Partea I ………………………….. ………………………….. ………………………….. …………………………….. [632333]

3
Cuprins
Partea I ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………………… 6
Capitolul 1 ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………… 7
Stadiul actual al tehnologiei ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………….. 7
1.1 Introducere in construcția aditivă ………………………….. ………………………….. ………………………….. ….. 7
1.2 De la modelul virtual tridimensional la modelul fizic ………………………….. ………………………….. …… 8
1.3 Erorile ce pot apărea în fișierul STL ………………………….. ………………………….. ………………………….. 9
1.4 Fazele procesului de construcție aditivă ………………………….. ………………………….. ……………………. 10
1.5 Principalele procese de fabricație prin adăugare de material ………………………….. ……………………. 11
1.5.1 Procese care folosesc materie primă în stare lichidă ………………………….. …………………………. 12
1.5.1.1 Stereolitografia ………………………….. ………………………….. ………………………….. …………….. 13
1.5.1.2. Proces hibrid bazat pe injecția materialului în stare lichidă ………………………….. ………… 15
1.5.1.3 Proces bazat pe înghețarea rapidă a lichidului ………………………….. ………………………….. .16
1.5.2 PROCESE CARE FOLOSESC MATERIE PRIMĂ ÎN STARE SOLIDĂ ………………………. 17
1.5.2.1. Proces bazat pe extrudarea materialului (FDM) ………………………….. ………………………… 17
1.5.3 PROCESE CARE FOLOSESC MATERIE PRIMĂ SUB FORMĂ DE PULBERI …………… 19
1.5.3.1. Sinterizarea selectivă cu laser (SLS) ………………………….. ………………………….. …………… 20
15.3.2 Tipărirea tridimensională (3D Printing) ………………………….. ………………………….. ………… 21
1.5.3.3 Topirea selectivă cu laser (SLM) ………………………….. ………………………….. ………………… 24
1.5.3.4DIRECTED ENERGY DEPOSITTON (ASTM), LASER CONSOLIDATION …………. 25
1.6 Stabilirea procesului optim de prelucrare a unui reper impus in tema de proiectare ………………… 26
Capitolul 2 ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………. 28
Proiectarea constructiv funcțională a unei mașini de construcție aditivă ce utili zează metoda “Fused
Depsition Modeling” ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. 28
2.1 Proiectarea axei „X” ………………………….. ………………………….. ………………………….. …………………. 28
2.1.1 Proiectarea mesei de lucru ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……. 29
2.1.2 Proiectarea Sistemul de glisare ………………………….. ………………………….. ………………………….. 31
2.1.3 Proiectar ea constructiv funcțională a ghidajelor ………………………….. ………………………….. …..34
2.1.4 Alegerea motorului electric de acționare ………………………….. ………………………….. …………….. 38
2.1.5 Proiectarea plăcilor de susținere a ghidajelor ………………………….. ………………………….. ………. 41
2.16 Proiectarea transmisiilor prin curele ………………………….. ………………………….. ……………………. 44
2.2 Proiect area axei „Y” ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………….. 46
2.2.1 Determinarea cursei de lucru ………………………….. ………………………….. ………………………….. …46
2.2.2 Alegerea capul extruzor ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……….. 47

4
2.2.3 Proiectarea Sistemul de glisare ………………………….. ………………………….. ………………………….. 48
2.2.4 Proiectarea constructiv funcțională a ghidajelor ………………………….. ………………………….. …..50
2.2.5 Alegerea motorului electric de acționare ………………………….. ………………………….. …………….. 54
2.2.6 Proiectarea transmisi ilor prin curele ………………………….. ………………………….. …………………… 56
2.2.7 Proiectarea plăcii de capăt pentru prinderea ghidajelor ………………………….. …………………….. 57
2.3 Proiectarea axei „Z” ………………………….. ………………………….. ………………………….. …………………. 58
2.3.1 Alegerea motorului electric de acționare ………………………….. ………………………….. ………………… 58
2.3.2 Proiectarea Placa de prindere a componentelor axei Z ………………………….. …………………………. 60
2.3.3 Proiectarea cuplei de prindere pentru ghidajul cilindric ………………………….. ………………………… 60
2.3.4 Proiectarea coloanelor de sustinere ………………………….. ………………………….. ……………………….. 61
Partea II ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. …………………… 63
Capitolul I. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………. 64
TEMA PROIECTULUI ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ..64
1.1 Verificarea desenului de execuție ………………………….. ………………………….. ………………………….. ..65
1.2 Analiza tehnologicității de fabricație piesei ………………………….. ………………………….. ………………. 66
3. Alegerea semifabricatului ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………. 66
1.4 STABILIREA TRASEULUI TEHNOLOGIC ………………………….. ………………………….. …………… 67
1.4.1 Stabilirea succesiunii operațiilor ………………………….. ………………………….. ……………………….. 67
1.4.2 Traseul tehnologic de prelucrare ………………………….. ………………………….. ……………………. 69
1.5 CALCULUL ADAOSULUI DE PRELUCRARE ………………………….. ………………………….. ……… 71
ȘI AL DIMENSIUNILOR INTERMEDIARE ………………………….. ………………………….. ……………. 71
1.5.1 Noțiuni de bază ………………………….. ………………………….. ………………………….. …………………… 71
1.5.2 Calculul adaosurilor de prelucrare și al dimensiunilor intermediare ………………………….. ……. 73
1.5.2.1 Suprafață cilindrică exterioară C ………………………….. ………………………….. ……………….. 73
1.5.2.2 Suprafață cilindrică exterioară B ………………………….. ………………………….. ………………… 75
1.5.2.3 Suprafețele cilindrice exterioare E și G ………………………….. ………………………….. ……….. 76
1.5.2.4 Suprafețele cilindrice exterioare D și F ………………………….. ………………………….. ………… 77
1.5.2.5 Suprafața cilindrică exterioară I ………………………….. ………………………….. ………………….. 77
1.5.2.6 Suprafața cilindrică exterioară H ………………………….. ………………………….. …………………. 78
1.5.2.7. Su prafețele frontale de capăt M și N ………………………….. ………………………….. …………… 78
1.6 DETERMINAREA REGIMURILOR DE AȘCHIERE ………………………….. ………………………….. .79
1.6.1 Noțiuni de bază ………………………….. ………………………….. ………………………….. …………………… 79
1.6.2 Alegerea mașinii – unelte ………………………….. ………………………….. ………………………….. …….. 79
1.6.3 Alegerea sculel or așchietoare ………………………….. ………………………….. ………………………….. ..82

5
1.6.4 Calculul parametrilor regimurilor de așchiere ………………………….. ………………………….. ……… 83
1.6.4.1 Debitarea semifabricatului ………………………….. ………………………….. ………………………… 83
1.6.4.2 Strunjirea ………………………….. ………………………….. ………………………….. …………………….. 83
1.7 CALCULUL NORMEI DE TIMP ………………………….. ………………………….. ………………………….. .86
1.7.1 Debitarea ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. .86
1.7.2 Frezarea suprafețelor frontale de capăt ………………………….. ………………………….. ………………. 86
1.7.3 C entruirea ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. 86
1.7.4 Strunjirea de degroșare ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………… 87
1.7.5 Strunjirea de fin isare ………………………….. ………………………….. ………………………….. …………… 87
1.7.6 Strunjirea canalelor ………………………….. ………………………….. ………………………….. …………….. 87
1.7.7 Frezarea canalului de pana ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……88
1.7.8 Dantura canelurilor ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………… 88
1.7.9 Rectificarea de degroșare ………………………….. ………………………….. ………………………….. …….. 88
1.7.10 Rectificarea de finisare ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………. 88
1.8 CALCULUL TEHNICO – ECONOMIC ………………………….. ………………………….. ………………….. 89
Bibilografie ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………. 92

6

Partea I

7
Capitolul 1
Stadiul actual al tehnologiei
1.1 Introducere in construcția aditivă
În ultimele trei decenii, au fost utilizate împreună precum sinonime pentru aceeași
tehnologie următorii termeni: prototipuri rapide, formă liberă de fabricare. Peste acești termeni ne
sunt prezentați și alții introduși de către constructorii de sisteme aditive, derivați din utilizarea de
descriere a unei faze comerciale și acronimi pentru propriile produse pentru a le putea distinge de
concurenți prezenți la cea vreme pe piață.
Actual constr ucția aditivă este la fel definită în modul impropriu precum “Imprimare 3D”.
Termenul de imprimare tridimensională sau 3DP în realitate naște brevete de invenție chiar din anii
1989. În brevetul 4575330 din Statele Unite ale Americii depus în anul 1984 de către Charles W.
Hull, acesta vorbește în brevetul său despre” aparatul pentru producerea de obiecte tridimensionale
cu ajutorul stereolitografiei”, acesta este acreditat precum brevetul fundamental ce deschide stradă
la o imensitate de de brevete ce au ap ărut în următorii ani.
Cu extinderea aplicațiilor ale acestor tehnologii, termenul de additive manufacturing a fost
adoptat oficial de către ASTM și de către ISO pentru a indica diversitatea de tehnologii ce
populează acest sector devenit astăzi destul de utilizat în practica industrială. Tehnicile de additive
manufacturing s -au dezvoltat de la prima jumătate a anilor 80 din secolul XX. În momentul în care
Charles W. Hull înființează 3D Systems Inc., societate care de fapt a dat curs liber acestui nou
secto r productiv și din care încă existau rămășițe de comparabilitate de la alte soluții constructive
succesiv realizate.
Datorită potențialității unor societăți și a unor universități americane care ne -au purtat
înainte ideile fundamentale, realizând sisteme c e utilizează pur și simplu tehnologii diferite, arătând
că se poate ajunge la același rezultat. Astfel încât urmărind stereolitografia LASER, au luat naștere
și au fost consolidate tehnologii de additive manufacturing precum: LASER sinterising (SLS) de
la DTM ca mai apoi să fie absorbită de către 3D System, Fused Deposition Modeling (FDM) de la
Stratasys, 3D printingul (3DP) de la M.I.T, Drop On Demand provenit direct din sectorul
aerospațial.
Având în vedere panorama mașinilor de modelare se găsesc destule propuneri ce se
diferențiază pe materialul de bază utilizat și pentru soluția tehnică adoptată pentru a unui diversele
straturi de material ale obiectului de produs. Cu alte cuvinte toate mașinile de additive
manufacturing prevăd reducerea modelări tridim ensionale de la suma tuturor operațiilor ce se
făceau prin tehnologiile tradiționale la o singură operație pentru fiecare strat. General vorbind un
cap de extrudat ghidat în lungul axei x și y are drept sarcină de solidificare/consolidare a stratului
depus în timp ce masă port piesă deplasându -se pe direcția negativă a axei y cu o mărime egală a
grosimii Layer -ului, astfel încât să permită realizarea unui nou strat deasupra celui deja produs.
Dimensiunile majoritare ale mașinilor de modelat sunt astfel încâ t gândite ca o mașină să
poată fi extrem de rapid introdusă într -o cameră său incintă, cu alte cuvinte toate mașinile
importante sunt izolate de ambientul înconjurător pentru evitarea intrării în zona de lucru a
potențialilor factori dăunători procesului d e fabricație precum praful sau alte tipuri de materiale
dăunătoare. Este posibil să definim o catalogare a mașinilor de additive manufacturing în funcție
de materialul pe care acestea îl utilizează, spre exemplu unele folosesc ca material de bază
materiale le lichide, unele utilizează pulberi metalice, lemnoase, ceramice etc., unde unirea

8
pulberilor mai sus menționate se realizează fie parțial fie total, cu alte cuvinte dacă pulberea
fuzionează parțial sau total sau unirea pulberilor se realezează cu ajutoru l unui liant natural sau
sintetic.
1.2 De la modelul virtual tridimensional la modelul fizic

O gamă largă de software -ul CAD utilizează diverși algoritmi pentru a reprezenta un obiect
solid cu ajutorul calculatorului. Din motive de consistență produsul CA D este convertit după ce a
fost executat în unul din software -urile de proiectare tridimensională într -un format special și
standardizat, un format de schimb acceptat de către toate procesele de Rapid Prototiping. Acest
standard grafic de schimb are extens ia STL (solid to layer) și a fost introdus pentru prima dată de
către cei de la 3D Systems.
Formatul STL este un format destul de des folosit în tehnologia de construcția aditivă și este
folosit și în alte sectoare aplicative. Suprafață externă a piesei so lide este compusă dintr -o infinitate
de triunghiuri elementare (figura 1.1) și pentru fiecare triunghi fișierul conține coordonatele
fiecărui vârf și cosinușii directori ai valorilor normale la suprafața fiecărui triunghi.
Odată ce a fost obținut modelul 3 D în format STL acesta este elaborat pentru a fi gestionat de
către mașină: modelul matematic vine “feliat” și fiecare secțiune constituie inputul pentru controlul
mașini de constructive aditivă.
Alegerea așezării planelor este importantă pentru că determ ină timpul de execuție și precizia
de execuție a produsului, prin urmare în general este oportun de a așeza piesă în poziția cea mai
favorabilă pentru a putea realiza produsul finit într -un timp cât mai redus și cu o precizie a
suprafețelor exterioare cât mai ridicată.
Cea mai importantă este precizia cerută de către proiectant de aceea de cele mai multe ori
pentru o precizie cât mai ridicată a suprafețelor exterioare se adoptă un timp de construcție mai
mare și astfel rezultă și o calitate mai bună a supr afeței exterioare a produsului.

Fig 1.1Fișierul STL al unei joncțiuni sferice și aproximarea unei suprafețe curbe cu elemente
plane. Când suprafața este curbă trebuie să fie determinate dimensiunile triunghiurilor astfel încât
că distanța dintre centru s ău și conturul suprafeței să fie în toleranța stabilită [6].

9
1.3 Erorile ce pot apărea în fișierul STL

În structura formatului. Stl pot exista erori sau imperfecțiuni ce vin reparate automat de
către mașină de construcție aditivă, dacă acestea nu sunt de o complexitate ridicată. Spre
exemplu pentru a avea o reprezentare cât mai corectă a formei, fiecare triunghi trebuie să fie
conectat la celelalte triunghiuri într -un mod unic, cu alte cuvinte fiecare latură ar trebuii să fie
în comun cu o altă latură al u nui alt triunghi, precum un vârf este în comun cu alte vârfuri.
Ca orice tip de fișier conceput automat de către calculator pot rezulta câteva defecte în
interiorul fișierului STL ce pot împiedica procesarea fișierul de către mașină de constructive
aditivă și astfel procesul nu mai poate continua. Se recomandă ca înainte de trimiterea fișierului
STL spre procesare de către mașina de construcție aditivă să fie verificat de către personalul
uman în ideea eliminări eventualelor erori ce pot apare.
Tipicele ero ri ce pot apărea sunt:
– nerespectarea regulii vârf la vârf a suprafețelor triunghiulare din care este alcătuit fișierul.
Stl (fig1.2), și normalele suprafețelor triunghiulare inversate (fig1.2);

Figura 1.2 [6]

– model deschis – non “water tight” (fig1.3);

Figura 1.3 [6]
– orientarea inversă a normalelor (fig1.4);

10
Figura 1.4 [6]
– “bad edges” triunghiuri incorect conectate (fig1.5);

Figura 1.5 [6]
– triunghiuri și suprafețe redundante (fig1.6).

Figura 1.6 [6]

1.4 Fazele procesului de construcție aditivă

1. Prototipul este desenat în CAD utilizând un modelator solid sau superficial și apoi
acesta fiind convertit în formatul STL, format ce nu este modificabil;
2. Modelul STL este elaborat de către mașină pentru a defini orientarea piesei, direcția de
ascensiune, și suporții de susținere dacă este cazul;
3. Modelul virtual este supus fenomenului de slicing sau la subdivizarea în straturi care
mai apoi servesc la obținerea obiectului fizic. Această elaborare făcută de către mașină
influențează asupra preciziei dimensio nale, asupra rugozității superficiale și asupra
timpilor și costurilor de producție ai prototipului. Fenomenul de slicing determină
precizia modelului: grosimea straturilor vine introdusă la dimensiuni constante;
4. Când toate aceste operațiuni sunt deja term inate mașina de construcție aditivă poate să
înceapă să genereze piesa;
5. De cele mai multe ori piesa obținută este supusă unor post tratamente în modul de
îmbunătățire a calităților mecanice și estetice.

11

Figura 1.7 [6]
1.5 Principalele procese de fabrica ție prin adăugare de material

Competiția mondială din diverse industrii obligă fabricanții la cercetarea și aplicarea unor
noi soluții tehnologice, care evident necesită noi investiții, dar care duc la o mai bună calitate a
produselor, la o creștere a comunității lor, la reducerea costurilor și mai ales a timpilor de fabricație,
pe scurt la creșterea competitivității și la satisfacerea cerințelor consumatorului.
Aceste noi soluții tehnologice, care folosesc mai eficient materialele și resursele prime, sunt
și vor fi posibil de utilizat datorită tehnicilor din domeniul tehnic de calcul, respectiv al sistemelor
IT
În dezvoltarea unui nou produs, presiunea timpului de lansare pe piață a acestuia este
principala provocare în față noilor tehnologii, care au evoluat extrem de rapid în ultimele două
decenii. Dintre aceste tehnologii sunt și tehnologiile de Additve Manufacturing (AM), care permit
utilizatorilor fabricarea modelelor fizice direct din modele CAD, cu o reducere considerabilă a
timpilor de fabricaț ie, de 3 -9 ori în comparație cu tehnologiile clasice.
Tehnologiile AM sunt o clasă nouă de tehnologii de realizare fizică unui model virtual
utilizând o familie de echipamente speciale. Ele asigură adăugarea sau lipirea de material în
secțiuni succesive, atât cât este necesar și unde este necesar.

