei, calculata, se poate realiza pe masina aleasa, care permite o
reglare continua a vitezei mesei in limitele 0 … 7 m/min.
– Verificarea puterii
Ne = 4 [kW] (tabelul 9.154 , pagina 189)
K1 = 0,9
K2 = 0,9
Nr = N e x K 1 x K 2 = 4 x 0,9 x 0,9 = 3,24 [kW]
Nr < N MU
Prelucrarea se poate realiza pe masina de rectificat exterior WMW 500 cu urmatorii
parametrii reali ai regimului de aschiere:
– Adancimea de aschiere t = 0,02 [mm/trecere]
– Numarul de treceri i = 9 treceri
– Avansul longitudinal s 1 = 25 [mm/rot]
– Viteza de aschiere a discului abraziv v r = 39, 8 [m/s]
– Turatia discului abraziv n r = 1900 [rot/min]
– Viteza de avans a piesei v sr = 22,6 [m/min]

106
– Turatia piesei npr = 200 [rot/min]
– Viteza longitudinala a mesei v 1 = 5 [m/min]
– Puterea efectiva N r = 3,24 [kW]
j) Norma tehnica de timp [6]
– Timpul de baza
tb =
x
x K [min] (tabelul 12.75, pagina 408)
L = l – (0,2 .. 0,4) x B D [mm]
L = 70 – 0,3 x 50 = 55 [mm]
h = Ac / 2 = 0,35 / 2 = 0,18 [mm]
K = 1,3
tb =
x
x 1,3 = 0,011 x 9 x 1,3 = 0,13 [min]
– Timpii auxiliari
ta1 = 0,41 [min] (tabelul 12.79, pagina 411)
ta2 = 0,04 [min] (tabelul 12.82, pa gina 415)
ta3 = 0,03 [min] (tabelul 12.82, pagina 415)
t’a3 = 0,03 [min] (tabelul 12.82, pagina 415)
ta4 = 0,31 [min] (tabelul 12.83, pagina 417)
ta = 0,41 + 0,04 + 0,03 + 0,03 + 0,31 = 0,82 [min]
– Timpul de deservire tehnico -organizatoric a
td = tdt + tdo = tdt x tb / Tec + (t b + ta ) x t do / 100 [min] (tabelul 12.84, pagina 417)
td = 1,3 x 0,13 / 8 + (0,13 + 0,82) x 1,5 / 100 = 0,02 + 0,014 = 0,034 [min]
– Timpul de odihna si necesitati firesti
ton = (t b + ta ) x 4 / 100 [min] (tabelul 12.85, pagina 418)
ton = (0,13 + 0,82 ) x 4 / 100 = 0,038 [min]
– Timpul de pregatire incheiere
tpi = 7 + 10 = 17 [min] (tabelul 12.86, pagina 418)
– Timpul unitar
tu = tb + ta + td + ton = 0,13 + 0,82 + 0,034 + 0,038 = 1,022 [min]

107
2.2. Studiul economic
2.2.1. Cara cterul productiei
– Stabilirea coeficientului de serie „ K „
K =

C =
[min/buc] – cadenta
Fn = i x h x z e – fondul de timp normal/an
i = 2 schimburi
h = 8 [ore/schimb]
ze = 254 zile lucratoare/an
Fn = 2 x 8 x 254 = 4064 [ore/ an]
N = 30000 [buc/an]
C =
= 8,12 [min/buc]
– În vederea analizei caracterului producției se ține cont că :
dacă K = 0  2  producție de masă (M);
dacă K = 2  5  producție de serie mare (S.M.);
dacă K = 5  10  producție de serie mijlocie (S.mijl.)
dacă K = 10  20  producție de serie mică (S.m.)
dacă K > 20  producție de unicat (U).
– Determinarea coeficientului de serie pentru fiecare operatie in parte
K1B =
= 1,44
K7B =
= 3,8
K8 =
= 1,7
K10 =
= 6,1
K11 =
= 2,17
K13 =
= 7,9
– Media coeficientilor de serie
– ∑

=
= 3,85
Concluzie: Pentru cele 6 operații tehnologice analizate ș i pentru prelucrarea pe an de
30.000 buc / an într -un regim de 2 schimburi / zi avem o producție de tipul serie mare .

