Pop.lorena Tehnic [626056]

CUPRINS
INTRODUCERE ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. . 8
CAPITOLUL 1 ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. …. 9
CONSIDERAȚII TEORETICE PRIVIND PRELUCRABILITATEA PRIN AȘCHIERE ……………. 9
CAPITOLUL 2 ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. .. 11
CONSIDERAȚII TEORETICE PRIVIND UZURA SCULELOR ………………………….. ………………. 11
CAPITOLUL 3 ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. .. 18
CRITERII PENTRU APRECIEREA PRELUCRABILITĂȚII PRIN AȘCHIERE …………………….. 18
CAPITOLUL 4 ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. .. 22
METODE UTILIZATE PENTRU APRECIEREA PRELUCRABILITĂȚII ………………………….. … 22
4.1. METODA STRUNJIRII FRONTALE ………………………….. ………………………….. ………………. 22
4.2. METODA STRUNJIRII LONGITUDINALE CU CREȘTEREA VITEZEI ÎN TREPTE. … 23
CAPITOLUL 5 ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. .. 25
INFLUENȚA PROPRIETĂȚILOR MATERIALELOR ASUPRA PRELUCRABILITĂȚII ………. 25
CAPITOLUL 6 ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. .. 31
CALCULE PRIVIND UNGHIURILE PĂRȚII ACTIVE A CUȚITULUI DE STRUNG …………… 31
6.1. CUȚIT DE STRUNJIT CU PLĂCUȚĂ DIN CARBURA METALICĂ BRAZATĂ ……….. 31
6.2. CUȚIT DE STRUNJIT DIN OȚEL RAPID ………………………….. ………………………….. ……….. 34
CAPITOLUL 7 ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. .. 38
CONDIȚII EXPERIMENTALE ………………………….. ………………………….. ………………………….. …….. 38
7.1. METODA STRUNJIRII FRONTALE ………………………….. ………………………….. ………………. 38
7.2. METODA STRUNJIRII LONGITUDINALE CU CREȘTEREA VITEZEI ÎN TREPTE …. 43
CAPITOLUL 8 ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. .. 48
STRUNGUL UNIVERSAL SNA 560 ………………………….. ………………………….. …………………………. 48
CAPITOLUL 9 ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. .. 51
CONCLUZII ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. …… 51
BIBLIOGRAFIE ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. 52
OPIS ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………. 53

LUCRARE DE DIPLOMĂ

8
INTRODUCERE

Creșterea economică bazat ă pe procesul de fabricație din întreaga lume poate fi descrisă în
mare parte prin dezvoltarea diferitelor operațiuni de prelucrare. Această evoluție implică faptul că
operațiunile trebuie să fie din ce în ce mai eficiente , impunându -se condiții de tăiere optimizate în
funcție de nevoile utilizatorilor.
Costurile de prelucrare cresc mai mult atunci când rugozitatea crește și durata de viață a
sculei scade. Pentru optimizarea acestor doi parametri este nevoie de reducerea costurilor.
În prezent, interesele și aplicațiile prelucrărilor de mare viteză sunt în cr eștere, deoarece
prelucrarea cu precizie ridicată a materialelor dificil de prelucrat sunt mai necesare decât oricând
datorită dezvoltării industriei mașinilor. Între timp, problema cea mai gravă la prelucrarea cu viteză
mare este creșterea costului produsului și scăderea ca lității produsului dato rită uzurii grave a
sculelor . Cercetările privind uzura în funcție de materiale și condițiile de prelucrare au fost
investigate în mod activ pentru a reduce mecanismul de uzură a sculelor. De asemenea, multe
cercetări au fost raporta te pentru a dezvolta tehnici de măsurare a uzurii sculelor. Cu toate acestea,
cercetările privind tehnicile de măsurare a uzurii instrumentului care permit observatorului să
decidă cu precizie perioada de viață a sculei nu sunt satisfăcătoare.
Spre deosebi re de alte proprietăți mecanice, prelucrabilitate unui material, este foarte
dificil de definit, din cauza dependenței sale de multe variabile, și anume materialul de prelucrat și
starea sa (microstructura, duritate, compoziția chimică, metoda de formare), materialul
instrumentului care urmează să fie utilizat, indiferent dacă acesta este acoperit sau nu, geometria
tăierii, tipul procesului de prelucrare, starea de conservare a mașinii -unelte utilizate în încercare,
utilizarea sau nu a fluidului de tăiere.
Durata de viață a unei scule este definită ca durata totală în care se poate utiliza o sculă la
așchiere . O modalitate de a defini durata de viață a instrumentului este de a permite funcționarea
acestuia pană la apariția deformațiunilor catastrofale. Cu to ate acestea, în procesul de producție, este
adesea incomod să se utilizeze un instrument până la producerea acestui defect, datorită
dificultăților legate de re -ascuțirea sculei și de problemele pe care aceasta le provoacă calității
pieselor de lucru. Ca a lternativă, un nivel de uzură poate fi selectat ca un criteriu pentru durata de
viață a sculei și înlocuit atunci când uzura atinge acest nivel.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

9
CAPITOLUL 1
CONSIDERAȚII TEORETICE PRIVIND PRELUCRABILITATEA PRIN
AȘCHIERE

Prelucrabilitatea materialelor prin așchiere sau așchiabilitatea materialelor este un concept
a cărui definire nu este complet standardizată. Prelucrabilitatea este o noțiune complexă, ce poate fi
considerată ca fiind suma problemelor sau dificultăților pe care le prezintă un anumit material
atunci când forma sa este modificată prin așchiere [5], [6] .
Considerarea tuturor proprietăților care caracterizează un material și care influențează
prelucrabilitatea lui prin așchiere, ar putea conduce la o apreciere mai precisă a ace stei
caracteristici, dar ar necesita, în același timp, un volum extrem de mare de date, care nu întotdeauna
sunt la dispoziția tehnologului. Prelucrabilitatea prin așchiere este practic influențată de metalurgia,
elaborarea, compoziția chimică, tratamentul termic, starea suprafețelor semifabricatului, etc. În
același timp ea este influențată și de scula așchietoare, de materialul și geometria acesteia, de
condițiile și regimul de așchiere, de modul de fixare a piesei și chiar de mașina – unealtă [1], [3] .
Stabilirea prelucrabilității unui material înseamnă în cele din urmă, o cunoaștere
aprofundată a factorilor care conduc atât la realizarea unui proces de așchiere eficient, cât și a unor
produse de calitate.
Un material este cu atât mai prelucrabil cu cât:
• durabilitatea sculei așchietoare este mai mare;
• timpul în care are loc îndepărtarea unității de volum din materialul prelucrat este mai
mic;
• calitatea suprafeței obținute este mai bună;
• solicitarea mecanică și termică a sculei este mai redusă,
• precizia de prelucrare este mai ridicată.
Evaluarea prelucrabilității se realizează printr -o îmbinare a datelor ce descriu proprietățile
tehnologico – mecanice ale materialului de așchiat și rezultatele unor încercări practice specifice.
Concluziile privind așchiabili tatea materialelor sunt valabile într -un domeniu suficient de larg ca să
acopere condițiile practice de prelucrare prin așchiere.
Utilizarea exclusivă a proprietăților mecanice, cum sunt rezistența și/sau duritatea, nu
poate conduce la aprecieri corecte. P relucrabilitatea este influențată de foarte mulți alți factori cum