12
Avantajele acestor tehnologii rezultă din aceea ca pot fi fabricate piese cu complexități și
forme, care prin alte tehnologii sunt imposibil de prelucrat. Mai mult, complexitatea pieselor nu
influențează prețul de fabricație, așa cum se întâmplă la alte grupe de tehnologii.
Recentele îmbunătățiri ale performanțelor tehnologiilor AM sunt strâns legate de
dezvoltările tehnologiilor IT, a sistemelor CAD, CAM, CNC, a sistemelor de fabricație și mai ales
al materiale lor care au și au avut un rol esențial în dezvoltarea lor.
Toate tehnologiile AM existente astăzi în exploatare folosesc același principiu, ele
diferențiindu -se între ele în raport cu natura materialului pe care îl folosesc și cu proprietățile și
performa nțele modelelor fabricate.
În funcție de natura materiei prime utilizate, procesele de fabricație prin adăugare de
material pot împărțite în trei mari grupe:
– procese care utilizează materie primă în stare lichidă;
– procese care utilizează materie primă în stare solidă (foi, plăci, fire, etc.);
– procese care utilizează materie primă sub formă de pulberi de diferite calități.
–
1.5.1 Procese care folosesc materie primă în stare lichidă

Materia primă în stare lichidă a fost prima formă de material utilizată în tehnologiile de
fabricație prin adăugare de material (AM). Aceste materiale au câțiva polimeri cu proprietatea de
a se polimeriza local la apariția unui stimul exterior (sursă de căldură, radiație ultraviolet, etc.)
La începutul anilor ’90 utilizarea acestor polimeri ca materie primă în tehnologiile de AM
a dus la fabricarea de prototipuri cu proprietăți fizico -mecanice limitate, și în consecință, cu o
utilizare restrânsă a pieselor fabricate (verificarea corectitudinii proiectării, a posibilităților d e
asamblare și unele teste funcționale).
În general procesele care utilizează materie primă în stare lichidă asigură produse cu o
calitate bună a suprafețelor, dar cu unele abateri dimensionale, în limita a 3 -7%, datorită
fenomenelor de contracție ce au lo c fie în partea de fabricație propriu -zisă, fie în procesul de
postprocesare.
Cele mai multe sisteme de AM care utilizează materie primă în stare lichidă folosesc o sursă
de căldura ce scanează suprafața 2D a lichidului, iar la impactul cu acesta produce s olidificarea lui
“punct cu punct” sau “suprafață cu suprafața”. Sursa de căldură este de regulă o undă laser de mică
putere, sub formă unui spot ce scanează suprafața lichidului dintr -un vas, materializând astfel un
strat fin de material solid.
Astăzi sunt folosite și alte modalități de solidificare a polimerului lichid, așa cum sistemele
de AM care utilizează o sursă de lumină ultraviolet, sau răcirea “punct cu punct” sub temperatura
de solidificare a materiei prime lichide.
Cercetările recente sunt orient ate spre utilizarea în procedeele AM a unor metode electrice
și chimice pentru a transforma materia primă din stare lichidă în una solidă. Aceste noi metode vor

13
determina cu siguranță noi procese și noi oportunități de utilizare a acestor tehnologii în dom enii
cât mai largi.
În cele ce urmează se prezintă principalele procese de AM care utilizează materie primă în
stare lichidă.
1.5.1.1 Stereolitografia

Stereolitografia a fost primul proces de solidificare capabil să genereze un model fizic
preluând direct datele modelului din calculator.
Procesul este un exemplu tipic de prelucrare strat cu strat și bazat pe polimerizarea uni
lichid. El a fost conceput de Charles Hull în 1982 și experimentat practic, folosind un model de
laborator, în 1984.
În 1989, firma 3D Systems Inc. Folosește patentul acestui nou procedeu pentru a proiecta
și realiză primul sistem care să folosească acest procedeu de solidificare. Comercializarea primului
sistem de stereolitografie, SLA -1, are loc în prima jumătate a anului 1988. Un mo del îmbunătățit,
SLA -250, a fost lansat în 1989, iar modelele SLA -500, mai productive și pentru piese mai mari,
încep să fie produse și apar pe piața începând cu anul 1990.
Dacă în anul 1990 era practic un singur producător, astăzi sunt câțiva zeci de prod ucători
de sisteme pentru stereolitografie. Toate sistemele folosesc același sistem de principiu de bază (fig
1.8), adică piesa este construită pe o platformă orizontală, scufundată în polimerul lichid.
Solidificarea se realizează prin polimerizarea polime rului produsă la impactul unei raze de lumină
cu suprafața superioară a lichidului. Polimerul are proprietăți speciale, în sensul ca o radiație în
câmpul ultraviolet sau în domeniul vizibil inițializează polimerizarea pe o adâncime de câteva
zecimi de mili metru sub suprafața lichidului, ceea ce corespunde grosimii unui strat. Iluminarea
suprafeței lichidului este restrictivă la o formă corespunzătoare unei secțiuni transversale a piesei
(fig 1.8).
După solidificarea unui strat, piesa este scufundată cu o no uă grosime de secțiune a
polimerului și o nouă secțiune transversală a piesei este solidificată. Întregul ciclu este repetat până
ce piesă este solidificată în totalitatea ei.
Faptul ca foto polimerizarea se produce numai pe câteva zecimi de milimetru gros ime la
suprafața lichidului, elimină multe din problemele întâlnite la solidificare cu unde de interferență,
în sensul ca permite folosirea de polimeri mai puțini translucizi și o intensitate mai scăzută a sursei
de lumină (câteva zeci de mW)
Astăzi divers itatea polimerilor disponibili pentru acest proces este încă limita, dar
progresele sunt însă rapide în acest domeniu, iar câțiva noi polimeri cu temperaturi de topire scăzută
vor fi folosiți la realizarea unor modele ușor fuzibile pentru procedeul de turn are în forme coji, iar
alții au foarte mare elasticitate și pot fi utilizați pentru fabricarea unor arcuri.
Procesul de fabricație prin stereolitrografie poate realiza o piesă în două variante: prin
solidificare punct cu punct sau prin solidificate strat c u strat.

14
În ceea ce privește materialele utilizate de acest proces se poate spune ca dacă până în urmă
cu puțin timp erau utilizați 5 polimeri pentru fabricarea de piese prin stereolitorafie, azi numărul
lor a crescut foarte mult.
În timpul ultimilor câț iva ani însă, un accent deosebit a fost pus pe cercetarea și dezvoltarea
unor rășini pentru stereolitografie care să confere pieselor fabricate prin acest procedeu proprietăți
fizice și mecanice superioare.
Lideri în acest efort sunt companiile Ciba -Geygi, Allied, Signal, Du Pont, Loctite, care au
cercetat și realizat rășini în funcție de destinația modelelor fabricate: cu punct scăzut de topire
atunci când ele sunt folosite în turnarea cu modele ușor fuzibile sau mare elasticitate când sunt sunt
folosite t estarea unor arcuri, ori biocompatibile atunci când este vorba de aplicațiile medicale.
S-au realizat și se realizează multe cercetări și testări de materiale pentru stereolitografie.
Toate acestea trebuie să aibă însă, dincolo de niște proprietăți specif ice destinate modelelor
fabricate, câteva proprietăți generale și anume:
 planeitate cât mai bună a lichidul polimer la nivelul planului de solidificare
(reducerea “ondulărilor” lichidului)
 contracții minime în timpul procesului sau în fazele de postprocesare;
 deformări și distorsiuni cât mai reduse;
 proprietăți mecanice cât mai bune atât pentru piesa „crudă” cât și după
postprocesarea ei (rezistență la rupere, alungire relativă, rezistență la impact).

Figura 8 [12]

15
1.5.1.2. Proces hibrid bazat pe injecția materialului în stare lichidă

Material Jeting (ASTM), Phot Polymer Jeting (Pljet) sau Drop -On-Demand
“Material jeting, n -an additive manufacturing process în which droples uf build material
are selectively deposited. Example materials i nclude photopolymer and wax”
1991 – Procesul cu jet de material “drop an demand” a fost brevetat de către societatea japoneză
“Brother Industries”, Ltd. Pe o perioadă scurtă urmând numeroase brevete similare.
Este un sistem reprezentativ pentru fabricația de prototipuri bazat pe injecția de material în
stare lichidă, dezvoltat și comercializat mai târziu de firma Objet Geometries (israel). Acest sistem
este unul hibrid care combină injecția de material lichid pentru materializarea unei secțiuni a piesei
și principiul stereolitografiei. Cel mai utilizat sistem pentru acest proces este sistemul Polyjet Eden,
260.
Așa după cum rezultă din fig. 9, procesul se desfășoară în două etape. În prima etapă
injectorul cu mai multe duze se deplasează în lungul axei X, de punând un strat foarte fim de
material fotopolimeric (15 -20 µm), pe o platformă sau pe suprafața secțiunii precedente. În etapa
a doua, imediat în spatele injectorului, o sursă de lumină ultravioletă, care se deplasează tot în
lungul axei X, solidifică int egral stratul de material depus. Urmează o deplasare pe axa Z a mesei
mașinii cu valoarea unui pas de secționare a modelului virtual 3D (15 -20µm), pentru realizarea
următoarei secțiuni. Operația se repetă până la ultima secțiune a piesei.

Figura 9 [12]

Un software specializat conduce întregul proces (injectare material, solidificare, deplasare
pe axele X și Z). Duzele din dispozitivul de injectare (în număr de opt) distribuie o cantitate identică
de material pe suprafața secțiunii precedente, fie din materialul de bază din care se va construi
piesa, fie din materialul suport, din care se vor construi suporții necesari fabricării piesei.
Similar cu alte procese AM, geometria și structura suporților sunt concepute automat în
funcție de poziția piesei și forma sa geometrică.

16
La finalizarea procesului de fabricație, suporții, care sunt dintr -un material gelatinos, sunt
înlăturat foarte ușor cu ajutorul unui jet de apă sub presiune.
Procesul poate utiliza diverse materiale, transparente sau netransparente, e lastice sau mai
puțin elastice, sau cu foarte bune proprietăți fizico -mecanice.
Aplicațiile acestui nou proces sunt foarte diverse, de la industria electronică, jucării,
aplicații medicale până la scule flexibile.

1.5.1.3 Proces bazat pe înghețarea rapidă a lichidului

Un proces de fabricație AM, nou și încă în cercetări, este cel care utilizează o sursă de răcire
rapidă a apei, picătură cu picătură, și transferul acestor particule spre piesă în vederea materializării
ei secțiune cu secțiune.
Procesul este unul ce realizează piesă la prețuri reduse, având în vedere că materia primă
este apa, iar echipamentul de acționare și comandă este relativ ieftin.

Așa cum rezultă din figura 10, apa este injectată picătură cu picătură prin duza
dispozitivului de depune re pe suprafața înghețată a secțiunii precedente. Camera de depunere este
menținută tot timpul la o temperatură joasă, sub temperatura de îngheț a lichidului utilizat.

După depunerea primei secțiuni, dispozitivul de depunere este ridicat cu grosimea unei
secțiuni, se așteaptă un timp inițial stabilit, pentru a completa solidificarea lichidului, după care se
depun picături de apă pentru materializarea următoarei secțiuni. Procesul continuă astfel până când
modelul 3D este integral fabricat din gheață.

Figura 10 [12]
Uneori fabricația modelului 3D necesită construcția unor suporți care să ajute la
materializarea fizică a modelului virtual. În acest caz, cel care a cercetat și patentat acest proces,
dr. Ming Leu [38], a utilizat pentru fabricația suporților o soluție pe bază de zahăr care are o
temperatură de topire de -5,6°C… Construcția piesei din gheață, în acest caz, este realizată într -o
incintă cu o temperatură mai scăzută decât punctul de topire a materialului suport. Piesa astfel
construită este pl asată într -un mediu cu temperatură cuprinsă între 0°C și temperatura de topire a
materialului suport, care se va topi, rămânând intact modelul fizic al piesei;
Printre potențialele aplicații ale acestui nou procedeu, care nu este încă exploatat industrial,
se numără turnarea cu modele ușor fuzibile a pieselor metalice și nemetalice, acolo unde modelul
de ceară, foarte utilizat azi, este înlocuit cu un model din gheață. Utilizarea unui astfel de model
are avantajul, în primul rând, că este mai ieftin, iar, î n al doilea rând, că eliminarea materialului
modelului fuzibil (din gheață de această dată) se face mai rapid, fără a genera contracții ale formei

17
și fără a lăsa reziduuri de natură chimică sau alte impurități în forma ce rezultă pentru turnare.
Continuare a cercetărilor acestui proces și lansarea lui în exploatare va duce, cu siguranță, la lărgirea
numărului și domeniilor unde astfel de piese pot fi utilizate.

1.5.2 PROCESE CARE FOLOSESC MATERIE PRIMĂ ÎN STARE SOLIDĂ

Procesele de fabricație prin adăugare de material (AM), care folosesc materie primă în stare
solidă, au abilitatea construcției modelelor fizice conforme cu modelul virtual 3D. În aceste cazuri
materia primă poate fi sub formă de fire, folii sau pastile.
În cele ce urmează vor fi prezentate pr incipalele procese AM

1.5.2.1. Proces bazat pe extrudarea materialului (FDM)

Material Extrusion (ASTM), Fused Deposition Modeling (FDM)
„Material extrusion, n -an additive manufacturing proces în which material îs selectively
dispensed trough a nozzle or orifice”.
Modelarea cu strat fuzibil (FDM) a fost dezvoltat de către S. Crump la finele anului 1980
și a fost comercializată în anii 1990 de către Stratays. Scăzând durata de protecție a brevetului în
momentul de față ideea brevetul este o sursă de open -source de tipul tehnicilor “Imprimantă 3D”
având prezenta consecință de foarte multe variante de produse comerciale “făcut de tine” ce au
scăzut prețul mașinilor de două ordine de mărime.
Procesele bazate pe extrudarea materialului utilizează un fir din dif erite calități de material
(poliamidă, nylon, ceară etc.), pe care îl încălzește până la o temperatură cu câteva grade sub
temperatura de topire, după care îi reduce diametrul până la 0,12 -0,15 mm prin extrudarea lui într –
un dispozitiv de depunere, dispozi tiv ce se deplasează în planul XOY pentru a materializa o
secțiune a modelului virtual 3D.

Acest proces, cunoscut sub numele FDM, a fost la început cercetat și dezvoltat de Advanced
Ceramics Research (ACR) din Tucson (Arizona) și apoi preluat și îmbunătăț it semnificativ de
compania Stratasys din Minneapolis (SUA).
Acest procedeu de fabricație se bazează pe încălzirea materialului care urmează a fi depus,
până în apropierea punctului său de topire și apoi depunerea acestui material topit acolo unde este
nevoie, pentru construirea modelului dorit.
Cheia procedeului constă în controlul riguros al temperaturii la care este încălzit și menținut
materialul în timpul depunerii. Materialul utilizat poate fi un fir din ceară specială, nylon, poliamidă
sau plastic AB S. Încălzirea firului de ABS se realizează la o temperatură de 270°C, la care
materialul se găsește într -o stare semilichidă, el putând fi 1n continuare extrudat, printr -o duză de
diametru foarte mic (0,254 mm sau 0,127 mm)
Duza prin care este extrudat mat erialul plastic, aflat în stare semilichidă, poate fi deplasată
împreună cu capul, de încălzit pe care este fixată. Această deplasare se face în planul XOY,
mișcarea fiind controlată numeric de calculator,.
Piesă în construcție se află fixată pe o platform ă ce se deplasează pe verticală, de -a lungul
axei Z, mișcare de asemenea controlată numeric, de către echipamentul de comandă al mașinii.
În acest fel se poate fabrica o piesă. Prin depunere de material acolo unde configurația piesei
respective o cere. Imp ortant este că timpul de materializare a unui model virtual, construit pe
calculator, într -unul fizic, ce poate fi folosit mai departe în pregătirea fabricației sau direct ca piesă
funcțională, este foarte scurt, în comparație cu procedeele clasice de fabr icație.

18

Procesul de fabricație a unui model fizic prin procedeul FDM necesită un echipament
specific și se desfășoară în faze succesive, similar cu celelalte tipuri de procese.
A) Echipamentul necesar . Pentru materializarea procedeului FDM sunt necesare o mașină
FDM și o stație grafică sau un calculator Pentium cu o configurație performantă, tehnică, de calcul
necesară preluării unui fișier. Stl, secționării acestuia în straturi succesive, procesării informațiilor
geometrice necesare și transmiterii comen zilor la mașină.
În fig. 11 se prezintă principiul de lucru al unei mașini FDM. Gabaritul maxim al pieselor
ce se pot fabrica utilizând mașinile FDM variază de la mașină la mașină funcție de producătorul
acestora.
Conectarea mașinilor de FDM la calculator sau la stația grafică este realizată de obicei prin
portul paralel al computerului său prin interfața USB a acestuia.

Figura 11 [12]
B) Procesul FDM . Ca și la celelalte tehnologii AM, datele de intrare privind modelul 3D
virtual construit pe calculator sunt preluate dintr -un fișier de format special, de tip. Stl.
Sistemul Stratasys include și un pachet CAD/CAM specializat ( QuickSlice ), care poate
încărca fișierul. Stl după care urmează etapele de pregătire și transmitere a datelor către mașină.
Firul de plastic, care se desfășoară de pe o rolă, intră în capul de încălzit unde încălzirea are
loc până în apropierea punctului de topire (cu circa 1°C sub punctul de topire).
Apoi, materialul termoplastic aflat în stare aproape lichidă este extrudat și depus în straturi
subțiri. Fabricarea piesei se face în straturi și prin acest procedeu. Aceasta înseamnă că doar după
terminarea completă a unui strat se trece la stratul următor, iar depunerea începe cu stratul de la
bază al piesei.

19
Materialul topit pentru depun ere este precis laminat la ieșirea din duză și este depus imediat
acolo unde configurația piesei din stratul respectiv o cere, mișcarea duzei 1n planul XY fiind
controlată numeric.
După depunere, plasticul lichid se solidifică foarte rapid, fiecare strat a derând perfect la cel
depus anterior.
Din fig. 1.8 rezultă că mașinile de FDM pot avea și un al doilea fir de plastic, utilizat ca
material pentru suporți, care este depus prin cea de -a doua duză.
Metoda de fabricație a suporților se bazează pe principiul de depunere de material topit, ca
și metoda de fabricație a piesei propriu -zise. Suporții nu fac parte din piesă, însă sunt necesari
pentru susținerea materialului piesei în timpul fabricației, acolo unde piesa are o configurație
complexă cu goluri interio are.
Generarea suporților se realizează în mod automat de către softul mașinii FDM. Depunerea
suporturilor se face strat cu strat, la fel ca materialul piesei. După depunerea materialului piesei din
stratul curent, înainte de a se trece la stratul următor, se depune materialul pentru suporți din stratul
curent, pentru susținerea (doar acolo unde este necesar) stratului următor.
Pentru a crește productivitatea fabricației, suporții se construiesc cu o structură lamelară. În
acest fel se consumă mai puțin mat erial pentru suporți și aceștia se pot separa mai ușor de materialul
piesei.
Caracteristicile tehnologice importante ale procedeului FDM sunt viteza mare de lucru și
condițiile de perfectă securitate a muncii. Mașinile de FDM se pretează foarte bine pentru a fi
amplasate și în ateliere de proiectare, nu doar în secțiile de producție sau atelierele de prototipuri.
Avantajele procesului sunt date de posibilitatea realizării directe a pieselor funcționale din
ABS sau ABS medical, ceară, elastomeri, materiale d iferit colorate.