108
2.2.2. Calculul lotului optim de fabricatie [3]
– Stabilirea numarului de repere corespunzatoare lotului optim
n = √
 [buc]
τ = 1 – numarul de loturi aflate simultan in fabricatie
 = 0,2 ÷ 0,25 [lei / 1 leu investit] – pierderea pe care o suporta societatea
Nλ = ( 1 +
) x N + N sg + N s [lei] – programa anuala toatala de fabricatie, inclusiv
piesele de schimb, stoc ul de siguranta, rebuturile.
β = 0,2 % – rebuturi
N = 30000 [buc/an]
Nsg + N s = 10% x N = 10% x 30000 = 3000 [buc] – suma pieselor de schimb si siguranta
Nλ = ( 1 +
) x 30000 + 3000 = 33060 [buc]
Cm = M sf x p [lei] – cost semifabricat
Msf = 2 [kg] – masa semifabricat
p = 20 [lei] – costul unui kg de fonta turnata
Cm = 2 x 20 = 40 [lei]
D = D 1 + D 2 [lei] – cheltuieli dependente de lotul de fabricatie ( pregatire -incheiere,
intretinere si functionare utilaj )
D1 = (1+
) x ∑

x rmi x m i [lei] – cheltuieli cu pregatirea -incheierea fabricatiei si cu
pregatirea administrarii si lansarii lotului
p = (150 ÷ 200) [%] – regia generala a intreprinderii
i = i…k – numarul de operatii active ale procesului tehnologic
mi = 6 – numarul de masini u nelte necesare executarii operatiei i
rmi = 7,5 [lei/ora] – salariul lucratorului
∑
= 114 [min]
D1 = (1+
) x
x 7,5 x 6 = 256,5 [lei]
D2 = ∑

x m i x ai [lei] – cheltuieli cu intretinerea utilajului
ai = 8 [lei/ora] – costul unei ore de intretinere si functionare a utilajului
D2 =
x 6 x 8 = 91,2 [lei]
D = 256,5 + 91,2 = 347,7 [lei]
A’i = 4 ∑

109
A’1 =
= 0,7
A’7 =
= 0,27
A’8 =
= 0,6
A’10 =
= 0,17
A’11 =
= 0,47
A’13 =
= 0,13
A’8 = 4 x ( 0,7 + 0,27 + 0,6 + 0,17 + 0,47 + 0,13 ) = 4 x 2,34 = 9,36
n =√
= 1354 [buc]
Lotul optim n este de 1400 bucati

2.2.3. Calculul timpilor pe bucata pentru fiecare operatie
Pentru o productie anuala de 30.000 de bucati si pentru un lot optim de fabricatie de 696
bucati, timpii unitari se calculeaza astfel:
tbuc,i = tu,i + tpi,i / n [min/buc]
tbuc,i – timpul pe bucata, pentru operati a i [min/buc]
tu,i – timpul unitar, pentru operatia i [min/buc]
tpi,i – timpul de pregatire -incheiere, pentru operatia i [min/lot]
n – marimea lotului optim de fabricatie [buc]
tbuc,op1 = 5,64 + 29,5 / 1400 = 5,66 [min/buc]
tbuc,op7 = 2,12 + 15 / 1400 = 2,13 [min/buc]
tbuc,op8 = 4,76 + 29,5 / 1400 = 4,78 [min/buc]
tbuc,op10 = 1,33 + 10 / 1400 = 1,33 [min/buc]
tbuc,op11 = 3,74 + 13 / 1400 = 3,75 [min/buc]
tbuc,op13 = 1,022 + 17 / 1400 = 1,03 [min/buc]

2.2.4. Calculele economice justificativ e pentru stabilirea variantei economice
pentru cele doua operatii tratate in 2 variante
Se va calcula costul unei operatii a procesului tehnologic in cele doua variante, dupa
care se va concluziona care dintre ele este mai avantajoasa a fi utilizata.
Astfel costul unei operatii a procesului tehnologic X piese se va calcula cu relatia:
Cx = A x X + B [ron]

110
A – cheltuieli independente de marimea lotului [ron/buc]
B – cheltuielile speciale [lei/productia anuala] – cheltuieli cu amortizarea si intretinerea SDV –
urilor
A = ∑