LUCRARE DE DIPLOMĂ

10
sunt: compoziția chimică, structura, proprietățile incluziunilor și a elementelor de aliere, etc. De
altfel o bună prelucrabilitate este determinată și de folosirea unei anumite scule, care în alte condiții,
la un alt material poate conduce însă la rezultate complet nesatisfăcătoare.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

11
CAPITOLUL 2
CONSIDERAȚII TEORETICE PRIVIND UZURA SCULELOR

Uzura sculei așchietoare constă în transportul de material de pe suprafețele active ale sculei
(fața de degajare A, fața de așezare principală A, fața de așezare secundară A′), lucru ce conduce
la modificarea geometriei tăișului și pierderea treptată a capacității de așchiere a sculei. Condițiile
care dau naștere acestui fenomen sunt: presiunile mari de contact, temperaturile înalte și mișcarea
relativă dintre suprafețele aflate în contact [3], [5] .
Cunoașterea comportării la uzură a sculelor așchietoare este o condiție indispensabilă la
realizarea unor piese de calitate, stabilirea unor regimuri de așchiere mai productive precum și la
utilizarea rațională și eficientă a acestora.
Funcție de condițiile de așchiere (perechea de materiale sculă – semifabricat, regim de
așchiere, geometria sculei) uzura sculei poate avea următoarele cauze [5], [6], [9] :
• Abraziunea. În timpul așchierii, duritatea materialului așchiat din zona de contact
(așchie – fața de degajare și suprafața așchiată – fața de așezare) crește de 2 – 3 ori, pe
când duritatea sculei, în straturile superficiale din zona activă, scade. În aceste zone
există tendința forfecării proeminențelor, adânciturilor suprafeței sculei, particulele dure
(carburi, oxizi) antrenate provocând zgârierea feței de așezare și a celei de degajare.
• Adeziunea – este strâns legată de formarea adaosului pe tăiș. Sub acțiunea f orțelor de
presare se formează microsuduri între particulele materialului sculei și materialului
prelucrat. Prin forfecarea periodică a acestor legături, forfecare ce poate avea loc și prin
materialul sculei, se desprind și particule din aceasta, ceea ce c ontribuie la uzura tăișului
sculei. Fenomenul apare în domeniul vitezelor mici de așchiere, în cazul unor suprafețe
rugoase ale sculei.
• Difuziunea. Fenomenul apare în domeniul vitezelor respectiv temperaturilor mari de
așchiere (7000 – 13000 0C) și constă în trecerea unor elemente din materialul sculei în
materialul prelucrat și invers, ceea ce conduce la modificarea stratului superficial al
sculei. Prin desprinderea acestui strat sau chiar a unor porțiuni are loc uzura sculei.
Intensitatea difuziunii (deci și a uzurii) depinde de afinitatea chimică a materialului
semifabricatului pentru materialul sculei, de temperatura de așchiere precum și de
stabilitatea structurii materialului sculei [9]. Uzura prin difuziune este caracteristică

LUCRARE DE DIPLOMĂ

12
sculelor cu plăcuțe din carburi metalice (pentru scule din oțel rapid sau oțel de scule nu
are importanță practică).
• Oxidarea. La temperatură înaltă de așchiere (între 7000 – 8000 0C) are loc oxidarea
materialului sculei, îndeosebi pe tăișul secundar respectiv pe fața de așezare și cea de
degajare, în afara, dar în imediata apropiere a zonelor de contact (dintre piesă – sculă
respectiv așchie – sculă). În cazul materialelor din carburi metalice duritatea stratului de
oxizi ce se formează este de circa 50 de ori mai mică decât cea a carburilor, ceea ce
favorizează procesul de uzură. Materialele de scule din carburi metalice, din grupa K de
utilizare sunt cele mai sensibile la oxidare, deoarece conțin cea mai multă carbură de
wolfram și cobalt. În cazul sculelor din oțel rapid uzura prin oxidare nu prezintă
importanță practică, ele pierzându -și capacitatea de așchiere, datorită altor cauze,
înaintea atingerii temperaturii de oxidare.
• Fărâmițarea muchiei așchietoare – apare datorită unor forțe de așchiere mari în cazul
sculelor din mat eriale cu o sensibilitate mai mare la solicitările dinamice (de exemplu
materialele ceramice sau cele din carburi din grupa P de utilizare). De asemenea este mai
frecventă la sculele având unghiul de ascuțire  și raza de vârf r mici precum și la
așchiere a întreruptă a materialelor casante.
• Ruptura zimțată („tip piaptăn”) a tăișului – apare la așchierea întreruptă (frezare,
rabotare) cu scule din carburi metalice, datorită unor solicitări termice repetate, care la
rândul lor determină solicitarea variabilă (întindere și compresiune) a materialului sculei.
Aceste solicitări au loc atât în timp cât și în adâncimea materialului sculei și vor produce
formarea de rupturi.
• Deformarea plastică a tăișului are loc când materialul sculei posedă o rezistență redusă
la deformare și o bună plasticitate (de exemplu oțelurile de scule sau cele rapide).
Trebuie subliniat că totdeauna acționează toate cauzele enumerate, însă funcție de condițiile
concrete de așchiere una sau alta are o influență mai mare.
În funcție de dispu nerea pe suprafețele părții așchietoare se deosebesc următoarele forme
de uzuri a sculei (figura 1):
• Uzura feței de așezare principală – se apreciază prin lățimea uzurii prin desprindere,
notată cu VB, lățime sensibil uniformă și relativ ușor de măsurat. L a intersecția tăișului
principal cu suprafața piesei de prelucrat deseori apare uzura în formă de crestătură

LUCRARE DE DIPLOMĂ

13
(VB N), cauzată de efectul eroziv al stratului superficial al piesei, care de regulă are o
duritate sporită. Forma crestăturii depinde de uniformita tea adâncimii de așchiere, motiv
pentru care mărimea ei este exclusă din evaluarea lățimii medii a uzurii prin desprindere
pe fața de așezare. Cu toate acestea uzura în formă de crestătură poate impune uneori
schimbarea sculei.
• Uzura feței de degajare – forma cea mai caracteristică a acesteia este uzura sub formă
de crater, iar parametri de apreciere a ei sunt:
o KT – adâncimea craterului;
o KM – distanța de la vârful sculei până la centrul craterului (se măsoară
perpendicular pe tăișul sculei);
o KB – lățimea cr aterului;
o KL – distanța de la muchia sculei la originea craterului (buza craterului);
Poziția craterului în raport cu muchia sculei are o importanță deosebită,
deoarece un crater lat și profund, dar departe de muchie poate fi mai puțin periculos
pentru scu lă decât un crater îngust, mai puțin profund dar plasat în imediata apropiere a
tăișului. Această formă de uzură este mai importantă pentru sculele din carburi metalice.
Uzura pe fața de așezare secundară – este caracterizată de lățimea uzurii prin desprin dere,
notată VA, și prezintă importanță la finisare, deoarece influențează calitatea suprafeței prelucrate.
Evaluarea directă a acestei uzuri este foarte dificilă, însă efectul său poate fi stabilit indirect prin
măsurarea rugozității.