Piesele fabricate prin sistemele FDM sunt utilizate și indirect, ca modele master pentru
obținerea unor scule flexibile pentru fabricația pieselor metalice sau nemetalice în producția
individuală sau de serie mică. Este vorba de utilizare a modelelor din ceară pentru obținerea
formelor de turnare cu modele ușor fuzibile, a modelelor din ABS pentru fabricația matrițelor din
cauciuc siliconic și a matrițelor fabricate prin pulverizare de material (metal spraying).
Avantajele sistemelor FDM re zultă din faptul că procesul de fabricație nu produce mult
material sub formă de deșeu, folosește materiale accesibile din punct de vedere al costurilor, iar
sistemele FDM sunt ușor de utilizat și nu necesită condiții speciale pentru instalare și funcționa re.
Dezavantajele sunt date de calitatea mai slabă a suprafețelor prelucrate, în principal, din
cauza efectului de scară, precizia mai redusă (0,1 -2 mm) și dimensiuni relativ mici ce pot fi
fabricate (dimensiuni limitate de către producătorii de mașini de prelucrat prin FDM).

1.5.3 PROCESE CARE FOLOSESC MATERIE PRIMĂ SUB FORMĂ DE PULBERI

Utilizarea materialelor sub formă de pulberi, drept materie primă în procesele de fabricație
prin adăugare de material (AM). A însemnat un salt uriaș în utilizarea rot mai eficientă și mai
diversă a acestor noi tehnologii. Acest lucru s -a datorat, pe de o parte, diversității mari de calități
de pulberi utilizate (pulberi de poliamidă, pulberi metalice de diferite calități, pulberi ceramice pe
bază de siliciu, cuarț sau z irconiu etc.), iar, pe de altă parte, proprietăților fizico -mecanice ale noilor
produse, care uneori sunt identice cu cele ale pieselor obținute prin tehnologiile clasice.
Aceste tehnologii sunt similare cu celelalte din perspectiva principiului de lucru, cu
deosebirea că materia primă este sub formă de pulbere, iar sursa de energie utilizată pentru

20
materializarea unei secțiuni prin lipirea sau topirea particulelor de pulbere este o undă laser de
diferite puteri, un flux de electroni, sau un adeziv sub form ă de soluție.

În cele ce urmează se prezintă principalele procese ce utilizează materie primă sub formă
de pulberi.

1.5.3.1. Sinterizarea selectivă cu laser (SLS)

Procesul de sinterizate selectivă a fost dezvoltat și patentat de dr. Carl Deckard de la
Universitatea Texas din Austin, la mijlocul anilor ’80. Primele echipamente de fabricație prin
sintetizare selectivă cu laser au fost comercializate după 1996.
Procesul este similar cu stereolitografIa, cu deosebirea că lichidul polimer este înlocuit cu
o pulbere mono component (plastice sau refractare), sau cu o pulbere bicomponent (pulbere
metalică acoperită, peliculizată). Așa cum rezultă din fig.12, procesul de sinterizare selectivă cu
laser este un proces termal care

Figura 12 [12]
Utilizează puterea unui laser pentru lipirea sau topirea particulelor de material în vederea
materializării unei secțiuni a modelului virtual 3D. După materializarea unei secțiuni, masa
sistemului coboară cu grosimea unei secțiuni, urmată de depunerea unui nou strat de mater ial
pentru materializarea următoarei secțiuni} procesul repetându -se până la materializarea ultimei
secțiuni.
Spre deosebire de alte procese (stereolitografia, F DM) sintetizarea selectivă cu laser nu
necesită construirea unor suporturi, pentru că stratul de material anterior (sinterizat sau nu),
constituie suport pentru stratul de material depus și prelucrat.
După ce piesă este complet fabricată, este necesar un timp de repaus (uneori destul de lung)
pentru reducerea temperaturii volumului de pulbere. Care a fost supusă procesării, la valori de zeci
sau sute de grade Celsius, iar apoi pistonul cilindrului în care a fost construită piesa se ridică pentru
evacuarea piesei, care împreună cu pulberea nesinterizată se transferă într -un echipament auxiliar
al sis temului pentru înlăturarea pulberii 1n exces și curățarea piesei.
Materialele folosite în procesul de sinterizate selectivă cu laser sunt deosebit, de diverse,
începând cu pulbere din poliamidă (DuraForm PA, PAISOO, PA2200, PA1300GF, 2OOGF etc.),
pulberi metalice (MC3201, DirectSteel SO -Vl, ' RapidSteel 1.0, RapidSteel 2.0 etc.), pulberi pe
bază de cuarț sau zirconiu.

21
Utilizarea pulberilor din poliamide și a celor pe bază de zirconiu corelată cu o putere a
fascicolului laser și cu o viteză de scanare optim ă, asigură fabricația de piese în stadiul și forma
finală, cu proprietăți fizico -mecanice specifice materiei prime utilizate, într -o singură fază.
Folosirea pulberilor metalice în procesele de sinterizare selectivă cu laser are ' va
particularități. În pri mul rând pulberea metalică este una tratată în prealabil prin peliculizarea sa cu
o mașină sau cu un polimer, rezultând în final o pulbere nouă ce conține (75 80) % metal și (ZO –
28% rășina sau polimer.
A doua particularitate este că procesul în acest caz s e desfășoară în două etape În prima
etapă fascicolul laser ce scanează o secțiune produce o topire a peliculei de mașină sau polimer și
legarea parțială a particulelor metalice între ele. Se obține în final o_ „piesă crudă “foarte fragilă
care își urmează ciclul de fabricație printr -o sintetizare suplimentară într -un cuptor cu atmosferă
controlată. În această a doua etapă, în cuptorul de sinterizate are loc, pentru început, topirea și
evaporarea materialului de peliculizare utilizat, după care, odată cu cre șterea temperaturii până la
circa LEN -1.200%) în cuptorul de sinterizare, se produce sudarea particulelor metalice între ele și
consolidarea întregii structuri.
Astfel se va obține o structură metalică poroasă cu o densitate de 70 -75% și cu proprietăți
fizico-mecanice foarte bune pentru ca aceste piese să poată fi utilizate direct că piese funcționale
în anumite condiții (lagăre de alunecare, elemente de filtrare).
Pentru îmbunătățirea densității, respectiv reducerea porozității piesei, procesul de
sinteriz are în cuptor, în a doua etapă, poate fi asociat și cu un proces de infiltrare a unei cantități de
bronz, stabilită inițial și plasată lângă piesă pe o structură special construită (fig.12), proces ce se
produce prin capilaritate, chiar în timpul etapei a doua de sintetizare. În final se obține o structură
compozită cu o bază de 80 -85% oțel și cu 10 -15% bronz.
Piesele fabricate prin sinterizare selectivă cu laser, acolo unde este nevoie, pot fi prelucrate
în continuare prin procedee clasice (frezare, găurir e, strunjire etc.), pentru îmbunătățirea preciziei
dimensionale și a calității suprafețelor.

15.3.2 Tipărirea tridimensională (3D Printing)

“Binder jetting, n -an additive manufacturing process în which a liquid bonding agent is
selectively deposition to join powder materials”
Procesul cu jet de lipici după cum reiese și din definiția dată de cei de la ASTM, a fost
dezvoltat de către profesorii E. Sachs și M. Cima la finele anilor 1980 la MIT, și brevetat în anul
1993. MIT -ul a conectat în licență această tehnologie la serie de întreprinderi, printer care Z
Corporation, achiziționată mai târziu de către cei de la 3D Systems în anii 2012.
Marea majoritate a persoanelor confundă procesele de additive manufacturing cu procedeul
de Binder Jeting introducându -le pe toate în aceeași categorie fără a conștientiza faptul că adevărata
tehnologie de 3D printing este doar Binder Jeting -ul.
Tipărirea tridimensională este astăzi una dintre cele mai utilizate metode de fabricație a
unor prototipuri și în mod special după anul 2003. Acest lucru se implică prin numărul mare de
furnizori de astfel de sisteme și costul lor relativ redus comparativ cu alte sisteme, ușurința în
exploatare a sistemelor, costul redus &al materiei prime și productivitate ridicată.
Procesul de tipă rire tridimensională & fost cercetat, dezvoltat și patentat în 1993, la
Institutul de Tehnologie din Massachusetts. (MIT), și preluat pentru fabricație și comercializare de
către ZCorporation din SUA.
Principiul este același, modelul virtual 3D este secțio nat cu pas de aproximativ 0,1 mm,
urmând apoi crearea imaginilor 2D pentru fiecare secțiune, transferul imaginilor 2D spre
echipamentul de tipărire tridimensională.

22
Tipărirea tridimensională creează modele fizice prin solidificarea secțiunilor piesei în
straturi succesive de pulbere, folosind un adeziv lichid. Din punct de vedere al principiului de lucru
și al materiei prime utilizate, tipărirea tridimensională este foarte asemănătoare cu sinterizarea
selectivă cu laser, cu deosebirea că laserul este înlocu it cu o tehnologie de „tipărire ’ prin lipirea
împreună a particulelor de pulbere dintre contururile unei secțiuni.
Procesul de tipărire tridimensională folosește o tehnologie standard de tipărire, cunoscută
de la imprimantele cu jet de cerneală. La fel ca și la imprimarea unui text pe o coală de hârtie, prin
deplasarea acesteia prin fața Capului de tipărire, echipamentul de tipărire tridimensională
deplasează capetele de tipărire peste patul de pulbere – „tipărim” o secțiune a piesei..
Procesul necesită ca pulberea să fie distribuită uniform pe întreaga suprafață, operație ce se
realizează de către o rolă “1n deplasarea sa orizontală (fig. 13). Cantitatea de pulbere preluată de
rolă la o deplasare (pentru pregătirea unei secțiuni) este cu circa 30% mai mare decât cantitatea
neCesară stratului Pulberea m exces va fi colectată într -un container și poate fi reutilizată pentru
depunerea următoarelor secțiuni. După ce stratul de pulbere este depus, capetele de tipărire
„tipăresc” aria secțiunii ce trebuie materia lizată. Pentru următoarea secțiune, platforma pe care se
construiește piesa coboară cu un pas (0,1 mm) pentru a pregăti depunerea unui nou strat de pulbere
pe platformă. Capetele de tipărire primesc datele pentru următoarea secțiune care va fi materializat ă
și lipită peste secțiunea precedentă. Procesul se repetă în mod similar până la materializarea ultimei
secțiuni. _'
Durata procesului de depunere depinde de înălțimea părții sau părților care se construiesc.
Uzual, sistemele produse de ZCorporation const ruiesc pe direcția de secționare (axa Z) circa 20 –
25 mm/oră.
După ce ultima secțiune a fost materializată, platforma pe care s -a construit piesa se ridică,
se înlătură pulberea din jurul piesei (aceasta putând fi reutilizată), se ridică piesa de pe platfor mă
și se suflă cu aer comprimat pentru a fi” curățată de resturile de pulbere (în special pe suprafețele
interioare ale piesei).

Figura 13 [12]

23
Precizia și calitatea piesei fabricate depinde de rezoluția capetelor de depunere, de mărimea
jetului, calitatea adezivului și controlul mișcărilor. ZCorporation folosește la noile echipamente o
rezoluție de 600 dpi.
Se recomandă ca acolo unde este posibil să se prelucreze mai multe piese simultan pentru
a se utiliza la maximum spațiul de lucru. Aceasta pen tru că timpul de fabricație crește foarte puțin
pentru fabricarea mai multor piese simultan comparativ cu o singură piesă.
O trăsătură unică a acestei tehnologii este capacitatea ei de a fabrica piese în culori diferite.
Sistemul și principiul este identic cu cel al unei imprimante color cu jet de cerneală. Sistemele de
tipărire tridimensională de la ZCorporation folosesc patru cartușe cu adezivi colorați (verde
deschis, roșu purpuriu, galben și negru) a căror combinație, similar cu imprimantele color, pot
realiza piese sau părți ale unor într -o diversitate mare de culori.

Procesul de tipărire tridimensională produce o cantitate redusă de deșeuri și aceasta pentru
că pulberea din jurul piesei și cea care a fost folosită pentru susținerea unor părți ale pies ei în timpul
fabricației poate fi reutilizată.
Un proces similar tipăririi tridimensionale este fabricația directă de forme pentru turnare
(Direct Shell Product ion Casting DSPC), care este în fapt un proces de turnare cu modele ușor
fuzibile pentru piese metalice, unde insă formele de turnare sunt fabricate automat direct din
modelul BD al formei. Cu acest proces nu mai sunt necesare modelele ușor fuzibile, forme sau alte
SUV -uri. Qinguml model necesar este modelul CAD al piesei respective. Forma este cons truită din
pulbere ceramică, permițând direct turnarea metalului.
Modelul CAD este folosit pentru a defini exact forma cavității și sistemul de turnare (pâlnia
de turnare, aerisitoare etc.).
După cum rezultă din fig. 14 acest proces este similar cu tipărir ea tridimensională, adică un
strat de pulbere de alumină este depus pe platforma pe care se va construi forma, după care capul
de depunere, folosind jeturi fine de soluție coloidală de silica, leagă pulberea de alumină,
materializând o secțiune Procesul se repetă până la materializarea ultimei secțiuni, similar cu ceea
ce se cunoaște de la tipărirea tridimensională.

Figura 14 [12]

24

După ce modelul este finalizat, înlăturat de pe platforma mașinii și curățat, el este tratat
într-un cuptor la temperatură ridicată pentru consolidare și pentru a obține în final forma din
ceramică în care să se poată turna direct orice metal.
Avantajele acestui proces sunt legate de faptul că elimină etape, timpi și costuri solicitate
de o turnare clasică ce utilizează modele ușor fuzibile (realizarea modelelor din ceară, fabricația
formelor coajă). La acestea se mai adaugă și o precizie și calitate mai ridicată a formelor,
comparativ cu cele obținute prin tehnologii clasice.

1.5.3.3 Topirea selectivă cu laser (SLM)

Topirea selectivă cu laser este o etapă superioară a sinterizării selective cu laser. Procesul
de topire selectivă cu laser are ca element de pornire tot un model 3D, dar folosește ca sursă de
energie un fascicul laser de mai mare putere. Materia primă este pulbe rea metalică de o mare
diversitate (oțel aliat, oțel inoxidabil, oțel de scule, pulbere de titan și aliajele lui, etc.) și de
granulație fină.
Topirea selectivă cu laser își are originile la Institutul Faunhofer din Aachen, respectiv într –
un patent din 199 5. Autorii patentului, dr. W. Meiners și dr. D. Fockele nu numai că au cercetat și
patentat procesul, dar au și contribuit la înființarea unor firme care au început să producă și produc
și azi aceste echipamente.
Procesul începe cu secționarea piesei cu pa și cuprinși între (ZO -100) um, crearea imaginilor
2D pentru fiecare secțiune și transferarea lor către un fișier de pregătire a fabricației.
Materializarea modelului virtual 3D începe cu prima secțiune, respectiv primul strat de
pulbere depus pe masa mașin ii (fig. 15). Procesul se repetă, în mod similar cu sintetizarea selectivă
cu laser, până la ultima secțiune.

Figura 15 [12]

Sistemele de topire selectivă cu laser sunt echipate cu laseri de putere mare} 100 -200 W și
chiar mai mult. Acest lucru face ca procesul și etapele de fabricație să se diferențiere de cele
cunoscute de la sinterizarea selectivă cu laser, în sensul că pulberea metalică nu este doar sinterizată
parțial, ci este topită, iar legarea particulelor între ele se face în stare topită, da torită puterii mai

25
mări a laserului și datorită grosimii mai mici a unei secțiuni, comparativ cu sintetizarea selectivă
cu laser. În consecință piesa rezultată se obține într -o singură operație (nu mai necesită o operație
de sintetizare suplimentară în cup tor), cu o densitate de aproape 100% și cu proprietăți fizico –
mecanice practic identice cu proprietățile aceleiași piese fabricată prin tehnologii clasice.
Atmosfera în care se lucrează este una controlată (argon sau nitrogen) și cu un nivel al
oxigenului de maximum 500 părți la un milion.