Ai = A 1 + A 2 + A 3 + A 4 + A 5 [lei]
A1 = C m [lei] – cost semifabricat
A2 =
[lei] – costul manoperei
A3 = 4,5 x A 2 [lei] – cheltuieli indicate de sector
A4 = (20 % ÷ 25 %) x (A 1 + A 2 + A 3) [lei] – cheltuieli indicate generale
A5 = 2,3 x 10-7 x 1,4 x C MU x tbuc [lei] – costul exploatarii MU
B = C DPSF x (a+i)/100 [lei / programa anuala]
CDPSF = K x n – costul de prindere a semifabricatelor, a sculelor si a verificatoarelor, in care:
K – coeficientul echivalent costului mediu pe piesa componenta a dispozitivului
K = 105 – pentru dispozitive simple
K = 210 – pentru dispozitive de complexitate medie
K = 315 – pentru dispozitive complexe
n – numarul de piese componente a SDV -urilor
a – cota anuala de amortizare a SDV -urilor
i – cota de intretinere a SDV -urilor
i = 20 ÷ 30 ( adopt i = 20 )
B = C DPSF x
= 1,2 x K x n
Operatia 1 – varianta A ( frezare frontala si centruire )
A1 = C m = 40 [lei]
A2 =
[lei]
A2 =
= 1 [lei]
A3 = 4,5 x A2 [lei]
A3 = 4,5 x 1 = 4,5 [lei]
A4 = (20 % ÷ 25 %) x (A 1 + A 2 + A 3) [lei]
A4 = 0,25 x (40 + 1 + 4,5) = 11,36 [lei]
A5 = 2,3 x 10-7 x 1,4 x C MU x tbuc [lei]
A5 = 2,3 x 10-7 x 1,4 x 1,4 x 105
x 8,15 = 0,38 [lei]
A = 40 + 1 + 4,5 + 11,36 + 0,38 = 57,24 [lei]

111
B = 1,2 x 105 x 8 = 1008 [lei]
Cx1 = 57,24 x X + 1008
Operatia 1 – varianta B ( strunjire frontala si centruire )
A1 = C m = 40 [lei]
A2 =
[lei]
A2 =
= 0,7 [lei]
A3 = 4,5 x A 2 [lei]
A3 = 4,5 x 0,7 = 3,15 [lei]
A4 = (20 % ÷ 25 %) x (A 1 + A 2 + A 3) [lei]
A4 = 0,25 x (40 + 0,7 + 3,15) = 10,9 [lei]
A5 = 2,3 x 10-7 x 1,4 x C MU x tbuc [lei]
A5 = 2,3 x 10-7 x 1,4 x 1,4 x 105
x 5,64 = 0,25 [lei]
A = 40 + 0,7 + 3,15 + 10,9 + 0,25 = 55 [lei]
B = 1,2 x 105 x 14 = 1764 [lei]
Cx2 = 55 x X + 1764
Concluzie
Daca X = 0 → C x1 = 1008 [lei]
→ C x2 = 1764 [lei]
Daca C x1 = C x2 vom avea:
57,24 x X + 1008 = 55 x X + 1764
2,24 x X = 756
Xcr = 337
Xcr – numarul de bucati pentru care prelucrarea se efectueaza la acelasi pret in ambele
variante.
X < X cr → C x2 > C x1
Pentru lotul de 30.000 de bucati, varianta a 2 -a este cea mai economica

Operatia 7 – varianta A ( gaurire cu un burgiu )
A1 = C m = 40 [lei]
A2 =
[lei]
A2 =
= 0,4 [lei]
A3 = 4,5 x A 2 [lei]

112
A3 = 4,5 x 0,4 = 1,8 [lei]
A4 = (20 % ÷ 25 %) x (A 1 + A 2 + A 3) [lei]
A4 = 0,25 x (40 + 0,4 + 1,8) = 10,55 [lei]
A5 = 2,3 x 10-7 x 1,4 x C MU x tbuc [lei]
A5 = 2,3 x 10-7 x 1,4 x 1,4 x 105
x 3,22 = 0,15 [lei]
A = 40 + 0,4 + 1,8 + 10,55 + 0,15 = 52,9 [lei]
B = 1,2 x 105 x 8 = 1008 [lei]
Cx1 = 52,9 x X + 1008
Operatia 7 – varianta B ( gaurire cu cap multiax)
A1 = C m = 40 [lei]
A2 =
[lei]
A2 =
= 0,27 [lei]
A3 = 4,5 x A 2 [lei]
A3 = 4,5 x 0,27 = 1,21 [lei]
A4 = (20 % ÷ 25 %) x (A 1 + A 2 + A 3) [lei]
A4 = 0,25 x (40 + 0,27 + 1,21) = 10,37 [lei]
A5 = 2,3 x 10-7 x 1,4 x C MU x tbuc [lei]
A5 = 2,3 x 10-7 x 1,4 x 1,4 x 105
x 2,12 = 0,1 [lei]
A = 40 + 0,27 + 1,21 + 10,37 + 0,1 = 51,95 [lei]
B = 1,2 x 105 x 14 = 1764 [lei]
Cx1 = 51,95 x X + 1764

Concluzie
Daca X = 0 → C x1 = 1008 [lei]
→ C x2 = 1764 [lei]
Daca C x1 = C x2 vom avea:
52,9 x X + 1008 = 51,95 x X + 1764
0,95 x X = 756
Xcr = 795
Xcr – numarul de bucati pentru care prelucrarea se efectueaza la acelasi pret in ambele
variante.
X < X cr → C x2 > C x1
Pentru lotul de 30.000 de bucati, varianta a 2 -a este cea mai economica