Fig. 2.1. Forme de uzură a tăișurilor unei plăcuțe de frezat cilindro – frontal [6]

LUCRARE DE DIPLOMĂ

14
Ca urmare a evoluției procesului de uzură geometria tăișului este modificată și aceasta își
pierde treptat capacitatea de așchiere. Principalii parametri de apreciere a uzurii sculelor așchietoare
sunt standardizați și sunt prezentați în figura 2 .1. Practic mărimea acestor parametri reprezintă
variabilele dependente în studiile experimentale privind evoluția uzurii sculelor așchietoare.

Fig. 2.2. Parametri de apreciere a uzurii sculelor așchietoare și caracteristica de uzură [5]

LUCRARE DE DIPLOMĂ

15
În funcție de obiectivele studiului, variabilele independente pot fi elementele regimului de
așchiere, unghiurile tăișului, proprietățile materialului sculei sau semifabricatului, etc.
Orice stud iu experimental privind uzura sculelor așchietoare presupune ridicarea
caracteristicii de uzură. Această caracteristică (figura 2 .2.) reprezintă evoluția unui parametru de
apreciere a uzurii sculei în timp.
Prin compararea a două sau a mai multor caracteri stici de uzură ridicate sub influența a
câte unui singur factor de influență se poate stabili modul în care acesta afectează comportarea la
uzură a sculei așchietoare.
Pentru ridicarea caracteristicii de uzură se întrerupe periodic așchierea și se măsoară fațeta
de uzură (VB) a feței de așezare principală cu ajutorul unui dispozitiv microscopic de măsurat atașat
la portcuțitul sculei. O metodă mai riguroasă folosește mai multe scule din același lot de fabricație,
ascuțite identic cu care se așchiază același material în condiții de așchiere identice, intervale de timp
diferite, după care se măsoară parametrul de uzură analizat pe fiecare dintre scule și se reprezintă
grafic perechile de valori uzură – timp (ca în exemplul din figura 2 .2.). Curba astfel obținu tă poartă
denumirea de caracteristică de uzură. Forma acestei caracteristici este supusă influenței diferiților
factori care influențează procesul de uzură.
Pentru stabilirea experimentală a influenței vitezei de așchiere asupra durabilității tăișului
(T), se așchiază cu diferite viteze și se stabilesc durabilitățile aferente (figura 2.3.). Prin reprezentare
în coordonate dublu logaritmice a perechilor de valori Ti – i se obține diagrama din figura 4.
Această diagramă corespunde unei perechi de materiale s culă – piesă, unei singure combinații de
variabile adâncime (t) – avans (s) și evident pentru o singură valoare a uzurii limită stabilită (VB lim).
Ea se poate ridica și în cazul acțiunii unui alt factor, de exemplu avansul s.

Fig. 2.3. Obținerea caracteristicii de uzură [5]

LUCRARE DE DIPLOMĂ

16

Fig. 2.4. Obținerea diagramei durabilitate – viteză (utilizând caracteristica de uzură) [5],
[6]

Într-un domeniu corespunzător vitezelor uzuale de așchiere curba durabilitate – viteză
poate fi aproximată cu o drea ptă având ecuația (1):

log𝑇=log 𝐶𝑇+𝑘∙log 𝑣 (1) 𝑎 𝑐ă𝑟𝑒𝑖 𝑝𝑎𝑛𝑡 ă 𝑒𝑠𝑡𝑒 :𝑘=𝑡𝑔Ω=−𝑡𝑔Ω′=log𝑇𝐴−log𝑇𝐵
log𝑣𝐴−log𝑣𝐵<0 (2)

Relația (1) poate fi scrisă și sub forma:

𝑇=𝐶𝑇∙𝑣𝑘 (3)

cunoscută în literatura de specialitate ca ecuația lui Taylor. Această relație se utilizează și
sub forma reciprocă:
𝑣=𝐶𝑣∙𝑇𝑚 (4) î𝑛 𝑐𝑎𝑟𝑒 {𝐶𝑣=𝐶𝑇1
𝑘 (5)
𝑚=1
𝑘 (6)

LUCRARE DE DIPLOMĂ

17
Constantele CT și Cv din relațiile (3) și (4) reprezintă durabilitatea corespunzătoare unei
viteze unitare respectiv viteza c orespunzătoare unei durabilități unitare.
Exponentul k este un indicator sintetic al sensibilității la uzură al materialului sculei. Un
exponent k mare în valoare absolută indică o pantă mare și o variație mare a durabilității sculei
pentru o variație mică a vitezei de așchiere. O sculă este în general exploatată la diverse viteze de
așchiere și deci este important ca influența acesteia asupra durabilității să fie cât mai mică, adică
exponentul k să aibă valori absolute cât mai mici.
Influența vitezei de aș chiere și a avansului asupra uzurii sculei este în principiu aceeași:
odată cu creșterea lor crește și panta curbelor de dependență uzură – timp (figura 2.3.). Însă mărind
în aceeași proporție atât viteza cât și avansul, panta curbei crește în primul caz m ai pronunțat decât
în cel de -al doilea, ceea ce înseamnă că viteza de așchiere are o influență mai mare asupra uzurii (și
implicit a durabilității) decât avansul. Influența cea mai mică asupra uzurii o are adâncimea de
așchiere, pentru scule din materiale din carburi metalice sau materiale ceramice nici nu prezintă
importanță practică. Din acest punct de vedere, ordinea de stabilire a parametrilor regimului de
așchiere va fi: adâncimea t, avansul s și viteza v.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