1.5.3.4 DIRECTED ENERGY DEPOSITTON (ASTM), LASER CONSOLIDATION
“Directed energy deposition, n -an additive manufacturing proces in which focused thermal
energy is used to fuse materials by melting as they are being deposited”
Direct Energy Deposition (DED) este un termen utilizat pentru descrierea unei familii de
tehnologii additive, care redefinesc tehnicile de sudare, se pot utiliza pentru obținerea obiectelor
tridimensionale. Stratul se realizează când material p rimă (fir metalic sau pulbere) este poziționată
în fața unei surse de energie ce produce căldură destul de mare încât material prima să ajungă în
stare solidă.
1.5.3.4 Topirea cu flux de electroni (EBM – Electo Beamn Melting)

Figura 16 [12]

Figura 17 [12]

26
1.6 Stabilirea procesului opt im de prelucrare a unui reper impus in tema de proiectare

Metoda optimă de prelucrare a reperului din figura 18 este aceea prin care se permite
obținerea calității suprafețelor și preciziei dimensionale impuse prin docume ntația tehnică și care
conduc într -un final la productivitate ridicată și la un cost cât mai redus.
Pentru alegerea procesului optim de realizare a reperului mai sus menționat se poate folosi
o metodă multicriterială pe baza cărei se va stabili metoda cea mai bună de executare a reperului.
Conform aceste metode multicriteriale fiecare procedeu va primi un punctaj prin prisma unor
criterii de apreciere. Metodă care va cumula cel mai mare punctaj va fi ales ca procedeu optim.
Stabilirea criteriilor de aprecie re
În cadrul proceselor de prelucrare prin adăugare de material principalele criterii de apreciere
sun legate de:
 tipul de material utilizat (lichid, solid, pulberi);
 numărul de componente utilizate în unirea straturilor de material;
 sursa de energy utilizată pentru unirea straturilor;
 necesitatea utilizării suporților structurali;
 grosimea stratului de material depus;
 tipul operațiilor adiționale;
 costul materiei prime.
Intervalul de acordare a punctelor se stabilește în funcție de numărul de criteri i de apreciere,
pentru a se realiza o diferențiere cât mai corectă a tehnologiilor care urmează a fi comparate. Astfel
intervalul ales este de la 0 la 10, unde 10 reprezintă aprecierea maximă iar 0 aprecierea minimă,
apreciarea mai sus discutată este preze ntată în tabelul numărul 1.
Tabelul 1
Criterii DED SLM 3DP SLS FDM DOD SLA

Material folosit Lichid 0 0 0 0 0 10 10
Solid 10 10 10 10 10 0 0
Pulbere 10 0 0 0 0 0 0
Numărul de
componente utilizate în
unire Cu un component 10 10 0 10 10 10 10
Cu două sau mai multe
componente 0 0 10 0 10 0 0
LASER/Fascicul de
electroni 10 10 0 10 0 0 10

27
Tipul sursei de energie
utilizate (Metoda de
unire a straturilor) Lumină UV 0 0 0 0 0 10 0
Termică 0 10 0 10 10 0 0
Liant 0 0 10 0 0 0
Posibilitatea de a nu folosi suporți structurali 10 10 10 9 10 2 2
Grosimea stratului de material 8 10 8 9 10 0 10

Operații adiționale Post-tratamente 10 10 3 10 10 10 2
Îndepărtare suporți 10 8 10 8 10 8 2
Costul materiei prime 5 2 8 3 7 6 5
Punctaj total 83 80 69 79 87 66 51

1.7 Materiale utilizate de tehnologia FDM
Tabelul 2.
Material Modulul lui
Young
[MPa] Rezistență la
tracțiune
[MPa] Alungirea la
rupere
[%]
ABS 1920 -2400 33-37 4-6 108-116
AȘA 1950 30 3-9 108
PC policarbonat 2000 -2300 57-68 4- 161
PPSF/PPSU 2100 55 3 230

28
Capitolul 2
Proiectarea constructiv funcțională a unei mașini de construcție aditivă ce utilizează metoda
“Fused Depsition Modeling”

2.1 Proiectarea axei „X”

Date de intrare pentru proiectarea constructive funcțională a unei imprimante 3D ce
utilizează tehnologia de FDM.
Se dorește ca respective imprimantă să poată prelucra piese cu diferite dimensiuni și forme
fără ca aceasta să fie afectată din punct de vedere al rezistenței mecanice.
Ca date de intrare se vor utiliz a dimensiunile maxime ale piesei ce se dorește să se
prelucreze cu ajutorul imprimantei 3D și nu în ultimul rând greutatea maximă a piesei ce va fi
prelucrată funcție de densitatea materialului. Greutatea maximă ce o poate atinge piesa se va
determina cu a jutorul formulei de calcul 1, greutatea se va calcula cu valoarea maximă a densității
materialului ce va fi extrudat.
Gp= (2.1)
În care:
Gp= greutatea piesei;
V= volumul piesei;
= densitatea materialului.
Relația de calcul a volumului total ap piesei se va determina cu relația de calcul 2:
V= (2.2)
În care:
V- volumul piesei;
L- lungimea piesei;
L- Lățimea piesei;
H- înălțimea piesei.
Se stabilește că mașina de construcția aditivă ce urmează a fi proiectată să poată preluc ra o
piesă cu următoarele dimensiuni maxime:
Lmax=250 [mm]; (2.3)
Lmax=250 [mm]; (2.4)
Hmax=250 [mm]; (2.5)

29
În care notațiile au următoarele semnificații:
Lmax- lățimea maximă a piesei;
Lmax- lungimea maximă a piesei;
Hmax- înălțimea maximă a piesei.
Se înlocuiesc în relația de calcul 2 valorile adoptate pentru fiecare simbol și va rezulta
valoarea volumului maxim ce se va putea prelucra pe mașina de constructive aditivă:
V= [ ] (2.6)
V=15.625.000 [ ] (2.7)
Din relația de calcul 4 reiese faptul că pe mașina de construcția aditivă se va putea prelucra
o piesă tridimensională având volumul maxim de 15.625.000 [ ].
După efectuarea calcului volumului maxim al piesei ce va fi prelucrat pe mașina de
constructive adit ivă se trece la calculul greutății maxime ce o poate suporta mașina de constructive
aditivă. Pentru determinarea greutății maxime se vor avea în vedere două elemente definitorii
precum volumul maxim al piesei calculate anterior și densitatea materialului c u densitatea ce mai
mare, material ce va fi utilizat pentru materializarea pieselor.
Gp= ; (2.8)
= 1.25 [g/cm3] ; (2.9)
Gp= [g]; (2.10)
Gp= 17 968.750 [g]; (2.11)
Greutatea maximă ce poate să o aibă o piese ce ca fi prelucrată de imprimantă 3D este de
17.97 kg. Pe baza valorii greutății maxime mai sus menționate se poate începe dimensionarea
constructiv funcțională a mașinii de construcție aditivă.

2.1.1 Proiectarea mesei de lucru

Masa de lucru a imprimantei 3D va fi dimensionată funcție de valorile obtinute din calculele
inginerești obținute mai sus precum volumul piesei și greutatea maximă a piesei.
Prin urmare masa de lucru a imprimantei 3D va avea d imensiunile minime egale cu cele ale
piesei ce va fi realizată de către imprimanta 3D, mai exact dimensiunile minime vor fi: 250x250x10
[mm], dimensiuni preluate din datele inițiale stabilite anterior.
Dimensiunile efective ale mesei de lucru vor cu totu l și cu totul altele față de dimensiunile
piesei, mai exact adoptăm că dimensiunile maxime ale mesei să fie egale cu dimensiunile maxime
ale piesei la care convenim să se adauge pentru fiecare în parte care 10 [mm], majorarea a doua din

30
dimensiuni cu valoa rea de 10 [mm] reiese din considerente structurale și estetice ale piesei, mai
exact majorarea sa produs datorită faptului că în momentul procesului de lucru materialul extrudat

Figura 2.1. Schema mesei de lucru.
De către capul extruzor să nu fie depus direct pe muchia mesei mașinii de constructive aditivă,
acestea fiind spuse, dacă materialul ar fi depus direct pe muchia mesei mașinii de constructive
aditivă piesa finită ar avea de suferit atât din punct de vedere estetic dar și din punct de vedere al
rugozității superficiale ale acesteia. Prin urmare dimensiunile efective ale mesei mașinii de
construcție aditivă vor fi: 260x260x10 [mm]. Cota de 10 [mm] ce reprezintă grosimea mesei se
alege din punct de vedere constructiv și nu din punt de vedere al rezi stenței mecanice la care aceasta
ar trebuii să reziste.
Masei mașini de constructive aditivă i se vor proiecta patru găuri nefiletate cu diametrul
egal cu 4 [mm], găuri ce vor fi executate în două tronsoane, primul tronson va avea o lungime de
5 [mm] resp ectiv a doua de 5 [mm].

Figura 2.2. Masa mașinii de constructive aditivă.

31
2.1.2 Proiectarea Sistemul de glisare

Sistemul de glisare va servi drept placă de susținere a mesei mașinii de construcție aditivă
dar în același timp va avea și cel mai important rol al său, și acela de translare pe pe ghidajele axei
„X” a mașinii de construcție aditivă.
Sistemul mai sus me nționat va avea formă paralelipipedică ce va avea proiectat 4 găuri de
prindere nefiletate ce vor servi la prinderea mesei de lucru a mașinii de construcție aditivă. La
partea inferioară acesta va avea proiectat 4 „picioare” care vor avea drept scop poziți onarea și
translarea pe ghidaje.

Figura 2.3. Sistemul de glisare la nivel de concept.
În figură de mai sus (figura 20) este prezentat la nivel de concept sistemul de glisare fără a
avea efectuate încă calcule de rezistență și cote ce ar trebuii să reiasă constructiv.
Convenim că unele cote ale sistemului de glisare să fie preluate de la masa mașinii de
construcție aditivă. Mai concret cotele de care se vorbește sunt dimensiunile diametrelor de
prindere și fixare dar și cotele la care acestea sunt d ispuse unele față de celelalte dar și în raport cu
extremitățile acesteia.
Dimensiunile constructive ale sistemului de glisare se vor adopta dintr -un simplu motiv și
acela ca aceasta nu este supusă la nici o solicitare dinamică, ci doar o solicitare stati că care provine
de la greutatea mesei mașinii de construcție aditivă și greutatea maximă a piesei ce va urma să fie
prelucrată.
Se adoptă următoarele dimensiuni:

32
Lg= 110[mm]; (2.12)
Lg= 130 [mm]; (2.13)
Hg= 21 [mm]. (2.14 )
În care:
Lg- lățimea sistemului de glisare;
Lg – lungimea sistemului de glisare;
Hg- înălțimea sistemului de glisare.

Figura 2.4. Sistemul de glisare pe axa de coordonate „X”.
Cele 4 găuri de pe sistemul de glisare dispuse echidistant vor fi străp unse și nefiletate.
Materialul adoptat pentru sistemul de glisare va fi plexiglas, deoarece este un material ușor
de prelucrat atât prin tehnologii neconvenționale cât și prin tradiționalele tehnologii de prelucrare
mecanică. Debitarea e poate realiza cu un sistem laser sau cu o freză deget montată pe un sistem
de prelucrare cu comandă numerică.
Șuruburile și piulițele ce vor fi utilizate în prinderea și fixarea sistemului de glisare și a
mesei mașinii de construcție aditivă vor fi alese dintr -un STAS sau standard corespunzător acestor
organe de mașini cu câteva dimensiuni ale lor minime:

33
Hmin =hg+gm+hp [mm] (2.15)
Hmin =10+10+5 [mm] (2.16)
Hmin =25 [mm] (2.17)
În care:
Hmin = înălțimea minimă a șurubului;
Hg- înălțimea sistemului de glisare;
Gm- grosimea mesei mașinii de construcție aditivă;
Hp- înălțimea piuliței;
Se adoptă o lungime mai mare cu 5 [mm] față de ce ieșită din calcul pentru siguranța în
exploatare a șurubului.
După stabilir ea condiției de mai sus cu privire la lungimea minimă a șurubului se vor alege
din ISO 4017/DIN 933 următoarele dimensiuni ale șurubului:
Tipul șurubului M5;
L- 30 [mm];
K- 4 [mm];
Dk- 8 [mm]
.
Figura 2.5. Dimensiunile șurubului metric cu cap cruce.

34
2.1.3 Proiectarea constructiv funcțională a ghidajelor

Ghidajele sunt organe de mașini cu ajutorul cărora este permisă deplasarea unei piese
mobile bidirecțional și între anumite limite.
Pentru dimensionarea lungimii și diametrului ghidajelor necesare deplasării sistemului de
glisare pe axă „X” se recurge la un calcul matematic elementar în vederea stabilirii lungimii
acestuia și un calcul un calcul mai detaliat în privința stabilirii diametrului minim al acestuia.
În vederea stabilirii lungi mii ghidajului cilindric se iau în calcul câteva cote din structura
sistemului de deplasare pe axa controlată numeric „X”. În altă ordine de idei cotele constructiv
funcționale ce intră în dimensionarea ghidajelor cilindrice sunt următoarele:
o lg- lungimea sistemului de glisare;
o gp- grosimea plăcilor de susținere a axei x;
o ge- grosimea ecliselor;
o ce- cursa ce o execută sistemul de glisare în vederea obținerii piesei;
o lc- lungimea de capăt a ghidajului.
Valorile numerice ale acestor dimensiuni sunt următoare le:
 lg=110 [mm];
 gp=2×10 [mm];
 ge=2×1 [mm];
 ce=260 [mm];
 lc=2×1 [mm];
Lungimea totală a ghidajului va fi egală cu:
LT=lg+gp+ge+ce+lc=110+20+2+260+2= 394 [mm] (2.18)

Figura 2.6. Schema de principiu a ghidajului cilindric.

35
Pe baza criteriilor de mai sus se adoptă un oțel inoxidabil EN 1.4016, acest oțel se poate
procura cu mare ușurință dat fiind faptul că este un normativ European, dar în același timp este
standardizat și după normativele S.U.A.
Caracteristicile oțelului i noxidabil sunt precizate în tabelul 3
Tabelul 3.
CLASIFICARE COMPOZIȚIA CHIMICĂ EN [%]
Valori minime PROPRIETĂȚI MECANICE EN
Valori minime
CONSUMABILE
SUDURĂ
EN ASTM C max N Cr Ni Mo Altele Rp 02
N/mm2 Rm
N/mm2 A5
% KV
J
1.4016 430 0,08 – 16 – – – 260 430 20 – 308LMVR sau 309L

Pentru determinarea diametrului minim al ghidajului ca acesta să nu flambeze sau să se
degradeze în timpul funcționarii și să nu își mai îndeplinească rolul funcțional în dimensionarea
cestuia se va porni de la o schemă de principiu a acestuia pe care vor vi figurate încărcările la care
este supus, schema de principiu este prezentată în figură 2.7.

Figura 2.7. Reacțiunile și forțele ce acționează pe ghidajul cilindric

36
După efectuarea schemei de dimensionare a ghidajului cu toate reacțiunile și încărcările la
care acesta este supus se trece la determinarea reacțiunilor V1 respectiv V2.

Ecuația de echilibru static nedeterminată a sistemului este:
V1-F-F-+V2=0 (2.19)
Din ecuația de echilibru static nedeterminată 2.19 se separă valorile cunoscute de cele
necunoscute după cum urmează:
V1+V2=2F (2.20)
Se consideră că forța F este o rezultantă a unei forțe distribuite la care este supus ghidajul,
forță distribuită ce reiese din greutatea ansamblului ce se translează pe acesta. Dat fiind faptul că
suprafața de contact între sistemul de glisare și ghidaj este foarte mică se adoptă că forța distribuită
rezultată din ansamblul superior să fie aplicată doar într -un singur punct pe ghidaj.
Se observă din ecuația 2.20 că ghidajul este static nedeterminat, cu alte cuvinte ecuația
rezultantă nu este suficientă pentru dimensionarea ghidajului, în această situație se vor calcula
ecuațiile de echilibru ale momentelor față de punctul 1 respectiv punctul 2 figurate în figură…
pentru a rezulta cel puțin încă o ecuație de echilibru pentru dimensionarea corectă a acestuia.
Rezultă următoarea ecuație de momente față de punctul 1.
(2.21)
În care:
A=166.66 (2.22)
B=166.66 (2.23)
C=166.66 (2.24)
Rezultă următoarea ecuație de momente față de punctul 2.
(2.25)
În care:
A=166.66 (2.26)
B=166.66 (2.27)
C=166.66 (2.28)
Dacă se înlocuiesc în relațiile matematice de mai sus… Valorile numerice pentru a, b
respective c rezultă:
V1=F (2.29)

37
V2=F (2.30)
Se determină valoarea numerică a diametrului ghidajului după c um urmează:
[6] (2.31)
În care:
– Rezistența la rupere admisibilă;
– Rezistența la rupere maximă;
D- diametrul ghidajului;
.
= (gp+gm+gc+gs) ∙ g (2.32)
În care:
Gp=17 968.750 [g] – greutatea piesei (2.33)
Gm=1811 [g] – greutatea mesei (2.34)
Gc=337 [g] – greutatea șuruburilor de prindere (2.35)
Gs=16 [g] – greutatea șuruburilor în grame (2.36)
G= 9.81 – accelerația gravitațională (2.37)
= (2.38)
=200 [N] (2.39)
Revenim la relația matematică 2.31 prin care determinăm diametrul minim al ghidajului
cilindric
[6] (2.40)
(2.41)
(2.42)
(2.43)
d=0.98[mm] (2.44)

38
Se adoptă valoarea diametrului „d ” egală cu 5.90 [mm], această valoare se adoptă din
punct de vedere al esteticii și din punct de vedere al siguranței în exploatare.
D=5.90 [mm] (2.45)

Figura 2.7. Dimensiunile finale ale ghidajului cilindric.

2.1.4 Alegerea motorului electric de acționare

Dat fiind faptul că pentru acționarea și comandarea motorului electric de acționare se vor
folosi impulsuri electrice provenite de la un sistem de calcul numeric computerizat, motorul electric
de acționare se va alege în baza a două mari criterii:
– Sarcina pe care trebuie să o transporte;
– Metoda de comandare;
Din prisma faptului că motorul electric de acționare se va comanda nu meric prin impulsuri
electrice provenite de la un sistem computerizat de calcul, motorul electric de acționare va unul pas
cu pas ce permite comandarea prin impulsuri electrice. Din punctul de vedere al sarcinii ce acesta
va fi obligat să o transmită în pr ima instanță se va face un calcul de dimensionare a puterii necesare
pe care va trebuii să o transmită. În calculul de dimensionare vor intra mai multe elemente ce au
fost calculate la începutul proiectului, mai exact greutatea totală a sistemului de compo nente ce se
află deasupra ghidajelor, aceste componente sunt:
 piesă la dimensiunea maximă;
 masa de lucru;
 sistemul de glisare;
 șuruburile de prindere.
Sarcina pe care motorul pas cu pas este nevoit să o transleze în lungul ghidajelor axei „X”
este egală c u greutatea subansablului ce se află pe acestea, această valoare este egală cu 200 [N].
Această valoare de 200[N] a fost preluată din calculul de dimensionare a ghidajelor cilindrice și
este notată cu .
În urma unei căutări pe site -urile de specialitate se adoptă motorul pas cu pas 23KM -K251 –
00V cu următoarele caracteristici dimensionale și funcționale:

39
Tipul produsului: motor hibrid pas cu pas
Pasul unghiului: 1.8 grade;
Acuratețea pasului: ±5%;
Temperatura de risc: 80 celsius MAX;
Rezistența izolației: 10 0MΩ MIN.;
Puterea dielectricului: AC50V;
Tensiune de alimentare: 12V;
Puterea exprimată în Newtoni: 210 [N];
Masă: 470 [g]

Figura 2.8. Cotele de gabarit ale motorului pas cu pas 23KM -K251 -00V
După dimensionarea matorului se constată faptul că acesta ar e un gabarit nu tocmai scăzut
și din aceste considerente se adoptă o placă de susținere a acestuia, placa de susținere ce nu este
supusă nici unui fel de solicitai mecanice ci doar solicitărilor statice și din această cauză
dimensiunile constructive ale ac esteia se vor adopta funcție de dimensiunea motorului pas cu pas,

40
comoditatea orientării pozitionării motorului și ușurința accesului la șuruburile de prindere la placa
de susținere a ghidajelor.
Schema de principiu a plăcii respective este prezentată în figură 2.9.

Figura 2.9. Schema de principiu a plăcii de susține a motorului pas cu pas.
Din figura 2.9 se observă geometria acesteia, geometrie de o complexitate redusă, și din
aceste considerente aceasta poate fi prelucrată cu mare ușurință prin orice tip de tehnologie de
prelucrare mecanică. Dat fiind cele menționate anterior se adoptă următoarele dimensiuni
constructive ce sunt menționate în figură 2.10

Figura 2.10. Dimensiunile constructiv adoptate pentru placa de susținere a motorului pas
cu pas.