113
Determinarea eficientei economice a solutiilor tehnologice propuse
Pentru programa anuala de fabricatie X = N = 30.000 bucati, diferenta dintre cele doua costuri
aferente celor doua variante va fi:
Pentru operatia 1
Cx1 – Cx2 = ( 57,24 x X + 1008 ) – (55 x X + 1764 ) = 66444 [lei]
Pentru operatia 7
Cx1 – Cx2 = (52,9 x X + 1008) – (51,95 x X + 1764) = 27744 [lei]
Economia anuala realizata prin adoptarea variantelor economice pentru cele doua variante va
fi:
E = 66444 + 27744 = 94188 [lei]

114
2.3. Probleme de orgaizare a procesului tehnologic
2.3.1. Calculul numarului de masini unelte necesare si a gradului de incarcare
pentru cele 6 operatii in varianta economica

Formule de calcul generale care se vor aplica la fiecare operatie in parte:
– Gradul de incarcare pentru utilajul „i” la operatia „j”
Fop ( U i ) =
[ore]
– Numar de utilaje MU „i” la operatia „j”
N ( U i ) =

4128 [ore lucratoatre / an] – intr-un regim de 2 schimburi / zi
N = 30.000 [buc] – programa anuala
tbucj – timpul pe bucata la operatia „j”
a) Operatia 1 Frezare + Centruire
Op1 ( F + C II ) =
= 2820 [ore]
N ( MFC 160 ) =
= 0,68
– Este necesara o masina de frezat si centruit MFC 160
b) Operatia 7 Gaurire
Op7 ( G II ) =
= 1060 [ore]
N ( MG ) =
= 0,25
– Este necesara o masina de gaurit vertical Infrati rea Oradea A2
c) Operatia 8 Frezare
Op8 ( G ) =
= 2380 [ore]
N ( MF) =
= 0,57
– Este necesara o masina de frezat universala de scularie FUS 200
d) Operatia 10 Filetare
Op10 ( Fil ) =
= 665 [ore]
N ( MFil ) =
= 0,16
– Este necesara o mașina de filetat cu tarozi USRB
e) Operatia 11 Filetare
Op11 ( Fil ) =
= 1870 [ore]

115
N ( MFil ) =
= 0,45
– Este necesara un strung normal SN 400 x 1500
f) Operatia 11 Rectificare
Op13 ( R ) =
= 511 [ore]
N ( MR ) =
= 0,12
– Este necesara o masina de rectificat interior si exterior WMW 500
Concluzie: pentru realizarea celor 6 operatii in varianta economica avem nevoie de
urmatorul parc de MU:
– o masina de frezat si centruit MFC 160;
– o masina de gaurit vertical Infratirea Oradea A2 ;
– o masina de frezat universala de scularie FUS 200;
– o mașina de filetat cu tarozi USRB;
– un strung normal SN 400 x 1500;
– o masina de rectificat interior si exterior WMW 500.

2.3.2. Norme de tehnica securitatii muncii
a) Strunguri
Înainte de începerea lucrului, strungarul va verifica starea strungului și în cazul în care
constată unele defecțiuni, va anunța imediat maistrul. Începerea este permisă numai după
remedierea defecțiunilor constatate;
Strungurile trebuie să funcționeze c u sistemul de frânare în perfectă stare. Se interzice
frânarea mandrinei cu mână;
Înainte de începerea lucrului, muncitorul trebuie să verifice modul în care este ascuțit
cuțitul și dacă profilul acestuia corespunde prelucrării pe care trebuie să o execut e, precum și
materialul din care este confecționată piesa. Se vor folosi cuțite de strung cu prag special
pentru sfărâmarea așchiilor,
La cuțitele de strung prevăzute cu plăcuțe din carburi metalice, se va controla cu atenție
fixarea plăcuței pe cuțit, pr ecum și starea acesteia. Nu se permite folosirea cuțitelor de strung
care prezintă fisuri, arsuri sau deformații. Cuțitele cu plăcuțe din cabruri metalice sau
ceramice vor fi ferite de șocuri mecanice;
Fixarea cuțitelor de strung în suport trebuie făcută astfel încât înălțimea cuțitelor să
corespundă procesului de așchiere;