18
CAPITOLUL 3
CRITERII PENTRU APRECIEREA PRELUCRABILITĂȚII PRIN
AȘCHIERE

Pentru aprecierea prelucrabilității prin așchiere a unui material se utilizează frecvent două
criterii [4], [8], [9] :
• Criteriul de prelucrabilitate Zv bazat pe evoluția curbelor de uzură (sau durabilitate) în
funcție de viteza de așchiere;
• Criteriul de prelucrabilitate Zs bazat pe examinarea formei așchiei și a rugozității
suprafeței prelucrate.
Dacă criteriul Zv apreciază așchiabilitatea materialului prin prisma uzurii pe care o va
induce sculei așchietoare, crit eriul Zs ține cont de rugozitatea suprafeței prelucrate, de apariția
depunerilor, de forma așchiei detașate.
Indicatorii de prelucrabilitate caracteristici criteriului Zv, calculați cu ajutorul formulei lui
Taylor (
k
TvCT= ) sunt de tipul cel or ce urmează:
• 60B0,3 este viteza de așchiere pentru care după 60 de minute de așchiere apare pe
suprafața de așezare o uzură VB = 0,3 mm ;
• 60K0,1 este viteza de așchiere pentru care după 60 de minute de așchiere apare pe
suprafața de degajare a sculei o uzură craterială caracterizată prin raportul K =
KT/KM = 0,1 ;
• 60 este viteza de așchiere pentru care după 60 de minute de așchiere în condiții
precizate de lucru, scula ajunge la o uzură catastrofală.
Obținerea indicatorilor mai sus amintiți – care sunt de fapt viteze de așchiere , și care într –
un interval de timp și în condiții prestabilite de așchiere au ca efect formarea unei uzuri prestabilite
– este sugestiv reprezentată în fig ura 5. În general, acești indicatori se obțin astfel (figura 3.1.):
• se prelucrează prin așchiere materialul a cărui prelucrabilitate dorim să o determinăm
cu o anumită sculă (în general din oțel rapid), așchierea având loc fără răcire;
• se execută minimum trei încercări la viteze diferite (dar constante pentru fiecare
încercare) și se studiază variația durabilității în funcție de viteza de așchiere;

LUCRARE DE DIPLOMĂ

19
• aprecierea evoluției uzurii sculei așchietoare se poate efectua urmărindu -se, fie fațeta
de uzură pe fața de așezare VB, fie raportul K = KT/KM ;
• cu ajutorul valorilor determinate experimental se poate construi o diagramă în
coordonate dublu logaritmice T – ;
• cu ajutorul acestei diagrame se pot determina valorile constantelor CT, k și indicatorii
de prelucrabilitate corespunzători unei durabilități T = 60 (120; 240; 480) min .
Este de remarcat că valoarea exponentului k oferă indicații asupra prelucrabilității. O pantă
mai abruptă, indică o sensibilitate mărită a durabilității față de viteză, deci o prelucrabilitate mai
scăzută.

Fig. 3.1. Determinarea indicatorului de prelucrabilitate (60B0, 3) pe baza caracteristicii de
uzură, respectiv diagrama lui Taylor [6]

Câțiva indicatori de prelucrabilitate caracteristici criteriului Zs sunt prezentați în tabelul 1.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

20
Tab. 3.2. Indicatori de prelucrabilitate specifici criteriului Zs și evaluarea lor

Tab. 3.3. Indicatori de prelucrabilitate specifici criteriului Zs și evaluarea lor

LUCRARE DE DIPLOMĂ

21
Forma și mărimea așchiilor joacă un rol important în aprecierea prelucrabilității în special
prin prisma proceselor de prelucrare pe mașini -unelte automate, când intervenția factorului uman
este redusă la maxim.
Formarea așchiei, tasarea acesteia, gradul de deformare suferit de material , modul de
producere a ruperii așchiei etc., sunt aspecte inves tigate și care conduc la aprecierea așchiabilității
materialului. Forma așchiei și formarea acesteia sunt în strânsă corelație, nu numai cu proprietățile
materialului semifabricatului dar și cu compoziția chimică, cu prezența anumitor elemente, cum
sunt de exemplu fosforul, sulful și plumbul, care în cazul oțelurilor produc fragmentarea așchiilor și
conduc la îmbunătățirea așchiabilității.
Criteriile, precum și mărimile de măsurat în vederea aprecierii formei așchiilor sunt
precizate în STAS 12046/2 -84. În tabelul 3.3. sunt prezentate diferite forme de așchii și domeniul
formelor de așchii care caracterizează o bună prelucrabilitate.

Tab. 3.4. Clasificarea formelor de așchii după STAS 12046/2 -84

LUCRARE DE DIPLOMĂ

22
CAPITOLUL 4
METODE UTILIZATE PENTRU APRECIEREA PRELUCRABILITĂȚII

Durabilitatea sculei (T) este considerată ca unul din cei mai convenabili indicatori pentru
aprecierea prelucrabilității. Pentru stabilirea experimentală a durabilității sunt necesare încercări
costisitoare și de foarte lungă durată prec um și o standardizare ridicată a experimentelor, începând
cu controlul riguros al materialelor semifabricatelor și cel al sculelor încă de la recepția lor.
Încercările de stabilire a durabilității sunt mari consumatoare de timp din cauza ridicării
curbelo r de uzură la diferite viteze constante. Pentru accelerarea determinărilor se utilizează metode
mai rapide, de scurtă durată, cum sunt metoda strunjirii frontale sau metoda strunjirii longitudinale
cu creșterea vitezei în trepte [5], [6] .
4.1. METODA STRUNJIRII FRONTALE
În cadrul acestei metode se strunjește frontal o epruvetă de forma unui disc pre văzut cu un
alezaj frontal (figura 6). Strunjirea se execută de la centru spre periferie și se măsoară raza (Ru) la
care apare uzura maximă admisibi lă, cor espunzătoare unei anumite turații. Experiența se repetă
pentru o gamă largă de turații astfel încât n max/nmin > 8, stabili ndu-se de fiecare dată diametrele
corespunzătoare momentului când scula atinge uzura limită stabilită. Cu valorile determinate
experim ental se construiește o diagramă în coordonate dublu -logaritmice n – Ru (figura 4.1.1. ) și se
calculează valoarea pantei dreptei cu care se aproximează această dependență ( tg ). Cunoscând
această valoare se poate calcula valoarea exponentului m (din formula lui Taylor scrisă sub forma
m
VTCv=
) cu formula:

𝑚=1+tan𝛼tan𝛼−1⁄ (7)

Valoarea constantei CV se determină cu ajutorul relației (8):

𝐶𝑣=2𝜋∙𝑅𝑢∙𝑛
1000∙√𝑅𝑢
𝑠∙𝑛∙(𝑚+1)𝑚 (8)
unde:
• s [mm/rot] este avansul de lucru;

LUCRARE DE DIPLOMĂ

23
• Ru [mm] este raza la care se produce uzura maximă admisibilă;
• n [rot/min] este turația epruvetei.
Cunoscând valorile CV și m se poate calcula drept indicator de prelucrabilitate al acestei
metode de determinare , viteza corespunzătoare unei anumite durabilități.