41
2.1.5 Proiectarea plăcilor de susținere a ghidajelor

Plăcile de susținere a ghidajelor au rolul de a susține a ghidajele cilindrice dar în același
timp au și rolul de poziționare a elementelor componente ce se află deasupra ghidajelor cilindrice
în raport cu celelalte elemente ale mașinii de construcție aditivă.
În structura mașinii de construcție aditivă există două astfel de plăci, o placă ce servește la
orientarea poziționarea roții dințate pentru cureaua de antrenare și după cum se subînțelege din titl u
a ghidajelor cilindrice. A doua placă de susținere servește la orientarea poziționarea motorului de
acționare pas cu pas 23KM -K251 -00V, a plăcii de susținere a motorului pas cu pas. Ambele plăci
au proiectate la partea inferioară a acestora patru găuri f iletate pe o lungime de 5 [mm], găuri ce
servesc la prinderea acestor plăci pe placa de bază a mașinii de construcție aditivă.
Placa de susține a roții dințate de curea și în același timp a ghidajelor este de formă
paralelipipedică și are următoarele dimen siuni adoptate din punct de vedere tehnico -economic:
L=150 [mm] (2.46)
H=55 [mm] (2.47)
G=10 [mm] (2.48)
În care
L- reprezintă lungimea plăcii;
H- reprezintă înălțimea plăcii;
G- reprezintă grosimea plăcii.

Figura 2.11. Placa de susținere a rotii dințate fără toleranțe.

42
Placa de susținere și orientare -poziționare a motorului pas cu pas este în mare identică cu
cea de susținere a roții dințate pentru cureaua de antrenare, aceasta se deosebește de prima prin
faptul că în apropierea centrului acestei se află practicat un canal de secțiune pătrată ce are rolul de
a permite trecerea curelei dințate de acționare. Pe suprafața de orientare poziționare pe placa de
bază a mașinii de construcție aditivă aceasta are practicate 4 găuri filetate de M5 pe o adâncime de
8 [mm] ce permit fixarea acesteia pe placa de bază a mașinii de construcție aditivă.
Placa de susține și orientare -poziționare a motorului pas cu pas și în același timp a
ghidajelor este de formă paralelipipedică și are următoarele dimensiuni adoptate din punct de
vedere tehnico -economic:
L=150 [mm] (2.49)
H=56 [mm] (2.50)
G=10 [mm] (2.51)
În care
L- reprezintă lungimea plăcii;
H- repreintă înălțimea plăcii;
G- reprezintă grosimea plăcii

Figura 2.12. Placa de susține și orientare -poziționare a motorului pas cu pas.

43

Pentru ambele plăci se prescrie un material plastic cu următoarele proprietăți prezentate în
tabelul numărul 4. [14]:
Nr.
Crt. Denumirea caracteristicii Valoare U.M Metoda de
determin are
1. Aspect plăci plane celulare cu 2 și 3 pereți – EN 1013 -4:2000
2. Culoare transparente, bronz, opal,
Albastru și alte culori funcție de cerere. – EN 1013 -4:2000
3. Grosime 4, 6, 8, 10, 16, 20 mm EN 1013 -4:2000
4. Densitate 1,2 g/cm3 SR EN ISO 1183 -1/04

PROPRIETĂȚI MECANICE
5. Rezistența la încovoiere 100 Mpa SR EN ISO 178/2003
6. Modul de elasticitate 2350 Mpa ISO 527
7. Rezistența la tracțiune 65 Mpa SR EN ISO 527 –
1/2000
8. Alungire 110 % ISO 527
IMPACT
9. Proba Charpy (cu
crestătură) *
23 0C; sp = 62mm
50
KJ/m2
Acc. ISO 179 -1eA
10. Proba Izod (cu crestătură) *
23 0C; 3mm
– 30 0C; 3mm
50
10
KJ/m2
Acc. ISO 180
Tehnologia indicată de prelucrare este tăierea cu fascicul LASER, dar se poate prelucra și prin
alte tehnologii convenționale dacă în dotarea atelierului de producție nu există un sistem de tăiere
cu laser.

44
2.16 Proiectarea transmisiilor prin curele

In vederea proiectă rii transmisiei prin curele se avea î n calcul diamet rul axului motor ales
pentru acț ionarea subansamblelor componente dar și de sarcina pe care curele dinț ate le v or
transmite in timpul functionă rii instalatț ei de prelucrare prin aditivare cu fir topit.
Sarcina pe care trebuie să o transmită cureaua dințată este egal ț cu 18 Kg, aceasta va loare
exprimata in Kg face referire greutatea componentelor mobile ce apartin axei x.
In urma consultarii standardelor de specialitate s -au adoptat urmatoarele:
Pentru roata de curea s-au adoptat urmă toarele:
– cod:16T2.5/20 -2;
– codul curelei: 16T2020;
– tipul: 6F;
– tip de flansă : F06;
– numar de dinti: 20:
– Dp=16.00;
– De=15.40;
– Df=20.00;
– Dm=11;
– F= 10;
– L=16;
– d=6.35;
– pasul dintilor= 2.5.
Schema r oții de curea dințată este prezntată in figura 2.13.

Figura 2.13. Dimensiunile rotți de curea dinț ate

45
Pentru cureaua dintată s -au adoptat urmă toarele:
– tipul curelei: T2.5;
– codul: T2.5/600;
– Lungime: 600 [mm];
– Numărul de dinț i: 240;
– t=2.5 [mm];
– ht=0.70 [mm];
– hs=1.30 [mm];
– s=1.50 [mm];
– β=40°.
Schema curelei dintațe este prezentată î n figura 2.14.

Figura 2.14. Schema curelei dintate.

46
2.2 Proiectarea axei „Y”

În proiectarea axei de comandă „Y” a mașinii de construcție aditivă intră în calcul că și în
cazul axei de comandă „X” o sumedenie de factori decizionali care dictează marea majoritate a
elementelor componente ale axei, elemente componente ce sunt supuse unor solicitări dinamice și
valorile constructive ale acestora se vor determina prin calcul dar și componente ce sunt solicitate
doar static și din considerente de simplitate în proiectare anumite cote ale pieselor solicitate static
se vor adopta constructiv.
Pentru dimensionarea cursei axei numerice comandate „Y” se pleacă de la dimensiunea
maximă a piesei stabilită în capitolul 2.1, mai exact dimensiunea maximă a piesei a fost stabilită
ca fiind egală cu 250 [mm], la aceasta dimensiune maximă a piese să mai adăugat o valoare de
10[mm], valoare ce avea rolul de a împiedica materialul depus pe masa de lucru mașinii de
construcție aditivă ce modelează piese tridimensionale cu fir fuzibil să n u fie depus direct pe
muchiile mesei atât din considerente de rigiditate dar și estetice. În altă ordine de idei pentru
dimensionarea axei „Y” vor intra în calcul următoarele:
– cursa de lucru, notată Cl;
– greutatea dispozitivului de extrudare a firului, nota t Ce;
– greutatea sistemului de glisare pe axa „Y”, notat Sg;
– greutatea șuruburilor de prindere a componentelor, notate Sp;

2.2.1 Determinarea cursei de lucru

Cursa de lucru C l se determină pe baza următoarei relații matematice:
Cl=Ca+Cg+Lg (2.2.1)
Ca=250[mm] (2.2.2)
Cg=10[mm] (2.2.3)
Lg=60[mm] (2.2.4)
În care:
– Ca reprezintă cursa activă;
– Cg reprezintă cursa în gol;
– Lg reprezintă lungimea sistemului de glisare;
Lungimea sistemului de ghidare este egală cu 60 [mm], această valoa re este calculată … .

47
Cl=250+10+60[mm] (2.2.5)
Cl=320 [mm] (2.2.6)
Din relația… se observă valoarea efectiva a cursei active a axei „Y”, mai exact cursa ce este
egală cu 320[mm].
2.2.2 Alegerea capul ex truzor

Capul extruzor este un dispozitiv special conceput pentru mașinile de construcție aditivă prin
modelare cu fir topit, acestea au rolul de a prelua firul de la rola special destinată susținerii și
depozitării firului ca mai apoi capul extruzor să îl aducă la o temperatură apropiată de cea de
topire pentru ca într -un final să poată fi depus pe masa de lucru a mașinii de construcție aditivă.
Din motive tehnico -economice se preferă ca întregul cap extruzor să fie achiziționat în
întregime de la o compan ie de specialitate, companie ce se ocupă cu producerea în masă a cestor
dispozitive.
După efectuarea unei scurte documentări pe site -urile de specialitate a companiilor
producătoare de dispozitive de extrudat și nu numai se adoptă un dispozitiv de extrudat cu
numele în magazia companiei „Hot End”, companie ce se poate găsi la adresa:
https://www.optimusdigital.ro/piese -imprimante -3d-capete/1594 -cap-pentru -imprimanta -3d-v6-
remote -duza -de-04-mm-filament -de-175-mm.html , capul extruzor are următoarele specifica ții
tehnice:
– diametrul diuzei este egal cu 0.4 [mm];
– diametrul firului înainte de extrudare 1.75 [mm];
– temperatura de lucru 150 °C;
– tensiunea de alimentare 12 [V];
– masa capului extruzor 600 [g].

Figura 2.15. Capul extruzor

48
2.2.3 Proiectarea Sistemul de glisare

Sistemul de glisare va servi drept placă de prindere a capului extruzor a mașinii de
construcție aditivă dar în același timp va avea și cel mai important rol al sau, și acela de translare
pe pe ghidajele axei „Y” a mașinii de construcție aditivă.
Sistemul mai sus menționat va avea formă paralelipipedică ce va avea proiectat 4 găuri de
prindere nefiletate cu diametrul de 6 [mm] ce vor servi la prinderea mesei de lucru a mașinii de
construcție aditivă. La partea inferioară acesta va avea proiectat 4 „picioare” care vor avea drept
scop poziționarea și translarea pe ghidaje.

Figura 2.16. Sistemul de glisare la nivel de concept.
În figură de mai sus (figura…) este prezentat la nivel de concept sistemul de glisare fără a
avea efectuate încă calcule de rezistență și cote ce ar trebuii să reiasă constructiv.
Dimensiunile constructive ale sistemului de glisare se vor adopta dintr -un simplu motiv și
acela că aceasta nu este supusă la nici o solicitare dinamică, ci doar o solicitare statică care provine
de la greutatea mesei mașinii de construcție aditivă și greutatea maximă a piesei ce va urma să fie
prelucrată.
Se adoptă următoarele dimensiuni:
Lg= 60 [mm]; (2.2.7)
Lg=60 [mm]; (2.2.8)
Hg=25 [mm]. (2.2.9)

49
În care:
Lg- lățimea sistemului de glisare;
Lg – lungimea sistemului de glisare;
Hg- înălțimea sistemului de glisare.

Figura 2.17. Sistemul de glisare pe axa de coordonate „Y”.
Cele 4 găuri de pe sistemul de glisare dispuse echidistant vor fi străpunse și nefiletate.
Materialul adoptat pentru sistemul de glisare va fi… deoarece este un material ce poate fi
cu mare ușurință prelucrat prin tehnologia de injecție de masă plastică.

50
2.2.4 Proiectarea constructiv funcțională a ghidajelor

După stabilirea cursei de lucru se stabilește lungimea necesară ghidajului pentru ca acesta să
își poată îndeplinii rolul constructiv funcțional pe care îl are și aceea de ghidare și susține re a
sistemului de extrudare format din capul extruzor și sistemul de glisare.

Figura 2.18. Schema de principiu a ghidajului cilindric.

Pentru determinarea lungimii necesare ca ghidajul să își îndeplinească rolul funcțional se iau
în calcul următoarele:
– Cursa de lucru notată C l;
– Cursa de siguranță, notată C s;
– Lungimea de sprijin a acestuia, notată l s;
– Lungimea de fixare, notată l f.
Lungimea nominală a ghidajului cilindric pentru axa comandată numeric „Y” se
determină cu ajutorul relației matematice numărul…, iar valorarea acestuia se va nota cu L n

Ln=Cl+Cg+ls+lf (2.2.10)
Ln= [mm] (2.2.11)
În vederea determinării diametrului minim ce asigură la bună funcționare a ghidajului
cilindric se recurge la un calcul de rezistența materialelor din care va rezulta diametrul minim.
Acest calcul va avea în vedre supunerea ghidajului cilindric la încovoie re.

51
Materialul din care se vor construii ghidajele cilindrice pentru axa „Y” trebuie să
îndeplinească o serie de criterii precum:
– Rezistența la tracțiune ridicată;
– Limită de curgere ridicată;
– Conținut scăzut de carbon în vederea unei prelucra bilități ridicate;
– Prețul de achiziție a semifabricatelor să fie redus.
Pe baza criteriilor de mai sus se adoptă un oțel inoxidabil EN 1.4016, acest oțel se poate
procura cu mare ușurință dat fiind faptul că este un normativ European, dar în același t imp este
standardizat și după normativele S.U.A.
Caracteristicile oțelului inoxidabil sunt precizate în tabelul 3
Tabelul 3.
CLASIFICARE COMPOZIȚIA CHIMICĂ EN [%]
Valori minime PROPRIETĂȚI MECANICE EN
Valori minime CONSUMABILE
SUDURĂ EN ASTM C max N Cr Ni Mo Altele Rp 02
N/mm2 Rm
N/mm2 A5
% KV
J
1.4016 430 0,08 – 16 – – – 260 430 20 – 308LMVR sau 309L

Pentru determinarea diametrului minim al ghidajului ca acesta să nu flambeze sau să se
degradeze în timpul funcționarii și să nu își mai îndeplinească rolul funcțional în dimensionarea
cestuia se va porni de la o schemă de principiu a acestuia pe care vor vi figurate încărcările la care
este supus.

Figura 2.19. Reacțiunile și forțele ce acționează pe ghidajul cilindric .
După efectuarea schemei de dimensionare a ghidajului cu toate reacțiunile și încărcările la
care acesta este supus se trece la determinarea reacțiunilor V1 respectiv V2.

52
Ecuația de echilibru static nedeterminată a sistemului este:
V1-F-F-+V2=0 (2.2.12)
Din ecuația de e chilibru static nedeterminată 2.19 se separă valorile cunoscute de cele
necunoscute după cum urmează:
V1+V2=2F (2.2.13)
Se consideră că forța F este o rezultantă a unei forțe distribuite la care este supus ghidajul,
forța distribuită ce reiese din gr eutatea ansamblului ce se translează pe acesta. Dat fiind faptul că
suprafața de contact între sistemul de glisare și ghidaj este foarte mică se adoptă că forța distribuită
rezultată din ansamblul superior să fie aplicată doar într -un singur punct pe ghida j.
Se observă din ecuația… că ghidajul este static nedeterminat, cu alte cuvinte ecuația
rezultantă nu este suficientă pentru dimensionarea ghidajului, în această situație se vor calcula
ecuațiile de echilibru ale momentelor față de punctul 1 respectiv punctul 2 figurate în figură…
pentru a rezulta cel puțin încă o ecuație de echilibru pentru dimensionarea corectă a acestuia.
Rezultă următoarea ecuație de momente față de punctul 1.
(2.2.14)
În care:
a=116,66 (2.2.15)
b=116,66 (2.2.16)
c=116,66 (2.2.17)
Rezultă următoarea ecuație de momente față de punctul 2.
(2.2.18)
În care:
a=116,66 (2.2.19)
b=116,66 (2.2.20)
c=116,66 (2.2.21)
Dacă se înlocuiesc în relațiile matematice de mai sus… Valorile numerice pentru a, b
respective c rezultă:
V1=F (2.2.22)
V2=F (2.2.23)
Se determină valoarea numerică a diametrul ui ghidajului după cum urmează:
[6] (2.2.24)

53
În care:
– Rezistența la rupere admisibilă, ;
– Rezistența la rupere maximă;
D- diametrul ghidajului.
= (g c+gg+gs) ∙ g (2.2.25)
În care:
Gc=570[g] – greutatea capului extruzor (2.2.26 )
Gg=51 [g] – greutatea sistemului de glisare (2.2.27)
Gs=16 [g] – greutatea șuruburilor în grame (2.2.28)
G= 9.81 – accelerația gravitațională (2.2.29)
= (2.2.30)
=7 [N] (2.2.31)
Revenim la relația matematică 2.31 prin care determinăm diametrul minim al ghidajului
cilindric
[6] (2.2.32)
(2.2.33)
(2.2.34)
(2.2.35)
d=0.2[mm] (2.2.36)
Se adoptă valoarea diametrului „d” egală cu 5.90 [mm], această valoare se adoptă din
punct de vedere al esteticii, din punct de vedere al siguranței în exploatare și nu în ultimul rând al
simplității în ceea ce privește comandarea unei bare laminate.
d=5.90 [mm] (2.2.37)

54
2.2.5 Alegerea motorului electric de acționare

Dat fiind faptul că pentru acționarea și comandarea motorului electric de acționare se vor
folosi impulsuri electrice provenite de la un sistem de calcul numeric computerizat, motorul electric
de acționare se va alege în baza a două mari criterii:
– Sarcina pe care trebuie să o transporte;
– Metoda de comandare;
Din prisma faptului că motorul electric de acționare se va comanda numeric prin impulsuri
electrice p rovenite de la un sistem computerizat de calcul, motorul electric de acționare va unul pas
cu pas ce permite comandarea prin impulsuri electrice. Din punctul de vedere al sarcinii ce acesta
va fi obligat să o transmită în prima instanță se va face un calcu l de dimensionare a puterii necesare
pe care va trebuii să o transmită. În calculul de dimensionare vor intra mai multe elemente ce au
fost calculate la începutul proiectului, mai exact greutatea totală a sistemului de componente ce se
află pe ghidaje, ace ste componente sunt:
 capul extruzor;
 sistemul de glisare;
 șuruburile de prindere.
Valorile numerice pentru masa fiecărui component mai sus menționat sunt:
Gc=570[g] – greutatea capului extruzor (2.2.38 )
Gg=51 [g] – greutatea sistemului de glisare (2.2.39)
Gs=16 [g] – greutatea șuruburilor în grame (2.2.40)
G=9.81 – reprezintă accelerația gravitațională
Pn=g c+g g+g s (2.2.41 )
(2.2.42 )
Pn=10 [N] (2.2.4 3)
În urma calculelor de dimensionare rezultă că puterea minimă necesară deplasării
sistemului de componente ce se află pe ghidajelor este de 7[N].
În urma unei căutări pe site -urile de specialitate se adoptă motorul pas cu pas 23KM -K251 –
00V cu următoarele caracteristici dimensionale și funcționale:
Tipul produsului: motor hibrid pas cu pas
Pasul unghiului: 1.8 grade;
Acuratețea pasului: ±5%;
Temaperatura de risc: 80 celsius MAX;

55
Rezistența izolației: 100MΩ MIN.;
Puterea dielectricului: AC50V;
Tensiune de a limentare: 12V;
Puterea exprimată în Newtoni: 210 [N];
Masă: 470 [g]

Figura 2.20. Cotele de gabarit ale motorului pas cu pas 23KM -K251 -00

56
2.2.6 Proiectarea transmisiilor prin curele

In vederea proiectarii transmisiei prin curele se avea in calcul diametrul axului motor ales
pentru actionarea subansamblelor componente dar si de sarcina pe care curele dintate le vor
transmite in timpul functionarii instalatiei de prelucrare prin aditivare cu fir topit.
Sarcina pe care trebuie sa o transmita cureaua d intata este egala cu 18 Kg, aceasta valoare
exprimata in Kg face referire greutatea componentelor mobile ce apartin axei x.
In urma consultarii standardelor de specialitate s -au adoptat urmatoarele:
Pentru roata de curea s -au adoptat urmatoarele:
– cod:16T2 .5/20 -2;
– codul curelei: 16T2020;
– tipul: 6F;
– tip de flansa: F06;
– numar de dinti: 20:
– Dp=16.00;
– De=15.40;
– Df=20.00;
– Dm=11;
– F= 10;
– L=16;
– d=6.35;
– pasul dintilor= 2.5.
Schema rotii de curea dintata este prezntata in figura…….