116
Lungimea cuțitului care iese din suport nu trebuie să depășească 1,5 ori înălțimea
corpului cuțitului,ptr.strunjirea normală.
Fixarea cuțitului în suport se va face cu cel puțin 2 ș uruburi. În cazul în care se fixează
mai multe cuțite în suport, se vor lua măsuri pentru prevenirea contactului cu muchiile
ascuțite ale cuțitelor;
Pentu susținerea pieselor lungi se vor utiliza linete:
Piesa de prelucrat trebuie fixată bine în mandrina sau întrevârfuri și perfect centrată,ptr
a nu fi smulsă ;
La prelucrarea între vârfuri se vor folosi numai antrenoare(inimi de andtrenare) de tip
protejat sau șaibe de antrenare protejate;
Se interzice urcarea pe platoul strungului Carusei în timp ce mașina este conectată la
rețeaua electrică:
La prelucrarea pieselor prinse cu bucșe elastice, strângerea, respectiv desfacerea
bucșei se va face numai după oprirea completă a mașinii;
Angajarea cuțitului în material trebuie făcută lin, după punerea în mișc are a axului
principal. În cazul contrar există pericolul ungerii piesei din universal sau a ruperii cuțitului.
La oprire se va îndepărta mai întâi cuțitul și apoi se va opri mașina;
Dacă în timpul prelucrăriise produc vibrații puternice,strungul trebuie o prit imediat,
procedându -se la constatarea și înălțarea cauzelor;
Atingerea pieselor cu mâna, respectiv măsurarea lor în timpul rotirii este interzisă;
Îndepărtarea așchiilor trebuie făcută numai după oprirea completă a mașinii, cu
ajutorul unor dispozitiv e adecvate(cârlige,cocomplită,perii). Se interzice curățarea str ungului
cu jet de aer estimat.
b) Mașini de găurit și alezat
Înainte de fixarea piesei pe masa mașinii, se vor curăța masa și canalele de așchii;
Curățarea se face numai după oprirea mașinii;
Prinderea și desprinderea piesei pe masa mașinii se va face numai după oprirea
completă a axului principal;
Piesa de găurit sau alezat trebuie să fie fixată rigid pe masa mașinii ,cu dispozitive
speciale sau menghină, nicidecum nu se va fixa sau ține cu mâna ;
Mandrinele de prindere se vor strânge și desface numai cu chei adecvate;
Este interzisă frânarea cu mâna a mandrinei în timpul funcționării ;
Burghiul sau alezorul din axul principal /mandrină trebuie să fie bine centrat și fixat;
Scoaterea burghiului sa u alezorului se va face numai cu scule speciale;

117
Se interzice frânarea burghiului cu mâna ;
c) Mașini de frezat
Pe mașina de frezat se vor executa numai operațiile pentru care a fost destinată mașina
de întreprinderea constructoare.
Mașinile de frezat la car e se execută frezarea rapidă trebuie să fie prevăzute cu ecrane
de protecție înainte de montarea frezei se va verifica ascuțirea acesteia, verificându -se dacă
aceasta corespunde materialului ce urmează să se prelucreze, precum și modelul de lucru
indicat î n fișa de operație.
Montarea și demontarea frezei se va face cu mâinile protejate după fixarea și reglarea
frezei, se va regla și dispozitivul de protecție, astfel încât dinții frezei să nu poată prindă
mâinile sau hainele muncitorului.
Fixarea pieselor pe masa mașinii de frezat trebuie să se execute cu dispozitive speciale
de fixare sau în menghină. Se interzice orice improvizație la fixarea pieselor.
La fixarea pieselor cu suprafețe neprelucrate și cu încălcări în menghine sau direct pe
masa mașinii, se v or folosi menghine cu fălci zimțate sau plăci de reazem și destrângere cu
zimți.
Verificarea cotelor pieselor fixate pe masa mașinii, precum și a calității suprafeței
prelucrate se vor face numai după oprirea mașinii. În timpul funcționării mașinii de frez at nu
se permite ca pe masa ei să se găsească scule sau alte piese nefixate.
La operația de frezare, cuplarea avansului se va face numai după pornirea prealabilă a
axului frezei. La oprirea mașinii de frezat se va decupla inițial avansul i ar apoi se va opri axul
frezei.
d) Mașini de rectificat, polizoare și corpuri abrazive.
Mașinile care lucrează cu corpuri abrazive și la care în timpul lucrului se degajă noxe
trebuie să fie prevăzute cu o instalație de absorbție.
La fiecare mașină care lucrează cu corpuri abrazive trebuie să fie indicate în mod
vizibil turația arborelui în rotații / minut, diametru exterior și viteza periferică maximă
corpului abraziv.
Mesele mașinilor de rectificat plan trebuie să fie prevăzute cu ingrǎdiere pentru
reținerea pieselor în c azul în crare se produce desprinderea lor.
La mașinile de rectificat plan cu platou magnetic și avans mecanic, cuplarea avansului
trebuie să fie posibilă numai după conectarea platoului magnetic. Poziția la conectare trebuie
să fie semnalizată de o lampă d e semnalizare în cazul platourilor electromagnetice și cu
marcaj deosebit în cazul platourilor permanent magnetice.