Fig. 4.1.1. Schema metodei strunjirii frontale și prelucrarea grafică a rezultatelor
experimentale [5]
4.2. METODA STRUNJIRII LONGITUDINALE CU CREȘTEREA VITEZEI ÎN TREPTE.
Epruveta utilizată la această metodă (figura 4.2.1. ) are o formă cilindrică și este împărțită
în mai multe tronsoane de lungime constantă L0 astfel stabilită, încât drumul parcurs pe epruvetă, de
către sculă să fie de 25 m.

𝐿0=25000 ∙𝑠𝜋∙(𝐷−2∙𝑡) ⁄ (9)

unde: D [mm] este diametrul exterior al epruvetei; t [mm] adâncimea de așchiere; s
[mm/rot] avansul de lucru.
Se stru njesc pe rând tronsoanele, cu viteze care să alcătuiască o progresie geometrică cu
rația 1,12. Prelucrarea are loc până la distrugerea muchiei așchietoare. Se impune condiția ca
distrugerea să aibă loc la prelucrarea tronsonului cu numărul de ordine z = 7 ± 1.
Indicatorul de prelucrabilitate al acestei metode este viteza compatibilă vcomp, care se
determină cu următoarea relație:

𝑣𝑐𝑜𝑚𝑝 =𝑣𝑧−1+(𝑣𝑧−𝑣𝑧−1)∙𝐿𝑧𝐿0⁄ (10)

LUCRARE DE DIPLOMĂ

24

unde:
• vz este viteza de așchiere corespunzătoare tronsonului unde s -a produ s distrugerea
muchiei așchietoare ;
• vz-1 este viteza de așchiere corespunzătoare ultimului tronson prelucrat complet;
• Lz este lungimea așchiată pe tronsonul unde s -a produs distrugerea muchiei
așchietoare;
• L0 este lungimea unui tronson.

Valoarea vitezei compatibile vcomp este utilizată drept criteriu d e apreciere a
prelucrabilității, o valoare mai ridicată desemnând o prelucrabilitate mai bună. Procedeul are însă
aplicații limitate și este greu aplicabil la scule din carburi sau materiale mineralo -ceramice.
Încercările de durabilitate bazate pe drumul de așchiere efectuându -se cu viteze de așchiere
puternic crescătoare au avantajul timpului scurt, dar prezintă o împrăștiere mai mare a rezultatel or.

Fig. 4.2.1. Schema efectuării încercării de prelucrabilitate prin metoda strunjirii cu creșterea
vitezei în trepte [5]

LUCRARE DE DIPLOMĂ

25
CAPITOLUL 5
INFLUENȚA PROPRIETĂȚILOR MATERIALELOR ASUPRA
PRELUCRABILITĂȚII

Atunci când se analizează prelucrabilitatea materialelor prin așchiere trebuie luate în
considerare și proprietățile tehnologico -mecanice ale acestora și impactul pe care îl pot avea asupra
așchiabilității:
• Rezistența mecanică și duritatea
În general rezistența mecanică și duritate a reduse sunt favorabile din punctul de vedere
al așchierii. Excepție fac materialele foarte ductile care prin producerea unor depuneri pe
tăiș accentuate vor conduce la dificultăți în ceea ce privește obținerea unor rugozități
corespunzătoare.

Fig. 5.1. Prelucrabilitatea oțelului Mo CN15 în funcție de duritățile obținute
în urma tratamentului de revenire (microstructura 140:1, original 200:1) [9]

LUCRARE DE DIPLOMĂ

26
• Ductilitatea
Ductilitatea este o proprietate în corelație cu duritatea. O așchiabilitate bună se obține
atunci când se realizează un raport optim ductilitate/duritate.

• Conductivitatea termică
Conductivitatea termică a materialului semifabricatului poate contribui la preluarea unei
cantități sporite din căldura generată prin așchiere. Conductivitățile termice ridicate sunt
benefice din punctul de vedere al prelucrării prin așchiere. De aici și diferențele
remarcabile de așchiabilitate între aliajele de aluminiu și oțelurile termorefractare.

• Ecruisarea
După cum se știe metalele pot să -și îmbunătățească rezistența în urma unei deformări
plastice suferite, îmbunătățire ce depinde atât de mărimea deformării cât și de viteza cu
care s -a produs aceasta. La așchierea oțelurilor, deformarea este puternic concen trată în
zona de forfecare din imediata apropiere a tăișului sculei și se va concretiza prin așchii
ecruisate, de duritate mai mare, și uneori chiar ecruisarea stratului superficial al
suprafeței așchiate. În procesul de formare a așchiei lucrul mecanic sp ecific consumat va
fi mai mare. Pentru descărcarea solicitărilor tăișului și o reducere a gradului de
deformare se va opta pentru un tăiș cu un unghi de degajare mai pronunțat. Ecruisarea
conduce și la diminuarea tendinței de formare a depunerilor pe tăiș.

• Prezența incluziunilor
Particulele dure și abrazive, cu dimensiuni mai mari de 150 m, sunt factori care
intensifică uzura sculelor. Prezența incluziunilor caracterizează materialele de calitate
inferioară și sunt consecința procedeelor de elaborare. Mic roincluziunile sunt însă
întotdeauna prezente. Cele abrazive, cum sunt cele din oxid de aluminiu (Al 2O3) sau cele
din calciu (Ca), trebuie evitate. Incluziunile din oxizi, de tipul oxizilor de fier sau de
mangan (FeO, MnO), sunt mai puțin dăunătoare deoare ce sunt mai deformabile și pot fi
angajate în procesul de formare a așchiei. Prezența silicaților este însă favorabilă
deoarece la prelucrările cu viteze mari ei se înmoaie și pot contribui la diminuarea uzurii
sculei.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

27
• Elemente de aliere pentru creșterea a șchiabilității
Una din metodele cunoscute de ridicare a capacității de așchiere a oțelurilor este
adăugarea în compoziție a sulfului. Acesta formează cu magneziul compuși care în
timpul formării așchiei dau naștere unor planuri cu rezistență scăzută reducâ ndu-se astfel
consumul energetic necesar pentru amorsarea fisurilor și pentru producerea ruperii
așchiilor. Rezultatul este creșterea practică a unghiului de forfecare în procesul formării
așchiei, amplificarea tendinței de curbare a așchiei și reducerea c ontactului cu fața de
degajare a sculei. La contactul cu fața de degajare acești compuși ușurează condițiile de
frecare.
Așchiabilitatea oțelurilor poate fi sporită și prin prezența plumbului și a seleniului. Așchiabilitatea
este puternic influențată de ca ntitatea acestor elemente dar și de mărimea, forma și distribuția
compușilor pe care -i formează în oțel.