Figura……Dimensiunile rotii de curea dintate

57
Pentru cureaua dintata s -au adoptat urmatoarele:
– tipul curelei: T2.5;
– codul: T2.5/600;
– Lungime: 600 [mm];
– Numarul de dinti: 240;
– t=2.5 [mm];
– ht=0.70 [mm];
– hs=1.30 [mm];
– s=1.50 [mm];
– β=40°.
Schema curelei dintate este figurata in figura ……..

Figura……Schema curelei dintate.

2.2.7 Proiectarea plăcii de capăt pentru prinderea ghidaj elor

Placa de capăt pentru prinderea ghidajelor are drept scop orientarea și poziționarea
ghidajelor cilindrice ale axei comandate numeric „Y” și în același timp și prinderea acestora de
piulițele șuruburilor de translație a axei comandate numeric „Z”.
Schema de principiu a plăcii de capăt pentru prinderea ghidajelor este prezentată în
figură… de unde se observă forma constructivă a acesteia, f ormă ce nu este de o complexitate
ridicată din punct de vedere al geometriei. Aceasta are practicate patru găuri nefiletate, cu o
valoare a diametrului de 6 [mm] unde se vor monta șuruburile de prindere pe piulițele ce se vor
deplasa pe șuruburile axei „Z” .

Figura… Schema de principiu a plăcii de capăt pentru prinderea ghidajelor

58
2.3 Proiectarea axei „Z”

În proiectarea axei de comandă „Z” a mașinii de construcție aditivă intră în calcul că și în
cazul axei de comandă „X” și „Y” o sumedenie de factori decizionali care dictează marea
majoritate a elementelor componente ale axei, elemente componente ce sunt supuse unor
solicitări dinamice și valorile constructive ale acestora se vor determina prin calcul dar și
componente ce sunt solicitate doar static și din considerente de simplitate în proiectare anumite
cote ale pieselor solicitate static se vor adopta constructiv.
În vederea proiectării acestei axe comandate numeric foarte multe dimensiuni se vor adopta
de la celelalte axe comandate numeric „X” respec tiv „Y”. Aceste valori ce vor fi adoptate fac
referire înălțimea axei și distanța dintre coloanele de susținere ce este dictată de dimensiunea
piesei ce va fi prelucrată și subansamblul axei „Y”.
In prima instanta in vederea proiectarii axei comandate nume ric z se va porni ca si in cazul
axei x de la stabulirea unor date initiale de proiectare, aceste date initiale se refera stict l a grutatea
ansamblului axei y, in acest ansamblu intra: capul extruzor, ghidajele cilindrice, sistemul de
glisare, suruburile d e prindere, motorul de actionare pas cu pas, piuletele cu filet patrat ce au rolul
in a deplasa intregul sistem pe axa z si nu in ultumul rand suruburile ce asigura deplasarea
sistemului.

2.3.1 Alegerea motorului electric de acționare

Dat fiind faptul c ă pentru acționarea și comandarea motorului electric de acționare se vor
folosi impulsuri electrice provenite de la un sistem de calcul numeric computerizat, motorul electric
de acționare se va alege în baza a două mari criterii:
– Sarcina pe care trebuie să o transporte;
– Metoda de comandare;
Din prisma faptului că motorul electric de acționare se va comanda numeric prin impulsuri
electrice provenite de la un sistem computerizat de calcul, motorul electric de acționare va unul pas
cu pas ce permite com andarea prin impulsuri electrice. Din punctul de vedere al sarcinii ce acesta
va fi obligat să o transmită în prima instanță se va face un calcul de dimensionare a puterii necesare
pe care va trebuii să o transmită. În calculul de dimensionare vor intra ma i multe elemente ce au
fost calculate la începutul proiectului, mai exact greutatea totală a sistemului de componente ce se
află pe ghidaje, aceste componente sunt:
 capul extruzor;
 sistemul de glisare;
 șuruburile de prindere;
 ghidajele cilindrice;

59
 motorul de actionare pas cu pas;
 piulitele cu filet patrat;
 suruburile cu filet patrat.
Valorile numerice pentru masa fiecărui component mai sus menționat sunt:
gc=570[g] – greutatea capului extruzor (2.2.38 )
gg=51 [g] – greutatea sistemului de glisare (2.2.39)
gs=16 [g] – greutatea șuruburilor în grame (2.2.40 )
ggc= – reprezinta greutatea ghidajelor cilindrice (2.2.41 )
gm= – reprezinta greutatea motorului de actionare (2.2.42 )
gp= – reprezinta greutatea p iulitelor (2.2.43 )
gsp= – reprezinta greutatea suruburilor (2.2.44 )
g=9.81 – reprezintă accelerația gravitațională (2.2.45)
Pn=g c+g g+g s+g cs+g m+g p+g sp (2.2.46 )
Pn=570+51+16+80+80+470+16+50 (2.2.47)
Pn=25 [N] (2.2.48 )
În urma calculelor de dimensionare rezultă că puterea minimă necesară deplasării
sistemului de componente ce se află pe ghidajelor este de 7[N].
În urma unei căutări pe site -urile de specialitate se adoptă motorul pas cu pas 23KM -K251 –
00V cu următoarele caracteristici dimensionale și funcționale:
Tipul produsului: motor hibrid pas cu pas
Pasul unghiului: 1.8 grade;
Acuratețea pasului: ±5%;
Temaperatura de risc: 80 celsius MAX;
Rezistența izolației: 100MΩ MIN.;
Puterea dielectricului: AC50V;
Tensiune de alimentare: 12V;
Puterea exprimată în Newtoni: 210 [N];
Masă: 470 [g]

60

Figura… Cotele de gabarit ale motorului pas cu pas 23KM -K251 -00

2.3.2 Proiectarea Placa de prindere a componentelor axei Z

Placa de prindere a componentelor axei Z are dret sco pozitionarea relativa a
componentelor si fixarea acestora in a nu se deplasa una fata de alta. Pe acesta placa se vor mota
componente precum: motorul de actionare pas cu pas, cupla de prindere a ghidajului cilindric, si
coloanele de sustinere a axei y.
In vederea proiectarii acrstei placi de fixare si pozitionare toate cotele de orientarea si
pzitionare se vor prelua de la elementele componente. Orientarea si pozitionarea relative e
elementelor se va face astfel incat fiecare elemet al axei z sa isi poata indeplinii rolul functional.

Figura…… Placa de prindere a componentelor axei Z

2.3.3 Proiectarea cuplei de prindere pentru ghidajul cilindric

61

Cupla de prindere pentru ghidajul cilindric face referire la o constructie de o simplitate
redusa, mai exact se adopta ca forma geometrica pentru cupla de prindere a ghidajului sa fie de
forma cilindrica, forma ce are practicate 4 gaur i cu diametrul de 5 [mm]. Acesta prezinta centrat o
bucsa cilindrica cu prilata la interior ce impiedica rotirea ghidajului in timpul functionarii masinii
de constructie aditiva.
Dat fiind faptul ca ghidalul cilindric este supus unor reactiuni extrem de r eduse ce se pot
negliza in vederea proiectarii ecestuia este extrem de convenabil din punct de vedere al proiectarii
ca dimensiunile culpei de prindere sa fie adoptate dupa bunul plac al proiectantului.
In figura…. este prezentata imaginea cuplei de prindere a ghidajului.

Figura….. Cupla de prindere a ghidajului cilindric

2.3.4 Proiectarea coloanelor de sustinere

Coloanele de sustinere sunt elemente constructive din structura masinii de constructie
aditiva ce au rolul de sustinere a componentel or superioare acestora.
Din punct de vedere al solicitarilor la care sunt supuse coloanele de sustinere, acestea sunt
solicitate doar static, din aceste considerente cotele dimesionale ale acestora se adopta.

Figura….. Colona de sustiner e

Proiectarea suruburilor de antrenare

62
Suruburile de antrenare au rolul de a transforma miscarea de rotatie primita de la motorul
electric pas cu pas in miscare de translatie cu ajutorul piulitei ce este montata pe ghidajele axei y.
Din examinarea desenul ui de ansamblu a instalație pentru prelucrarea prin aditivare cu fir
topit se deduce faptul ca lungimea surubului de antrebare trebuie sa fie de 348 [mm], si o lungime
nefiletata la ambele capete de 10 [mm], lungime ce are rolul in fixarea acestuia in cupla
motorului respective in rulmentul de la parta superioara a placii de prindere a elementelor axei z.
Dupa cunfruntarea standardelor de suruburi s -a constat ca nu exista o lungime de 348 [mm]
standardizata pentru suruburi. Convenim ca surubul de ghida re sa fie prelucrat.

Proiectarea ghidajului de sustinere.

Ghidajul de sustinere are rolul de a ghida intreaga axa y in vederea ca aceasta sa nu se
destabilizeze in timpul functionarii. Dat fiind faptul ca acesta nu este supus la nicio solicitare
dinamic a ci doar foarte putin static, convenim ca valoarea diametrului acesta sa fie ales astfel
incat acesta sa fie usor de procurat dintr -un standard adecvat.

Figura…. Schema de principiu a ghidajului de sustinere.

63
Partea II

64
Capitolul I.
TEMA PROIECTULUI
Tema proiectului: să se proiecteze tehnologia de prelucrare prin aschiere a unei piese
data in anexa 1, pe masini unelte universale in urmatoarele conditii:
Date initiale :
– Desenul de execuție a piesei;
– Echipamentul disponibil: cel corespunzător secției de prelucrări mecanice de la
societatea comercială … ( atelierele de prelucrari mecanice de la CMMI), cu posibilitatea de a
propune achiziționarea a cel mult două mașini -unelte, în raport cu cele existente;
– Volumul p roducției:14000 buc /3 luni
– Fond de timp: corespunzător unui schimb (8 ore pe zi)
– Criteriul principal: cost minim.
Etape proiect TCM:
1. Verificarea desenului de execuție
2. Analiza tehnologicității de fabricație piesei
3. Alegerea semifabricatului
4. Stabilirea traseului tehnologic
5. Determinarea mărimii adaosurilor de prelucrare și a dimensiunilor intermediare
6. Determinarea parametrilor regimului de prelucrare
7. Determinarea normelor de timp
8. Analiza tehnico -economică

65

1.1 Verificarea desenului de execuție

Desenul de execuție constituie cel mai important document pentru elaborarea procesului
tehnologic de fabricație a unui reper.
Verificarea desenului de execuție a unui reper prezintă următoarele două aspecte:
– Respectarea prescripțiilor standardelor în vig oare;
– Verificarea tehnologicitatii piesei.
Aceste verfificari prevăd următoarele:
– Construcția reperului;
– Forma;
– Dimensiunile;
– Toleranțele;
– Gradul de finisare;
– Materialul.
În urma verificării desenului de execuție, din acest punct de vedere, s -au constatat:
– Numărul de cote este minim, dar suficient pentru execuția și verificarea
Piesei;
– Prin modul de cotare nu rezultă lanțuri de cote închise;
– Pentru cotele de precizie sunt înscrise abaterile limita;
– În spațiul liber al desenul ui sunt înscrise condițiile tehnice
Corespunzătoare;
– Toleranțele la cotele libere sunt în conformitate cu SREN 22768 -2.
Tehnologicitatea, ca noțiune, se referă la două aspecte:
– Tehnologicitatea de exploatare;

66
– Tehnologicitatea de fabricație.
În urma analizei reperului din punct de vedere al tehnologicitatii, rezultă următoarele:
– Este posibilă asimilarea fabricației acestui reper în scurt timp;
– Se pot folosi procedee tehnologice moderne, de mare productivitate,
Pentru obținerea r eperului;
– Este necesar un consum mic de material;
– Materialul prescris este suficient de prelucrabil, nemainecesitand nici un
Fel de măsuri în acest sens;
– Reperul prezintă suprafețe simple ce permit accesul ușor al sculelor și
Verificatoarelor;
– Reperul prezintă suprafețe ce pot fi folosite drept baze de cotare, baze de
Așezare și baze de fixare.

1.2 Analiza tehnologicității de fabricație piesei

Avem o producție individuală cu următoarele caracteristici:
– Lipsa perspectivei de repetare a prelucrării acelorași piese;
– Utilizarea mașinilor – unelte și a S. D. V. – urilor universale;
– Coeficientul de încărcare a mașinii – unelte folosite este redus;
– Documentația tehnologică este sumară;
– Folosirea largă a prelu crărilor după trasaj;
– Reglarea sculelor la cotă se face pe grupe de mașini;
– Necesită mâna de lucru cu înaltă calificare;
– Asamblarea se realizează prin metoda ajustărilor.

3. Alegerea semifabricatului

Reperul este executat din OLC45 STAS 880 – 80 cu următoarele caracteristici:
– Limita de curgere: σ c = 480 N/[mm]2
– Rezistență la rupere: σ c = 690 ÷ 840 N/[mm]2
– Alungirea: A = 14%
– Reziliența: KCU/2 = 60 J/cm2
– Duritate maximă: – normalizat – 230 HB
– Recopt – 207 HB
Având în vedere ca producția este individuală și ca piesa finală nu prezintă diametre mari
între diametrele secțiunilor transversale, alegem un semifabricat laminat la cald, normalizat, sub
forma de secțiune circulară, conform STAS 333 – 87, din șirul de valori: 22; 25; 26; 28; 30; 32 .
Din calculele ulterioare rezultă pentru semifabricat dimensiunea:
(Tsmf=1,2 [mm]).

67
Acest semifabricat prezintă o structură de ferită în proporție de 30 ÷ 60%, iar restul
perlită. O asemenea structură este favorabilă prelucrării prin așchiere.
Condi ții de formă (conform STAS 333 – 87)
– Abaterea de la rectilinitate: 3 [mm]/m
– Ovalitatea, exprimată prin diferența dintre două diametre perpendiculare
Măsurate în aceeași secțiune: 0,75 din abaterile limită la diametru;
– Barele trebuie tăiate fără îndoirea capetelor și fără deformarea sensibilă a
Secțiunii transversale.

1.4 STABILIREA TRASEULUI TEHNOLOGIC

Pentru obținerea unei piese finite dintr -un semifabricat există mai multe posibilități de
abordare a succesiunii operațiilor de prelucrare. Dar nu orice succesiune de operații poate asigură
îndeplinirea conocmitenta a celor trei criterii care stau la baza elaborării proceselor tehnologice.
Un principiu de bază care trebuie respectat la elaborarea proceselor tehnologice îl
constitui e menținerea, pe cât posibil, a acelorati baze tehnologice.
Un aspect important care trebuie avut în vedere la elaborarea proceselor tehnologice este
gradul de detaliere a acestora pe operații și faze de prelucrare.
În elaborarea procesului tehnologic pent ru reperul dat se va folosi principiul concentrării
operațiilor. Concentrarea tehnică a operațiilor se bazează pe executarea unui număr mare de
prelucrări: elementare, succesive, la un singur loc de muncă, păstrând, de regulă, aceeași
orientare și fixare a piesei. Procesul tehnologic astfel proiectat conține, de regulă, un număr mare
de operații cu faze multiple și, în cadrul fiecărei operații, semifabricatul suferă transformări
importante ale formei și dimensiunilor.
Notarea suprafețelor reperului:

1.4.1 Stabilirea succesiunii operațiilor

Alegerea succesiunii se face ținând seama de următorii factori:
– Productivitatea mașinilor – unelte existente;
– Condițiile tehnice impuse;

68
– Mărimea coeficientului total (Δ tot) de precizie impus, ce trebuie realizat
În urma fiecărei suprafețe în parte.
Valoarea coeficientului de precizie total, Δ tot, este dată de relația:
(1)
Unde:
Tsmf – toleranța semifabric atului, [μm];
Tp – toleranța piesei obținute dup ă prelucrare, [μm].
De asemenea, valoarea coeficientului de precizie total, Δ tot, se poate obține prin
combinarea diferitelor metode de prelucrare pe diferite mașini – unelte:

(2)

În care:
Este coeficientul de precizie al fazei respective.
Dacă valoarea lui Δ tot calculat că produs de Δ i este cel puțin egală cu valoarea lui Δ tot c,
suprafața se consideră încheiată.
Pentru reperul dat am ales ca semifabricat de pornire bara rotundă . Deci:
(3)
În care:
Tp = 13 [µm] – toleranța suprafeței piesei cu dimensiunea [mm] și rugozitatea
Ra = 0,8 [µm].
Alegem operațiile de prelucrare în următoarea ordine:

1. Strunjire de degroșare – clasa 7 cu T 1 = 0,280 [mm]
(4)

2. Strunjire de finisare – clasa 5 cu T 2 = 0,084 [mm]
(5)

3. Rectificare de degroșare – clasa 4 cu T 3 = 0,021 [mm]
(6)

4. Rectificare de finisare – clasa 2 cu T 4 = 0,014 [mm] ≈ T p.
(7)

69
Deci:
(8)
Suprafața este considerată încheiată.

1.4.2 Traseul tehnologic de prelucrare

Nr.
crt. Denumirea
operației Schița operației S. D. V. M. U.
1. Debitare
– Pânza circulară
de fierăstrău
– Șubler – Fierăstrău
circular
F.C. 200
2. Frezarea și
centruirea la
capete
– Freză cilindro –
frontala
– Burghiu de
centruire
– Șubler – Mașina de
frezat și
centruit
bilaterală
R.D.G.
3. Strunjire de
degroșare
(prinderea I)
– Cuțit de
degroșare
– Inimă de
antrenare
– Șubler S.N. 400
4. Strunjire de
degroșare
(prinderea I)
– Cuțit de
degroșare
– Inimă de
antrenare
– Șubler S.N. 400