118
Polizoarele fixe trebuie să fie prevăzute cu un suport de sprijin reglabil în plan
orizontal și vertical care să permită reglarea lui astfel încât distanța dintre corpul abraziv și
suport să fie mai mare de 3 mm.
Carcasele de protecție ale mașinilor de rectificat trebuie să protejeze pe muncitor
împotriva așchiilor, prafului precum și a stropirii cu lichid de răcire.
În timpul exploatării corp urilor abrazive, acestea trebuie să fie protejate cu carcase
care vor acoperi întreaga porțiune nelucrătoare a corpului abraziv, precum și capătul
arborelui.
Alegerea corpului abraziv se va face în funcție de materialul de prelucrat, forma
piesei,
calitate a suprafeței prelucrate, precum și tipul și caracteristicile mașinii.
Corpurile abrazive se vor feri de lovituri și trepidații.
Fixarea corpulu abraziv trebuie executată astfel încât să adigure o centrare corectă a
acestuia în raport cu axa de rotație.
Corpul abraziv trebuie să intre cu joc pe arborele mașinii sau pe butucul flanșei de
fixare. Jocul dintre alejazul corpul abraziv și arborele mașinii sau butucul flanșei va fi cuprins
intre următoarele limite:
– 0,1….0,5 mm la diametrul alejazului pană la 100 mm
– 0,2….1 mm la diametrul alejazului între 250 și 101 mm
– 0,2…..1,2 mm la diametrul alejazului peste 250 mm.
Se permite numai utilizarea corpurilor abrazive verificate la sunet, încercate la rotire și
echilibrate și la care bătaia nu depășește valo area admisă.
Se interzice utilizarea corpurilor abrazive care s -au folosit în prealabil pentru prelucrarea
metalelor feroase, pentru prelucrarea uscată a aliajelor de magneziu.

119
2.4. Proiectare SDV -uri
2.4.1. Proiectare cuțit de strung
Se proiectează un cuțit de strung în vederea prelucrării de la operația numărul 5, strunjire
de finisare, din cadrul procesului tehnologic de prelucrare a reperului Bulon KK-85 [1].
1. Schema de așchiere – în cadrul acestei etape se stabilește poziția rel ativă dintre sculă și
semifabricat, mișcarea principală de așchiere cât și mișcările de avans necesare generării
suprafeței. .
Se utililizeaza schema de așchiere pentru strunjire longitudinală
2.Analiza piesei de prelucrat
– Analiza materialului piesei (tabelul 2.4.1.)
Tabelul 2.4.1.
Romania STAS Stare/Duritate HB Grupa de prelucr.
Fc 200 160 14
3.Stabilirea regimului de aschiere
– Stabilirea adancimii de aschiere
Ap =
=
= 0,17 [mm]
– Stabilirea avansului
s = 0,10 … 0,15 [mm/rot]
sr = 0,12 [mm/rot]
– Stabilirea vitezei de aschiere
v = 124 [m/min]
– Stabilirea turatiei
nnec =
=
= 1130 [rot/min]
n = 955 [rot/min]
– Stabilirea vitezei efective de aschiere
Vef =
=
= 108 [m/min]
4.Calculul fortelor de aschiere
Forta principala de aschiere
Fy = a * b * Kc * K F
a = f * sin K r = 0,1 * sin75  = 0,1
b = a p / sin K r = 0,17 / sin 75  = 1,04
KF = 1,018

120
Kc = 2096
Fy = 0,1 * 1,04 * 2096 * 1,018 = 222 [N]
FR = 1,12 * Fy = 1,12 * 222 = 249 [N]
5. Calculul puterii
Pe =
* K VB =
* 1,12 = 1,3 [kW]
VB = 0,3 => K VB = 1,12
6.Verificarea masinii -unelte
Putere motor m -u = 7 kW
Putere necesara = 1,3 kW
7.Calculul sectiunii co rpului cutitului
Cutit cu sectiune patrata
B = √
= √
= 7,75 [mm]
Adopt H = B = 20 [mm]
Lungime cutit L = 180 [mm]
8.Verificarea sagetii cutitului
f =
=
= 0,0037
Iz =
=
13,3
fa = 0,25 * T p = 0,25 * 0,019 = 0,00475
Tp = 0,051 – 0,032 = 0,019
f < f a
9.Alegerea placutei aschietoare
– Alegerea formei placutei
I – placute cu laturi si unghiuri egale – Placute triunghiulare – T
– Alegerea unghiului de asezare
0 – N
– Alegerea preciziei placutei
M – m (inaltimea placutei) – de la ± 0,08 … ± 0,18
s (grosimea placutei) – ±0,13
d (diametrul inscris) – de la ±0,05 … ±0,13
– Alegerea formei suprafetei de degajare
G – alezaj cilindric de fixare – sfaramator de aschii pe ambele fete