• Structura materialului
Structura materialului este un factor care influențează puternic prelucrabilitatea prin
așchiere. În cazul oțelurilor așchiabil itatea este influențată de prezența celor trei
constituenți structurali de bază: ferita, perlita și cementita. Datorită durității mari,
cantități mici de cementită vor influența puternic uzura sculei. Oțelurile feritice vor fi
caracterizate de o așchiabili tate mai bună decât cele martensitice.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

28

Fig. 5.2. Structura de bază a aliajului Fe – C (500:1) [9]

Fig. 5.3. Influența structurii cristaline a semifabricatului asupra durabilității tăișului unei
scule din carbură metalică (P20)
Condiții de așchiere: fațet a de uzură VB = 0,38 mm; adâncimea de așchiere t = 2 ,54 mm;
avansul s = 0,25 mm/rot. M icrostructura: 300:1 (o riginal 500:1) [9]

• Caracteristicile semifabricatului și tratamentul termic
Materialul semifabricatului poate fi introdus în procesul de prelucrare sub formă de laminat
la cald, normalizat, recopt, tras la rece sau îmbunătățit. Semifabricatele laminate din punct de
vedere al așchiabilității sunt caracterizate de o structură neomogenă și proprietăți diferențiate care
decurg din procesele de deformare și menținere la temperaturi ridicate.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

29
Normalizarea conduce la structuri mai fine și mai omogene care îmbunătățesc tenacitatea
materialului și așchiabilitatea. Recoacerea, în special cea de globulizare, conduce la transformarea
perlitei lamelare în perlită globulară, deci la obținerea unei structuri favorabile așchierii,
caracterizată d e o scădere a durității și a solicitării la uzură a sculei.
Deformarea la rece a semifabricatelor de dimensiuni mici urmărește uniformizarea
structurii și aduce ca avantaje reducerea depunerilor pe tăiș, a formării bavurilor și îmbunătățește
textura supraf eței prelucrate. Îmbunătățirea prin creșterea durității materialului afectează uzura
sculei. De regulă se consideră că pentru prelucrările moderne cu scule din carburi metalice
dificultățile în așchiere apar la peste 200HB.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

30
Fig. 5.4. Influența tratament elor termice asupra prelucrabilității diferitelor tipuri de oțeluri
a) dependența durabilitate -viteză (t=1mm; s=0,2mm/rot; =450; =100);
b) microstructura (250:1, original 500:1);
c) forma așchiilor și coeficientul de îngroșare a așchiei ka [9]

• Elementele de aliere
Majoritatea materialelor metalice utilizate azi sunt aliaje mai mult sau mai puțin bogate.
Prezența elementelor de aliere determină proprietăți specifice pentru aceste aliaje dar în același t imp
influențează puternic așchiabilitatea. Prezența unor elemente de aliere cum sunt: nichelul (Ni),
cobaltul (Co), magneziul (Mg), vanadiul (V), molibdenul (Mo), niobiul (Nb), wolframul (W),
cuprul (Cu), etc. produc o diminuare a așchiabilității oțelurilo r. Alte elemente deja amintite: sulful
(S), fosforul (P) și plumbul (Pb), din contră, în cantități adecvate produc o îmbunătățire a
așchiabilității. Chiar și carbonul (C) principalul element de aliere are un efect benefic numai în
limita 0,3 … 0,6% .

LUCRARE DE DIPLOMĂ

31
CAPITOLUL 6
CALCULE PRIVIND UNGHIURILE PĂRȚII ACTIVE A CUȚITULUI DE
STRUNG

Tab. 6.1. Date de intrare
Unghi Simbol Cuțit 1 Cuțit 2
Unghiul de atac al sculei χr 550 900
Unghiul de atac secundar al sculei χ′r 360 200
Unghiul de degajare ortogonal al sculei γo 120 60
Unghiul de așezare ortogonal al sculei αo 120 60
Înclinarea muchiei așchietoare λS 100 -100

6.1. CUȚIT DE STRUNJIT CU PLĂCUȚĂ DIN CARBURA METALICĂ BRAZATĂ
UNGHIURIL E SCULEI
– unghiul de atac al sculei , χr;
χr = 550
– unghiul de atac secundar a l sculei χ′r;
χ′r = 360
– unghiul complementar de atac al sculei, ψr;
χ𝒓+ ψ𝑟=900 [10] (11)
ψ𝑟=900−550
ψ𝑟=350
– înclinarea muchiei așchietoare, λS;
λS = 100
– unghiul de vârf al sculei, εr;
χ𝒓+ ε𝒓+ χ′𝒓=1800 [10] (12)
550+ ε𝑟+ 360=1800
ε𝑟=890
ORIENTAREA FEȚEI DE DEGAJARE
– unghiul de degajare normal al sculei, γn;
tanγn=tanγo∙cosλs [10] (13)

LUCRARE DE DIPLOMĂ

32
tanγn=tan120∙cos100=0,2126 ·0,9848 =0,2093
γn=11,82290≈120
– unghiul de degajare lateral al sculei, γf;
tanγ𝑓= sinχr ∙ tanγo− cosχr ∙ tanλs [10] (14)
tanγ𝑓= sin550 ∙ tan120− cos550 ∙ tan100
tanγ𝑓= 0,8192 ∙ 0,2126 − 0,5736 ∙ 0,1763
tanγ𝑓=0,0730
γ𝑓=4,17400 ≈40
– unghiul de degajare posterior al sculei, γp;
tanγp=cosχr ∙ tanγo+sinχr ∙tanλs [10] (15)
tanγp=cos550 ∙ tan120+sin550 ∙tan100
tanγp=0,5736 ∙0,2126 +0,8192 ∙0,1763
tanγp=0,2664
γ𝑝=14,91480 ≈150
– unghiul de degajare ortogonal al sculei, γo;
γo = 120
– unghiul de degajare geometric al sculei, γg;
– unghiul de orientare al planului ortogonal al feței de degajare sculei, δ r;
tanδ𝑟= tan γ𝑝
tan γ𝑓 [10] (16)
tanδ𝑟= tan150
tan40= 0,2679
0,0699=3,8319
δ𝑟=75,37370 ≈750
ORIENTAREA FEȚEI DE AȘEZARE
– unghiul de așezare normal al sculei, α n;
tanαn=tan αo
cos λs [10] (17)
tanαn=tan120
cos100=0,2126
0,9848=0,2158
αn=12,17960 ≈120
– unghiul de așezare lateral al sculei, α f;
𝑐𝑡𝑔 𝛼𝑓= sin χr ∙ ctg αo− cos χr ∙ tan λs [10] (18)