70
Nr.
crt. Denumirea
operației Schița operației S. D. V. M. U.
5. Strunjire de
finisare și
teșire
– Cuțit de
finisare
– Cuțit de teșire
– Inimă de
antrenare
– Micrometru S.N. 400
6. Strunjire de
finisare și
teșire
(prinderea II)
– Cuțit de
finisare
– Cuțit de teșire
– Inimă de
antrenare
– Micrometru S.N. 400
7. Strunjire
canale
– Cuțit de
canelat
– Șubler
– Inimă de
antrenare S.N. 400
8. Frezare canal
până –
ajustare
– Freză deget
– Șubler
– Pilă rotundă – Freză
verticală
F.V.32
9. Frezarea
canelurii –
ajustare
– Freză melc de
canelat
– Micrometru
– Șubler
– Calibru pentru
arbori canelați
– Pilă rotundă – Mașina de
danturat
F.D. 320
10. Tratament
termic Călire + revenire la 40 ÷ 45 HRC

71
Nr.
crt. Denumirea
operației Schița operației S. D. V. M. U.
11. Rectificare de
degroșare
– Disc abraziv
– Rugozimetru C.E.Z. 312
M
12. Rectificare de
finisare
– Disc abraziv
– Rugozimetru C.E.Z. 312
M
13. Control final – Masă de
control
– Prismă de
control
– Șubler
– Micrometru
– Comparator
– Rugozimetru

1.5 CALCULUL ADAOSULUI DE PRELUCRARE
ȘI AL DIMENSIUNILOR INTERMEDIARE
1.5.1 Noțiuni de bază

A) Adaosul de prelucrare
Pentru determinarea adaosului de prelucrare se folosesc:
– Metoda de calcul analitic;
– Metoda experimental – statistică.
Comparativ cu adaosurile de derminate experimental – statistic, calculul analitic poat e
conduce la economii de material de 6 ÷ 15% din greutatea piesei finite.
Adaosul de prelucrare intermediar minim se calculează cu ajutorul relațiilor:

72
1. – Pentru adaosuri simetrice (pe diametru) la suprafețele exterioare și interioare de
revoluție:
(9)
2. – Pentru adaosuri simetrice la suprafețe plane opuse prelucrate simultan:
(10)
3. – Pentru adaosuri asimetrice:
(11)
În care:
 Ac min – adaosul de prelucrare minim considerat pe o parte;
 Rzp – înălțimea neregularitățil or de suprafață rezultate la faza precedentă;
 Sp – adâncimea stratului superficial defect (ecruisat) format la faza precedentă;
 εc – eroarea de așezare la faza de prelucrare considerată.
B) dimensiunile intermediare
Relațiile de calcul ale dimensiunilor in termediare se stabilesc din analiza schemelor de
dispunere a adaosurilor intermediare și toleranțelor tehnologice.
În cazul producției de serie mică sau individuală se folosește metoda obținerii individuale
a dimensiunilor.
Dispunerea adaosurilor de preluc rare se face conform schemei următoare:

Suprafețe exterioare Suprafețe interioare
1. – Pentru suprafețele exterioare cu adaosuri simetrice se pot scrie relațiile:
2·A c nom = 2·A c min + T p (12)
Dp max = d c max + 2·A c nom (13)
Dp min = dp max – Tp (14)
Dp nom = d p max (rotunjt) (15)
2. – Pentru suprafețele interioare cu adaosuri simetrice se pot scrie relațiile:
2·A c nom = 2·A c min + T p (16)
Dp min = D c min – 2·A c max (17)
Dp max = D p min – Tp (18)
Dp nom = D p min (rotunjit) (19)
În documentația tehnologică se va prescrie cota:
Dp nom = D p min + T p (20)
La dimensiunile nominale ale semifabricatelor brute, abaterile limită sunt date în plus și în
minus, conform schemei urmă toare:

73

Suprafețe exterioare Suprafețe interioare
1. – Pentru suprafețele exterioare cu adaosuri dispuse simetric:
2·A c nom = 2·A c min + A i (21)
Dnom sf = d c max + 2·A c nom (22)
2. – Pentru suprafețele interioare cu adaosuri dispuse simetric:
2·A c nom = 2·A c min + A s (23)
Dnom sf = D c min – 2·A c nom (24)
Observație:
P – indice semnificând operația precedentă;
C – indice semnificând operația curentă;
Ai – abaterea inferioară la diametrul semifabricatului brut;
As – abaterea sup erioară la diametrul semifabricatului brut.

1.5.2 Calculul adaosurilor de prelucrare și al dimensiunilor intermediare
1.5.2.1 Suprafață cilindrică exterioară C
A) Înainte de rectificarea de degroșare, după tratamentul termic:
(25)
În care:
Εc = 0 (prindere între vârfuri) (26)
Rzp = 25 [µm] (27)
Sp = 0 [µm] (28)
Ρp = 2·A c ·lc = 2·0,4·152,5 = 122 [µm] (29)
Deci:
2·A c min = 2· (25 + 0) + 2·122 = 50 + 244 = 294[µm] (30)
Având T p = 140 [µm], se obține:
2·A c nom = 2·A c min + T p = 294 + 140 = 434 [µm] (31)
Dp max = d c max + 2·A c nom = 25 + 0,434 = 25,434 [mm] (32)
Rotunjim:
Dp max = 25,5 [mm] = d p nom (33)
Dp min = d p max – Tp = 25,5 – 0,140 = 25,36 [mm] (34)
– Diametrul nominal de la care pornește rectificarea este:
Dp nom = 25,5 [mm] (35)
B) Înainte de strunjirea de finisare și după strunjirea de degroșare:
(36)

74
În care:
Εc = 0 (prindere între vârfuri) (37)
Rzp = 50 [µm] (38)
Sp = 50 [µm] (39)
Ρp = = 15,16 [µm] (40)
Ρc = 2·0,12·152,5 = 36,6 [µm] (41)
Ρcentr = 250 [µm] (42)
K = 0,06 (43)
Deci:
2·A c min = 2· (50 + 50) + 2·15,16 ≈ 230 [µm] (44)
Având T p = 280 [µm], se obține:
2·A c nom = 2·A c min + T p = 230 + 280 = 510 [µm] (45)
Dp max = d c max + 2·A c nom = 25,5 + 0,510 = 26,01 [mm] (46)
Rotunjim:
Dp max = 26,1 [mm] = d p nom (47)
Dp min = d p max – Tp = 26,1 – 0,280 = 25,82 [mm] (48)
– Diametrul nominal de la care se pornește strunjirea de finisare

C) Înainte de strunjirea de degroșare, pornind de la semifabricat:

Dp nom = 26,1 [mm] (49)
(50)
În care:
Εc = 0 (prin dere între vârfuri) (51)
Rzp = 150 [µm] (52)
Sp = 150 [µm] (53)
Ρp = = 252,7 [µm] (54)
Ρc = 2·0,12·152,5 = 36,6 [µm] (55)
Ρcentr = 250 [µm] (56)
K = 1 (57)
Deci:
2·A c min = 2· (150 + 150) + 2·252,7 ≈ 1105,4 [µm] (58)
Având A i = -700 [µm], se obține:
2·A c nom = 2·A c min + |A i| = 1105,4 + 700 ≈ 1805,4 [µm] (59)
Dnom sf = d c max + 2·A c nom = 26,1 + 1,8 = 27,9 [mm] (60)
– Diametrul nominal al s emifabricatului de la care se pornește strunjirea de degroșare
Dnom sf = 28 [mm] (61)

75
1.5.2.2 Suprafață cilindrică exterioară B

A) Înainte de rectificarea de finisare și după rectificare 838b16i carea de degroșare:
(62)
În care:
Εc = 0 (prindere între vârfuri) (63)
Rzp = 10 [µm] (64)
Sp = 20 [µm] (65)
Ρp = 2·Δ c·lc·k = 0,672 [µm] (66)
Δc = 0,4 [µm]/[mm] (67)
K = 0,06 (68)
Deci:
2·A c min = 2· (1 0 + 20) + 2·0,672 ≈ 62 [µm] (69)
Având T p = 45 [µm], se obține:
2·A c nom = 2·A c min + T p = 62 + 45 = 107 [µm] (70)
Dp max = d c max + 2·A c nom = 20,015 + 0,107 = 20,122 [mm] (71)
Rotunjim:
Dp max = d p nom = 20,2 [mm] (72)
Dp min = d p max – Tp = 20,2 – 0,045 = 20,155 [mm] (73)
– Diametrul nominal de la care pornește rectificarea de finisare
Dp nom = 20,2 [mm] (74)
B) Înainte de rectificarea de degroșare, după tratamentul termic:
(75)

În care:
Εc = 0 (prindere între vârfuri) (76)
Rzp = 25 [µm] (77)
Sp = 0 [µm] (78)
Ρp = 2·Δ c·lc = 2·0,4·14 = 11,2 [µm] (79)
Δc = 0,4 [µm]/[mm] (80)
Lc = 14 [µm] (81)
Deci:
2·A c min = 2· (25 + 0) + 2·11,2 ≈ 73 [µm] (82)
Având T p = 140 [µm], se obține:
2·A c nom = 2·A c min + T p = 73 + 140 = 213 [µm] (83)
Dp max = d c max + 2·A c nom = 20,2 + 0,213 = 20,413 [mm] (84)
Rotunjim:
Dp max = d p nom = 20,5 [mm] (85)
Dp min = d p max – Tp = 20,5 – 0,140 = 20,36 [mm] (86)
– Diametrul nominal de la care pornește rectificarea de degroșare

76
Dp nom = 20,5 [mm] (87)
C) Înainte de strunjirea de finisare, după strunjirea de degroșare:
– Se adoptă același adaos nominal ca la suprafața C:
2·A c nom = 510 [µm] (88)
Tp = 280 [µm] (89)
Dp max = d c max + 2·A c nom = 20,5 + 0,510 = 21,01 [mm] (90)
Rotunjim:
Dp max = d p nom = 21,1 [mm] (91)
Dp min = dp max – Tp = 21,1 – 0,280 = 20,82 [mm] (92)
– Diametrul nominal de la care pornește strunjirea de degroșare
Dp nom = 21,1 [mm] (93)

1.5.2.3 Suprafețele cilindrice exterioare E și G

A) Înainte de rectificarea de finisare și după rectificare 838b16i carea de degroșare:
– Se adoptă același adaos nominal ca la suprafața B:
2·A c nom = 107 [µm] (94)
Tp = 45 [µm] (95)
Dp max = d c max + 2·A c nom = 20,015 + 0,107 = 20,122 [mm] (96)
Rotunjim:
Dp max = d p nom = 20,2 [mm] (97)
Dp min = d p max – Tp = 20,2 – 0,045 = 20,155 [mm] (98)
– Diametrul nominal de la care pornește rectificarea de finisare
Dp nom = 20,2 [mm] (99)
B) Înainte de rectificarea de degroșare, după tratamentul termic:
– Se adoptă același adaos nominal ca la suprafața B:
2·A c nom = 213 [µm] (100)
Tp = 140 [µm] (101)
Dp max = 2·A c nom + d c max = 0,213 + 20,2 = 20,413 [mm] (102)
Rotunjim:
Dp max = d p nom = 20,5 [mm] (103)
Dp min = d p max – Tp = 20,5 – 0,140 = 20,36 [mm] (104)
Diametrul nominal de la care pornește rectificarea de degroșare
Dp nom = 20,5 [mm] (105)
C) Înainte de strunjirea de finisare, după strunjirea de degroșare:
– Se adoptă același adaos nominal ca la suprafața B:
2·A c nom = 510 [µm] (106)
Tp = 280 [µm] (107)
Dp max = d c max + 2·A c nom = 20,5 + 0,510 = 21,01 [mm] (108)
Rotunjim:

77
Dp max = d p nom = 21,1 [mm] (109)
Dp min = d p max – Tp = 21,1 – 0,280 = 20,82 [mm] (110)
Diametrul nominal de la care pornește strunjirea de finisare este:
Dp nom = 21,1 [mm] (111)

D) Înainte de strunjirea de degroșare
Adaosul nominal se determină prin diferența diametrelor de strunjire ale treptelor vecine:
2·A c nom = 26,1 – 21,1 = 5 [mm] (112)
Tp = 140 [µm] (113)
Deci diametrul nominal de la care pornește strunjirea de degroșare este:
Dp nom = 26,1 [mm] (114)

1.5.2.4 Suprafețele cilindrice exterioare D și F

A) Înainte de strunjire:
Adaosul no minal se determină prin diferența diametrelor de strunjire ale treptelor vecine:
2·A c nom = 20,5 – 19 = 1,5 [mm] (115)
Deci diametrul nominal de la care pornește strunjirea este:
Dp nom = 20,5 [mm] (116)

1.5.2.5 Suprafața cilindrică exterioară I

A) Înainte de rectificarea de finisare și după rectificare 838b16i carea de degroșare:
– Se adoptă același adaos nominal ca la suprafața B:
2·A c nom = 107 [µm] (117)
Tp = 45 [µm] (118)
Dp max = d c max + 2·A c nom = 17,012 + 0,107 = 17,199 [mm] (119)
Rotunjim:
Dp max = d p nom = 17,2 [mm] (120)
Dp min = d p max – Tp = 17,2 – 0,045 = 17,165 [mm] (121)
– Diametrul nominal de la care pornește rectificarea de finisare
Dp nom = 17,2 [mm] (122)
B) Înainte de rectificarea de degroșare, după tratamentul termic:
– Se adoptă același adaos nominal ca la suprafața B:
2·A c nom = 213 [µm] (123)
Tp = 140 [µm] (124)
Dp max = d c max + 2·A c nom = 17,2 + 0,213 = 17,413 [mm] (125)

Rotunjim:

78
Dp max = d p nom = 17,5 [mm] (126)
Dp min = d p max – Tp = 17,5 – 0,140 = 17,36 [mm] (127)
– Diametrul nominal de la care pornește rectificarea de degroșare
Dp nom = 17,5 [mm] (128)
C) Înainte de strunjirea de finisare, după strunjirea de degroșare:
– Se adoptă același adaos nominal ca la suprafața B:
2·A c nom = 510 [µm] (129)
Tp = 280 [µm] (130)
Dp max = d c max + 2·A c nom = 17,5 + 0,510 = 18,01 [mm] (131)
Rotunjim:
Dp max = d p nom = 18,1 [mm] (132)
Dp min = d p max – Tp = 18,1 – 0,280 = 17,82 [mm] (133)
– Diametrul nominal de la care pornește strunjirea de finisare
Dp nom = 18,1 [mm] (134)
D) Înainte de strunjirea de degroșare:
Adaosul nominal se determină prin diferența diametrelor de strunjire ale treptelor vecine:
2·A c nom = 21,1 – 18,1 = 8 [mm] (135)
Deci diametrul nominal de la care pornește strunjirea de degroșare este:
Dp nom = 21,1 [mm] (136)

1.5.2.6 Suprafața cilindrică exterioară H

Înainte de strunjirea cu cuțit de canelat:
– Adaosul nominal se determină prin diferența diametrelor de strunjire ale treptelor
vecine:
2·A c nom = 17,5 – 16 = 1,5 [mm] (137)
Deci diametrul nominal de la care pornește strunjirea este:
Dp nom = 17,5 [mm] (138)

1.5.2.7. Suprafețele frontale de capăt M și N

Suprafețele frontale de capăt vor fi supuse prelucrărilor de:
– Debitare cu fierăstrău circular;
– Frezare bilaterală cu capete frontale.
(139)
În care:
Rzp + S p = 0,3 [mm] (140)
Ρp = 0,01·D = 0,01·28 = 0,28 [µm] (141)
Εc = 0 (142)

79
Deci:
2·A c min = 2·0,8 + 2·0,28 = 1,16 [mm] (143)
Toleranța la lungimea de debitare, în treaptă 14 de precizie este 1300[µm].
Abaterile l imită sunt ±0,65 [mm].
Deci:
2·A c nom = 2·A c min + |A i| = 1,16 + 0,65 = 1,81 [mm] (144)
Lnom = L max + 2·A c nom = 305,1 + 1,81 = 306,91 [mm] (145)
Se rotunjește:
Lnom = 307 [mm] (146)
La debitare se va respecta cota:
Lnom = 307 [mm] (147)
Valoarea recalculată a adaosului este:
2·A c nom = L nom – L = 307 – 305 = 2 [mm] (148)
Pe fiecare suprafața frontală:
Ac nom = 1 [mm] (149)

1.6 DETERMINAREA REGIMURILOR DE AȘCHIERE
1.6.1 Noțiuni de bază

Regimul de așchiere este fac torul principal care determină valoarea normei de lucru și
reprezintă totalitatea următorilor parametri:
– Adâncimea de așchiere;
– Avansul de lucru;
– Viteza de așchiere.
Alegerea regimului de așchiere se face în concordanță nu numai cu operația, ci și cu faza
de lucru. La alegerea celui mai rațional regim de așchiere se iau în considerare valorile cele mai
avantajoase ale parametrilor de lucru în ceea ce privește productivitatea, precizia de prelucrare și
rugozitatea suprafețelor de prelucrat.
La proiecta rea regimului de lucru se stabilesc următoarele etape de lucru:
– Alegerea mașinii – unelte;
– Alegerea sculei așchietoare;
– Determinarea adâncimii, avansului și vitezei de așchiere;
– Determinarea turației de lucru și recalcularea vitezei de lucru și a
Durabilității sculei;
– Determinarea momentului de torsiune și a puterii efective de așchiere.