121
– Alegerea marimii placutei
b = l a =

 = 1
– simbolul laturii placutei 22
– simbolul marimii placutei 04
– simbolul grosimii placutei 08

Notare placuta TNMG 22.04.08
2.4.2. Proiectare Dispozitiv
Se proiecteaza un dispozitiv pentru prinderea semif abricatului în vederea prelucrării la
operația numărul 7, de găurire, din cadrul procesului tehnologic de prelucrare a reperului
Bulon KK -85.
Proiectarea schemei de orientare (tabelul 2.4.2.)
Tabel 2.4.2 . – Identificarea și analizarea condițiilor tehnice impuse prelucrării
Nr. condiției
tehnice
Condițiile tehnice impuse
prelucrării De unde
rezultă
condiția
tehnică Condiții
tehnice
dimen –
sionale
(C.DI.) Condiții tehnice de poziție relativă
(C.P.R.)

Obs Poziție relativă
construc -tivă
(P.R.C.) Poziție relativă
de orientare
(P.R.O)
C1 Respectarea diametrului găurii
Ø 10,2 mm desen x – – –
C2 Respectarea conditiei de
simetrie Δ2 subînțeleasă – – x +
C3 Respectarea diametru Ø78
± 0,05 desen – x – –
C4 Respectarea condiției de
simetrie Δ1 subînțeleasă – – x +
C5 Respectarea conditiei de
perpendicularitate subînțeleasă – – x +
C6 Respectare α = 60  desen – – x +
C7 Respectarea rugozitatii desen x – – –

122
Bazele de cotare sunt identificate și notate pe schița operației. De asemenea pe schiță sunt notate și bazele
de orientare adoptate.
Pentru realizarea dispozitivului, în funcție de condițiile tehnice impuse prelucrării, de forma și
dimensiunile semifabricatului și de schemele de orientare tipi ce clasei de repere în care se încadrează piesa
prelucrată, se propune schema de orientare prezentată prin simboluri convenționale adecvate pe schița operației.
Pentru a putea fi acceptată această schemă de orientare propusă se impune verificarea preciziei de orientare
caracteristice acesteia. Se impune calculul erorilor de orientare admisibile (  ).
Erorile de orientare reale sunt determinate și prezentate în tabelul 2.4.3 .

Tabel 2.4.3 .– Erorile de orientare reale

Condițiile
tehnice
determinante
(P.R.O.)

Ci
Tipul (natura)
condiției tehnice
determinante

Toleranța
prescrisă

Precizia
medie
economică

Eroarea de
orientare
admisibilă

Obs.
C2 Liniară 0,6 0,2 0,4 ISO 2768
C4 Liniară 0,6 0,2 0,4 ISO 2768
C5 Liniară 0,4 0,13 0,27 ISO 2768
C6 De pozitie 60’ = 1 20’ 40’ ISO 2768

Proiectarea schemei de fixare
Pentru conservarea schemei de orientare adoptată anterior se propune schema de fixare
reprezentată prin simboluri convenționale pe schița operației.
ΣM(c): Mz – Mf – Ffbs * b = 0
ΣF(y): S – Ff + Ff bs + Ft = 0
ΣF(z): N – G – Fz = 0
Ffbs = (Mz – Mf) : b
=(7810 – 2560) : 15 = 349,8 daN
Ft =
=
= 1562
S = Ff – Ft – Ffbs
= 2330 – 1562 – 349,8 = 318,2 daN
N = G + Fz
= 1,9 + 26,05 = 27,95 daN
iCT
=1
2TiC
  -T = )C(C ia
0 i

123
În concluzie, se poate proiecta un dispozitiv de prindere a semifabricatului la operația
analizată folosind prinderea stabilită.