LUCRARE DE DIPLOMĂ

33
𝑐𝑡𝑔 𝛼𝑓= sin 550 ∙ ctg 120− cos 550 ∙ tan 100
𝑐𝑡𝑔 𝛼𝑓= 0,8192 ∙ 4,7046 − 0,5736 ∙ 0,1763
𝑐𝑡𝑔 𝛼𝑓=3,7527
𝛼𝑓=14,92130 ≈150
– unghiul de așezare posterior al sculei, α p;
ctg αp=cos χr ∙ctg αo+sin χr ∙tan λs [10] (19)
ctg αp=cos550∙ctg 120+sin550∙tan100
ctg αp=0,5736 ∙4,7046 +0,8192 ∙0,1763
ctg αp= 2,8430
αp= 19,37870 ≈190
– unghiul de așezare ortogonal al sculei, α o;
αo = 120
– unghiul de așezare al suprafeței de sprijin a sculei, α b;
– unghiul de orientare al planului ortogonal al feței de așezare a sculei, θ r;
tanθ𝑟= tan 𝛼𝑓
tan 𝛼𝑝 [10] (20)
tanθ𝑟= tan150
tan190= 0,2679
0,3443=0,7782
θ𝑟=37,88940 ≈380
UNGHIURILE TĂIȘULUI
– unghiul de ascuțire normal al sculei, β n;
αn+ 𝛽𝑛+ γn=900 [10] (21)
120+ 𝛽𝑛+ 120=900
𝛽𝑛=660
– unghiul de ascuțire lateral al sculei, β f;
αf+ 𝛽𝑓+ γf=900 [10] (22)
150+ 𝛽𝑓+ 40=900
𝛽𝑓=710
– unghiul de ascuțire posterior al sculei, β p;
αp+ 𝛽𝑝+ γp=900 [10] (23)
190+ 𝛽𝑝+ 150=900

LUCRARE DE DIPLOMĂ

34
𝛽𝑝=560
– unghiul de ascuțire ortogonal al sculei, β o;
αo+ 𝛽𝑜+ γo=900 [10] (24)
120+ 𝛽𝑜+ 120=900
𝛽𝑜=660

ABATERILE MAXIME ADMISIBILE

Tab. 6.1.1. Abateri maxime admisibile pentru unghiurile cuțitului cu plăcuță
UNGHIUL MĂRIMEA UNGHIULUI ABATERI LIMITĂ
Unghiul de așezare αn=12° ± 1°
Unghiul de degajare γn=12° ± 1°
Unghiul de vârf ε𝑟=890 ± 2°
Unghiul de atac principal χr = 550 ± 2°
Unghiul de atac secundar χ′r = 360 ± 2°
Unghiul de înclinare a
muchiei λS = 100 ± 1°

6.2. CUȚIT DE STRUNJIT DIN OȚEL RAPID
UNGHIURIL E SCULEI
– unghiul de atac al sculei, χr;
χr = 900
– unghiul de atac secundar al sculei χ′r;
χ′r = 200
– unghiul complementar de atac al sculei, ψr;
χ𝒓+ ψ𝑟=900
ψ𝑟=900−900
ψ𝑟=00
– înclinarea muchiei așchietoare, λS;
λS = -100
– unghiul de vârf al sculei, εr;

LUCRARE DE DIPLOMĂ

35
χ𝒓+ ε𝒓+ χ′𝒓=1800
900+ ε𝑟+ 200=1800
ε𝑟=700
ORIENTAREA FEȚEI DE DEGAJARE
– unghiul de degajare normal al sculei, γn;
tanγn=tanγo∙cosλs
tanγn=tan60∙cos(−100)=0,1051 ·0,9848 =1,0351
γn=5,90950≈60
– unghiul de degajare lateral al sculei, γf;
tanγ𝑓= sinχr ∙ tanγo− cosχr ∙ tanλs
tanγ𝑓= sin900 ∙ tan60− cos900 ∙ tan(−100)
tanγ𝑓= 1 ∙ 0,1051 − 0 ∙ (−0,1763 )
tanγ𝑓=0,1051
γ𝑓=60
– unghiul de degajare posterior al sculei, γp;
tanγp=cosχr ∙ tanγo+sinχr ∙tanλs
tanγp=cos900 ∙ tan60+sin900 ∙tan(−100)
tanγp=0 ∙0,1051 +1 ∙0,1763
tanγp=−0,1763
γ𝑝=1700
– unghiul de degajare ortogonal al sculei, γo;
γo = 60
– unghiul de degajare geometric al sculei, γg;
– unghiul de orientare al planului ortogonal al feței de degajare sculei, δ r;
tanδ𝑟= tanγ𝑝
tanγ𝑓
tanδ𝑟= tan1700
tan60= −0,1763
0,1051=−1,6776
δ𝑟=59,20190 ≈590

ORIENTAREA FEȚEI DE AȘEZARE

LUCRARE DE DIPLOMĂ

36
– unghiul de așezare normal al sculei, α n;
tanαn=tanαo
cos λs
tanαn=tan60
cos(−100)=0,1051
0,9848=0,1067
αn=6,09190 ≈60
– unghiul de așezare lateral al sculei, α f;
𝑐𝑡𝑔 𝛼𝑓= sin χr ∙ ctg αo− cos χr ∙ tan λs
𝑐𝑡𝑔 𝛼𝑓= sin 900 ∙ ctg 60− cos 900 ∙ tan (−100)
𝑐𝑡𝑔 𝛼𝑓= 1 ∙ 9,5144 − 0 ∙ (−0,1763 )
𝑐𝑡𝑔 𝛼𝑓=9,5144
𝛼𝑓=60
– unghiul de așezare posterior al sculei, α p;
ctg αp=cos χr ∙ctg αo+sin χr ∙tan λs
ctg αp=cos900∙ctg 60+sin900∙tan (−100)
ctg αp=0 ∙9,5144 +1 ∙(−0,1763 )
ctg αp= −0,1763
αp= 1000
– unghiul de așezare ortogonal al sculei, α o;
αo = 60
– unghiul de așezare al suprafeței de sprijin a sculei, α b;
– unghiul de orientare al planului ortogonal al feței de așezare a sculei, θ r;
tanθ𝑟= tan𝛼𝑓
tan𝛼𝑝
tanθ𝑟= tan60
tan1000= 0,1051
−5,6713=−0,0185
θ𝑟=178 ,93830 ≈1790
UNGHIURILE TĂIȘULUI
– unghiul de ascuțire normal al sculei, β n;
αn+ 𝛽𝑛+ γn=900
60+ 𝛽𝑛+ 60=900

LUCRARE DE DIPLOMĂ

37
𝛽𝑛=780
– unghiul de ascuțire lateral al sculei, β f;
αf+ 𝛽𝑓+ γf=900
60+ 𝛽𝑓+ 60=900
𝛽𝑓=780
– unghiul de ascuțire posterior al sculei, β p;
αp+ 𝛽𝑝+ γp=900
1000+ 𝛽𝑝+ 1700=900
𝛽𝑝=−1800
– unghiul de ascuțire ortogonal al sculei, β o;
αo+ 𝛽𝑜+ γo=900
60+ 𝛽𝑜+ 60=900
𝛽𝑜=780