1.6.2 Alegerea mașinii – unelte

Alegerea tipului și dimensiunii mașinii – unelte se face pe baza caracteristicilor producției
și semifabricatelor care urmează a fi prelucrate. La producția de serie mică și unicate, când la

80
aceeași mașină urmează să se execute mai multe operații, ea trebuie să corespundă condițiilor de
trecere ușoară de la o operație la alta.
Pentru alegerea mașinii unelte trebuie să se ia în calcul următorii factori:
– Felul prelucrării ce trebuie executată;
– Dimensiunile și forma semifabricatului;
– Precizia cerută la prelucrare;
– Schema cinematică a mașinii, având în vedere concordanță cu regimul de
Așchiere ales și materia lul de prelucrat;
– Puterea efectivă a mașinii – unelte.
1. Strung normal SN 400
H = 400 [mm]
L = 750 [mm]
P = 7,5 kW

Gama de turații:
[rot/min]
12 15 19 24 30 33 46 58
76 96 120 150 185 230 305 380
480 600 765 955 1200 1500

Gama de avansuri:
[mm/rot]
0,06 0,08 0,10 0,12 0,14 0,16
0,18 0,20 0,22 0,24 0,26 0,28
0,36 0,40 0,44 0,48 0,56 0,63
0,72 0,80 0,88 0,96 1,12 1,28
1,44 1,60 1,76 2,24 2,88 3,52

Gama de avansuri transversale:
[mm/rot]

0,046 0,050 0,075 0,092
0,101 0,113 0,126 0,150
0,170 0,184 0,203 0,226
0,253 0,300 0,340 0,368
0,406 0,452 0,506 0,600
0,680 0,732 0,812 0,904
1,012 1,200 1,360 1,624
2,024 2,720

81
2. Mașina de frezat verticală FV – 32
– Dimensiunea mesei: 1250 x 325
– Cursa longitudinală a mesei: 700 [mm]
Gama de avansuri ale mașinii:
[mm/rot]
19 23,5 30 37,5 47,5
60 75 95 110 150
190 220 240 300 375
475 600 750 950

Gama de turații ale arborelui principal:
[rot/min]
30 37,5 47,5 60 75 95
118 150 180 230 300 375
475 600 750 950 1150

3. Mașina de frezat și centruit bilaterală (RDG)
– Diametrul de lucru:
– Diametrul minim prelucrat: 20 [mm];
– Diametrul maxim prelucrat: 160 [mm];
– Lungimea de prelucrat:
– Lungimea minimă de prelucrat: 120 [mm];
– Lungimea maximă de prelucrat: 800 ÷ 2000 [ mm];
– Gama de turații: 140 ÷ 180 rot/min;
– Avans continuu burghiu de centruire: 20 ÷ 250 [mm]/min;
– Turații burghiu de centruire: 560 ÷ 1500 rot/min;
– Avans continuu agregat frezare: 20 ÷ 400 [mm]/min;
– Puterea motoarelor de acționare: 2 x 5,5 kW.

4. Mașina de frezat roți dințate FD 320
– Lungimea între vârfuri: 1170 [mm];
– Diametrul maxim de rotire al piesei suport: 320 [mm];
– Alezajul arborelui principal: 80 [mm];
– Gama de turații ale arborelui principal [rot/min]
– Puterea totală: 11,2 kW.
80 100 125 160 200 240
280 320 360 400 415 480

Gama de avansuri ale mașinii:

82
1,0 2,0 4,5 5,0 6,0
7,0 8,0 9,0 10,1 12,0
14,0 15,0 16,0 17,0 18,0
19,0 20,0 21,0 22,0
[mm/rot]

5. Mașina de rectificat exterior cilindric CEZ 312 M.
– Diametrul maxim al pietrei abrazive: 200 [mm];
– Lungimea maximă de rectificat: 500 [mm]
– Conul mașinii: morse;
– Turația axului port – piesă [rot/min]:
150 250 300 400 500 800

– Avans longitudinal: 0 ÷ 10 m/min
– Avans transversal: 0,01 ÷ 0,1 m/min.

1.6.3 Alegerea sculelor așchietoare

După stabilirea felului sculelor așchietoare și cunoscându -se suprafața de prelucrat și faza
de lucru – degroșare, semifinisare, finisare – se alege scula cu geometria optimă corespunzătoare.
După natura materialului de prelucrat, după proprietățile lui fizico – mecanice și după regimul de
lucru adoptat, se alege materialul sculei așchietoare care să poată realiza o prelucrare optimă în
condițiile date.
 cuțit de strunjit pentru degroșare:
 cuțit 16×16 STAS 6381 – 81/p20 k = 900
 cuțit de strunjit pentru finisare:
 cuțit 25×16 STAS 6378 – 80/p20 k = 900
 cuțit lamă pentru canelat:
 cuțit 18×3 STAS 354 – 63/Rp3
 burghiu de centruire:
 burghiu B4 STAS 1114/2 – 82/Rp5
 disc abraziv pentru rectificat:
 disc abraziv E 40 kB
 freză melc pentru dantur at caneluri:
 freză melc STAS 3091 – 82
 freză cilindro – frontală pentru canal de până:
 freză Ø8 STAS 1683 – 67
 freză cilindro – frontală cu coadă:
 freză Ø120 STAS 1684 – 67
 pânză de fierăstrău circular pentru debitare:
 pânză circulară fierăstrău STAS 6734 – 70

83

1.6.4 Calculul parametrilor regimurilor de așchiere
1.6.4.1 Debitarea semifabricatului

A) Se adoptă:
– Adâncimea de așchiere: t = B = 4 [mm]
(B – lățimea pânzei circulare)
– Avansul de lucru: s = 60 [mm]/min
– Viteza de lucru: v = 11,5 m/min
B) Alegerea mașinii – unelte:
 se folosește o mașina – unealtă cu fierăstrău circular FC 710 cu caracteristicile:
 dimensiunile pânzei: Ø710
 dimensiunea barei de tăiat: Ø28 x 7000
 cursa maximă port – pânza: 300 [mm]
 gama vitezelor periferice ale pânzei: 9,5; 11,5; 15; 19,29; 30 [m/min]
 avansul de lucru continuu: 0 ÷ 400 m/min
 puterea motorului: 7,5 kW.

1.6.4.2 Strunjirea
1.6.4.2.1 Adâncimea de așchiere

(150)
A) Suprafața C: Ø
degroșare: t = 0,9 [mm]
finisare: t = 0,25 [mm]
B) Suprafața B: Ø
degroșare: t = 2,5 [mm]
finisare: t = 0,25 [mm]
C) Suprafața E și G: Ø
degroșare: t = 2,5 [mm]
finisare: t = 0,25 [mm]
D) Suprafața I: Ø
degroșare: t = 1,5 [mm]
finisare: t = 0,25 [mm]
E) Suprafața D și F: Ø
degroșare: t = 3,1 [mm]
F) Suprafața H: Ø

84

degroșare: t = 3,1 [mm]

1.6.4.2.2 Adoptarea avansurilor

– Pentru degroșare: s = 0,48 [mm]/rot
– Pentru finisare: s = 0,12 [mm]/rot
Verificarea avansului pentru degroșare:
1. Din punct de vedere al rezistenței corpului cuțitului
[daN ] (151)
B = 16 [mm]
H = 16 [mm]
L = 25 [mm]
(152)
C4 = 3,04 (153)
T = 2,5 [mm] (154)
HB = 200 (155)
X1 = 1 (156)
Y1 = 0,75 (157)
N1 = 0,75 (158)
= 1,293 [mm]/rot (159)
Sad = 0,48 [mm]/rot < s = 1,293 [mm]/rot (160)
2. Din punct de vedere al rezistenței plăcuței așchietoare.
= 0,509 [mm]/rot (161)
C = 3 [mm] (162)
Σr = 70 daN/[mm] 2 (163)
K = 900 (164)
Xs = 0,7 (165)
Sad = 0,48 [mm]/rot < 0,509 [mm]/rot (166)
3. Din punt de vedere al forței admise de mecanismul de avans al M.U.
Q = 0,34∙ F z = 29,02 daN (167)
Q < Fz (168)
4. Din punct de vedere al rigidității piesei:
= 6,3 [mm]/rot (169)
Sad = 0,48 [mm]/rot < s = 6,3 [mm]/rot (170)

85
1.6.4.2.3 Calculul vitezei de așchiere

[m/min] (171)

s = 0,48 [mm]/rot k1 = 0,934
Cv = 2,67 k2 = 0,81
T = 90 min k3 = 0,93
t = 0,9; 2,5; 1,5 [[mm]] k4 = 0,79
HB = 200 k5 = 0,7
m = 0,125 k6 = 1
xv = 0,18 k7 = 1
yv = 0,35 k8 = 1
n = 1,75 k9 = 1
v1 = 83,134 m/min
V2 = 69,17 m/min
V3 = 75,831 m/min

1.6.4.2.4. Alegerea strungului și a turațiilor de lucru

1. Alegerea strungului
(172)
Fz = 237,748 daN
C4 = 3,04
V = 69,17 m/min
KFz = 1
Η = 0,8
Ne = 3,426 kW
S.N. 400

2. Alegerea turațiilor de lucru
[rot/min] (173)
D1 = 25 [mm]; v 1 = 83,134 m/min → n 1 = 1058,495 rot/min.
D2 = 20 [mm]; v 2 = 69,17 m/min → n 2 = 1100,874 rot/min.
D3 = 17 [mm]; v 3 = 75,831 m/min → n 3 = 1419,868 rot/min.
Nad = 955 rot/min

86

Recalcularea vitezei:
[m/min] (174)
V1 = 75 [m/min]
V2 = 60 [m/min]
V3 = 54 [m/min]

1.7 CALCULUL NORMEI DE TIMP
1.7.1 Debitarea

 Tpi = 3,6 min
=0,66 min (175)
Ta = ta1 + ta2 + ta3 + ta4 = 0,8 min (176)
Tdt = 0,0132 min (177)
Tdo = Tef =0,0066 min (178)
 ton = 0,0657 min
 NT = 1,531 min

1.7.2 Frezarea suprafețelor frontale de capăt

Tpi = tpi1 + tpi2 = 16 + 10 (179)
 Tpi = 26 min
Tpi = tpi1 + tpi2 = 3 + 4 (180)
 Tpi = 7 min
 tb = 1 min
Ta = 0,03 + 0,06 + 0,04 + 0,14 = 0,34 min (181)
 tdt = 0,067 min
 tdo = 0,014 min
 ton = 0,042 min
 NT = 1,902 min

1.7.3 Centruirea

Tpi = tpi1 + tpi2 = 3 + 4 (182)
 Tpi = 7 min
 tb = 1 min
Ta = 0,03 + 0,06 + 0,04 + 0,14 = 0,34 min (183)

87
 tdt = 0,067 min
 tdo = 0,014 min
 ton = 0,042 min
 NT = 1,902 min
1.7.4 Strunjirea de degroșare

Tpi = 15 + 1,1 + 1 = 17,1 min (184)
 tbI = 1,085 min
 taI = 5,11 min
 tdt = 0,027 min
 tdoI = 0,0108 min
 tonI = 0,340 min
 NTI = 6,743 min
 tbII = 0,254 min
 taII = 3,14 min
 tdoII = 0,00063 min
 tdtII = 0,0063 min
 tonII = 0,176 min
 NTI = 3,576 min

1.7.5 Strunjirea de finisare
 Tpi = 17,2 min
 tbI = 1,944 min
 taI = 5,11 min
 tdtI = 0,0486 min
 tdoI = 0,0194 min
 tonI = 0,388 min
 NTI = 7,662 min
 tbII = 0,589 min
 taII = 2,67 min
 tdtII = 0,0147 min
 tdoII = 0,0088 min
 tonII = 0,179 min
 NTI = 3,459 min

1.7.6 Strunjirea canalelor
 Tpi = 16,1 min
 tb = 1,184 min
 ta = 3,57 min
 tdt = 0,029 min

88
 tdo = 0,0118 min
 ton = 0,186 min
 NT = 3,783 min

1.7.7 Frezarea canalului de pana
 Tpi = 29 min
 tb = 0,872 min
 ta = 0,95 min
 tdt = 0,0476 min
 tdo = 0,0258 min
 ton = 0,082 min
 NT = 2,653 min

1.7.8 Dantura canelurilor
 Tpi = 33 min
 tb = 1,922 min
 ta = 10,79 min
 tdt = 0,0497 min
 tdo = 0,0192 min
 ton = 0,3816 min
 NT = 13,49 min

1.7.9 Rectificarea de degroșare
 Tpi = 17,7 min
 tb = 3,236 min
 ta = 2,390 min
 tdt = 0,819 min
 tdo = 0,112 min
 ton = 0,168 min
 NT = 6,902 min

1.7.10 Rectificarea de finisare

 Tpi = 17,7 min
 tb = 1,24 min
 ta = 2,54 min
 tdt = 0,298 min
 tdo = 0,075 min
 ton = 0,113 min
 NT = 4,443 min

89

1.8 CALCULUL TEHNICO – ECONOMIC

În lipsa unor principii de alegere a succesiunii operațiilor, numărul variantelor tehnologice
care se pot întocmi pentru prelucrarea prin așchiere a unei piese este dat în relația:
V = N!
V – numărul variantelor de proces tehnologic
N – numărul operațiilor necesare prelucrării unei piese.
Necesitatea alegerii variantei optime din punct de vedere tehnico – economic se impune
pentru rezolvarea următoarelor etape ale proiectării tehnologice:
– Alegerea semifabricatului;
– Alegerea variantei procesului tehnologic de prelucrare mecanică;
– Alegerea echipamentului tehnologic;
– Precizarea mijloacelor de transport uzinal;
– Organizarea procesului de producție în spațiu și timp.
Dintre variantele de proces tehnologic care se pot] întocmi pentru prelucrarea unei piese
trebuie să se aleagă aceea care să asigure realizarea corectă a piesei, în condițiile tehnice impuse
de documentație, la prețul de cost c el mai mic, cu un volum de timp cât mai redus.
Alegerea celei mai avantajoase variante tehnologice din punt de vedere tehnico –
economic se face în baza unor indici tehnico – economici. Se compară valorile acestor indici
pentru variantele luate în analiza cu valori ale acelorași indici cunoscuți din activitatea de
producție a unor întreprinderi cu tehnologie avansată.
Printre cei mai importanți indici tehnico – economici se prezintă următorii:
– Coeficientul timpului de bază
– Coeficientul de continuitate î n funcționare M. U.
– Coeficientul de utilizare a materialului
– Norma de timp pentru întreg procesul tehnologic
– Prețul de cost al unei piese.
Dacă se iau în discuție două variante tehnologice pentru care s -au făcut investiții diferite,
obținându -se cost minim al produsului, pentru investiții se va calcula termenul de recuperare al
investițiilor, cu relația:
(185)
În care:
I1 și I2 – investițiile la variantele 1 și 2
C1 și C 2 – costurile variantelor 1 și 2
Trm – termenul de recuperare normat al investiției suplimentare.
Investițiile la varianta 2 asigură un cost al produsului mai mic. Dacă termenul de
recuperare normat este cel puțin egal cu termenul de recuperare, se alege varianta 2 de proces
tehnologic, care asigură un cost minim al produsu lui, deși se fac investiții mai mari.

90
1. Coeficientul timpului de bază
(186)
În care:
– Tb – timpul de bază [min]
– Tu – timpul unitar [min]
– Tu = tb + ta + tdt + tdo + ton [min]
– Debitare: C bd = 0,427
– Frezarea suprafețelor frontale: Cbff = 0,575
– Centruire: Cbc = 0,545
– Strunjire: Cbs = 0,202
– Frezare canal până: Cbfc = 0,369
– Frezare caneluri: Cbcan = 0,146
– Rectificare degroșare: Cbrd = 0,481
– Rectificare finisare: Cbrf = 0,2906

2. Coeficientul de continuitate în funcționare M. U.
(187)
În care:
– Tb – timpul de bază [min]
– Tef – timpul efectiv [min]
– Debitare: C cd = 0,452
– Frezarea suprafețelor frontale: Ccff = 0,642
– Centruire: Ccc = 0,746
– Strunjire: Ccs = 0,2105
– Frezare canal până: Ccfc = 0,478
– Frezare caneluri: Cccan = 0,151
– Rectificare degroșare: Ccrd = 0,575
– Rectificare finisare: Ccrf = 0,328

3. Coeficientul de utilizare a materialului
(188)
În care:
G – greutatea piesei finite, [kg] g = 0,899 kg
G – greutatea semifabricatului, [kg] G = 1,373 kg

4. Norma de timp pentru întregul proces tehnologic

Ttot = Σ N T = 58,24 [min] (189)

91

5. Prețul de cost al unei piese

M = m∙ G – m1∙ k∙ (G – g) [lei] (190)
În care:
 m – costul unui kg de material
 m1 – costul unui kg de deșeu
 G – greutatea semifabricatului
 g – greutatea piesei finite
 k – coeficient de utilizare a deșeurilor.

92
Bibilografie

1. Anghel Alina – Bazele Geometriei descriptive si ale Desenului Tehnic i ndustrial, Ed. PIM,
Iasi, 2012
2. Axinte E., Asigurarea calitatii, Editura Ion Ionescu de la Brad, Iasi, 2004
3. Croitoru I., Ungureanu C., – Controlul Tehnic, Editu ra Tehnica INFO Chisinau, 2002
4. Dușa P., Proiectarea tehnologiilor pe sisteme flexibile, EdituraTehnica -info, Chisinău, 20 01
5. E. Bassoli; L. Denti; A. Gatto; G. Spaletta; A. Paderno; N. Zini; A. Parrilli; R. Giardino; V.
Strusi; D. Dallatana; S. Mastrogiacomo; A. Zamparelli; M. Iafisco; R. Toni ( 2012 ) – A
combined Additive Layer Manufacturing / Indirect Replication method to prototype 3D
vascular -like structures of soft tissue and endocrine organs – VIRTUAL AND PHYSICAL
PROTOTYPING – n. volume 7 (1) – pp. da 3 a 11 ISSN: 1745 -2759 [Articolo in rivista (262) –
Articolo su rivista]

6. Gatto, Andrea; Bassoli, Elena; Denti, Lucia; Iuliano, Luca; Minetola, Paolo ( 2015 ) – Multi –
disciplinary approach in engineering education: learning with additive manufacturing and
reverse engineering – RAPID PROTOTYPING JOURNAL – n. volume 21 – pp. da 598 a 603
ISSN: 1355 -2546 [Articolo in rivista (262) – Articolo su rivista]

7. Nagîț Gh., Braha V. – Bazele prelucrarii prin deformare plastic. Chisinău: Editura Tehnica
INFO, 2002
8. Minetola, Paolo; Iuliano, Luca; Bassoli, Elena; Gatto, Andrea ( 2015 ) – Impact of additive
manufacturing on engineering education – evidence from Italy – RAPID PROTOTYPING
JOURNAL – n. volume 21 – pp. da 535 a 555 ISSN: 1355 -2546 [Articolo in rivista (262) –
Articolo su rivista]
9. Pavel Tripa, Mihai Hlușcu – Rezistența Materialelor, noțiuni fundamentale și
Mirton, Timișoara, 2006
10. Pruteanu O., Braha V., Slătineanu L. Grămescu T. Tehnologia construcției de mașini
11. Petru Berce, Nicolae Bâlc. Tehnologii de fabricatie prin adăugare de material și aplicațiile lor.
Editura Academiei Romane
12. Slătineanu L., Tehnologii neconvenționale în construcția de mașini. Chisinău: Editura
Tehnica info, 2000;

93

13. http:/www.inoxcom.ro/calitati -inox.htm , 10.06.2017, ora 16:36
14. http://www.polycarbonat.ro/Caracteristici_carboplak.html , 10.06.2017, ora 16.37
15. „http://www.mase -plastice.ro/documentare/documentare -tehnica -in-domeniul -maselor –
plastice.html 10.06.2017 , ora 16.39