2.4.3. Proiectare calibru inel T -NT Ø 36 h6
Se proiectează un calibru inel T-NT pentru controlul dimensiunii Ø 36 h6 ( operația 13
rectif icare de degroșare ).
– Abaterile se iau din SREN 20286 -2:
– Din STAS 2980/1 -87 se alege forma constructive a calibrelor:
Calibru inel neted fix Trece (T)
Calibru inel neted fix Nu Trece (NT) conform STAS 12896 .
– Cu ajutorul STAS 8222 -68 se calculează dimensiunile părților active ale calibrului :
NT : d min ± H/2 = 35,975 ± 0,0055
T : nou (d max – z ) ± H/2 = 35,9965 ± 0,0055
uzat d max + y = 36,003
unde : H = 0,011 mm;
z = 0,0035 mm;
y = 0,003 mm.
– Restul dimensiunilor calibrului .
d = Ø 36 mm;
D = Ø 71 mm;
L1 = 24 mm;
L2 = 18 mm;
b = 2 mm;
c = 1 mm.
Calibrul nou se va da muncitorului care execută oper ația de prelucrare a suprafeței
controlate iar calibrul uzat se va da la controlor.
Materialul din care se execută partea activă a calibrului es te oțel de scule OSC
10 STAS 1700 -80.
Pentru mărirea rezistenței la uzură, părțile active ale calibrului pot fi supuse unui
tratament de cromare dura sau alt procedeu de durificare superficială.
Dacă se impune carburării, grosimea stratului de carburare , după rectificare, trebuie să
fie de minim 0,5 mm, conform STAS 2500/1 -85.

124
Bibliografie

1. Beju, L., Muntean, A., Br îndașu, P., Bădescu, M., Proiectarea cuțitelor de strung, Ed.
Universității „Lucian Blaga” Sibiu, 2001;
2. Dușe. D., Bologa. O. Tehnologii de prelucrare tipizate, Ed. Universității din Sibiu ,
1995.
3. Popescu, I. Tehnologia construcțiilor de mașini. Bazele teoretice , vol. II, I.I.S. Sibiu,
1980.
4. Popescu, I., Minciu, C., Tănase, I., Brîndașu , D., s.a. Scule așchietoare, Dispozitive de
prindere a sculelor așchietoare, Dispozitive de prindere a semifabricatelor, Mijloace de
măsurare, Elemente pentru proiectarea tehnologiilor, vol. I, Ed. Matrix, București ,
2005
5. Vlase. A., Regimuri de așchiere, adaosuri de prelucrare, și norme tehnice de timp, vol.
I, Ed. Tehnică, București , 1984.
6. Vlase. A., Regimuri de așchiere, adaosuri de prelucrare, și norme tehnice de timp, vol.
II, Ed. Tehnică, București , 1985.
7. XXXXX Scule așchietoare și portscule, Colecția STAS, v ol. II, Ed. Tehnică,
București, 1987.
8. G.M.Sayeed Ahmed, P.Ravinder Reddy, N.Seetharamaiah – FEA Based Modeling of
Magneto Rheological Damper to Control Vibrations during Machining
9. Hamed Moradi, Gholamreza Vossoughi, Mehdi Behzad, Mohammad R. Movahhedy –
Vibration absorber design to suppress regenerative chatter in nonlinear milling
process: Application for machining of cantilever plates
10. Qinghua Song, Ganggang Ju, Zhanqiang Liu, Xing Ai – Subdivision of chatter -free
regions and optimal cutting parameters based on vibration frequencies for peripheral
milli ng process
11. R. Rusinek, M.Wiercigroch, P.Wahi – Modelling of frictional chatter in metal cutting
12. Silent Tools – Application Guide, Sandvik Coromant
13. S.J. Zhang, S.To, G.Q.Zhang, Z.W.Zhu – A review of machine -tool vibration and its
influence upon surface gene ration in ultra -precision machining
14. Y.L.Cheung, W.O.Wong, L.Cheng – A subsystem approach for analysis of dynamic
vibration absorbers suppressing broadband vibration
15. Zhongtao Fu, Xiaoming Zhang, XuelinWang,WenyuYang – Analytical modeling of
chatter vibrati on in orthogonal cutting using a predictive force model

125
16. https://en.wikipedia.org/wiki/Machining_vibrations
17. https://en.wikipedia.org/wiki/Nyquist_plot
18. https://en.wikipedia.org/wiki/Vibration
19. http://www.sensorsmag.com/sensors/acceleration -vibration/a -practic al-approach –
vibration -detection -and-measurement -par-951

126

OPIS
Lucrar ea conține:
Partea scrisă:
 126 de pagini
 13 tabele
 56 de figuri

Partea grafică:
 Formate A0 : 3
 Formate A1 : 1
 Formate A3 : 1
 Formate A4: 4

Declar pe propria răspundere că am elaborat personal proiectul de diplomă, nu am
folosit alte materiale documentare în afara celor prezentate în proiect la capitolul Bibliografie.

Semnătura autoru lui,

Sunt de acord cu prezentarea Lucrării de Diplomă în sesiunea iunie 2015 a candidatului
Gosa Adrian – Vasile cu tema rezolvată în prezentul proiect.

Data predării: iunie 2015 Semnătura conducatorului,