ABATERILE MAXIME ADMISIBILE

Tab. 6.2.1. Abateri maxime admisibile pentru unghiurile cuțitului din oțel rapid
UNGHIUL MĂRIMEA UNGHIULUI ABATERI LIMITĂ
Unghiul de așezare αn=6° ± 30’
Unghiul de degajare γn=6° ± 1°
Unghiul de vârf ε𝑟=590 ± 2°
Unghiul de atac principal χr = 900 ± 2°
Unghiul de atac secundar χ′r = 200 ± 2°

LUCRARE DE DIPLOMĂ

38
CAPITOLUL 7
CONDIȚII EXPERIMENTALE
7.1. METODA STRUNJIRII FRONTALE
Experimentul s -a desfășurat pe strungul SNA 560 din dotarea laboratorului de BAGS al
facultății Construcții de Mașini din Cluj Napoca , conform metodologiei descrise amănunțit la
paragraful 4.1. S -au folosit ca scule așchietoare șase cuțite de strunjit din O L37 cu plăcuțe din
carbură metalică având aceeași geometrie bine definită (χ r = 550, χ′r = 360, γo = 120, αo = 120, λS =
100, rε = 0,4 mm), cu care s -au strunjit frontal două discuri din oțel (un disc din 1 C 45 și alt disc de
diametru mai mare din E335 ( OL60 ) prevăzute cu alezaj) de la centru spre exterior (fiecare disc de
3 ori) conform condițiilor din tabelul 3. S -au măsurat cu șublerul razele de uzură Ru obținute în cele
6 experimente, în cond ițiile atingerii aceleași uzuri limită (uzura catastrofală) .

Fig. 7.1.1. Flanșa din 1 C 45:
a) inițial; b) prelucrată (se observă cele 3 diametre la care se produce uzura maximă
admisibilă: 2R u1, 2R u2, 2R u3)

În figura (7.1.1.) se observă flanșa din 1 C 45 fixată în universalul strungului SNA 560
(între cele 3 bacuri) înainte de experiment respectiv după experiment ( Fig. 7.1.1. b), când se pot
măsura pe flanșă cele 3 diametre la care a apărut uzura maximă admisibilă pe sculă ).

LUCRARE DE DIPLOMĂ

39
În figura (7.1.2.) se remarcă cuțitul de strunjit din carbură metalică înainte de experiment
(neuzat) respectiv cuțitul după experiment (uzat). Se observă că uzura e aproximativ aceeași după
fiecare experiment (experimentele 1, 2 respectiv 3 din tabelul 7.1.3.).

Fig. 7.1.2. Cuțitul cu plăcuță din carbură metalică brazată (lipită):
a) neuzat; b) uzat după primul experiment; c) uzat după al doilea experiment; d) uzat după
al treilea experiment

UTILAJ: SNA 560 X 1000
SCULĂ: carbură metalică (ptr. oțel) , χr = 550, χ′r = 360, γo = 120, αo = 120, λS = 100, rε = 0,4 mm1
MATERIAL: 1 C 45, E 335 ( OL60 )
MEDIU: Aer
AMC: Șubler

Tab. 7.1.3. Parametri tehnologici de desfășurare a experimentului
Mat Exp. t
[mm] n
[rot/
min] s
[mm
/rot] Ru
[mm] log n tg α m Cv T
[min] v15
[m/min]
1 C
45 1 1 315 0,1 80 2,49831
1,864 3,31 135
15 17,78 2 1 500 0,1 63 2,69897 136
3 1 800 0,1 48,5 2,90308 134
E 335
(OL
60) 4 1 315 0,1 105 2,49831
2,342 2,5 204
15 232,05 5 1 500 0,1 85 2,69897 200
6 1 800 0,1 70 2,90308 202

1 rε (rază colț) – raza nominală a unui colț rotunjit măsurată în planul de referință al sculei P r

LUCRARE DE DIPLOMĂ

40

Viteza de avans :
vs = s · n [1] (25)
vs1 = s1 · n1 = 0,1 · 315 = 31,5 [mm/min ]
vs2 = s2 · n2 = 0,1 · 500 = 50 [mm/min]
vs3 = s3 · n3 = 0,1 · 800 = 80 [mm/min]
vs4 = s4 · n4 = 0,1 · 315 = 31,5 [mm/min]
vs5 = s5 · n5 = 0,1 · 500 = 50 [mm/min]
vs6 = s6 · n6 = 0,1 · 800 = 80 [mm/min]
Grosimea așchiei:
a=s ·sink [1] (26)
a = 0,1 · sin 55 = 0,082 [mm]
Lățimea a șchiei :
b=t
sinkr [1] (27)
b=1
sin550=1,22 [mm ]
Aria nominală a secțiunii transversale a a șchiei deta șate:
A = t · s [1] (28)
A = 1 · 0,1 = 0, 1 [mm2]

Prelucrări date:
log n 1 = log n 4 = log (315) = 2,49831
log n 2 = log n 5 = log (500) = 2,69897
log n 3 = log n 6 = log (800) = 2,90308
Pentru semifabricatul 1 C 45, se calculează valoarea pantei dreptei (tan ) în coordonate
dublu logaritmice (log n -log Ru), considerând încercările 1 și 3.
log R u1 = log (80) = 1,90309
log R u2 = log (63) = 1,79934
log R u3 = log (48,5) = 1,68574
tan𝛼1−3=log𝑛3−log𝑛1
log𝑅𝑢1−log𝑅𝑢3=log800 −log315
log80−log48,5=1,86235 → 𝛼1−3≈61,70
Dacă considerăm încercările 1 și 2, obținem:

LUCRARE DE DIPLOMĂ

41
tan𝛼1−2=log𝑛2−log𝑛1
log𝑅𝑢1−log𝑅𝑢2=log500 −log315
log80−log63=1,934077 → 𝛼1−2≈62,650
Dacă considerăm încercările 2 și 3, obținem:
tan𝛼2−3=log𝑛3−log𝑛2
log𝑅𝑢2−log𝑅𝑢3=log800 −log500
log63−log48,5=1,796849 → 𝛼2−3≈60,90
Se observă că panta dreptei este aproximativ aceeași, oricare încercări le -am considera
(încercarea 1 cu 2 sau încercarea 2 cu 3, respectiv 1 cu 3) , ceea ce ne îndreptățește să remarcăm
corectitudinea e xperimentului.
Se va lucra în continuare cu o valoare medie a pantei dreptei, calulată ca medie aritmetică,
după cum urmează:

tan 𝛼=tan𝛼1−3+tan𝛼1−2+tan𝛼2−3
3=1,86235 +1,934077 +1,796849
3=1,864425

Din literatura de specialitate [3], [5] se cunoaște formula de calcul a exponentului m care
apare în formula lui Taylor:

𝑚=1+tan𝛼
tan𝛼−1 =1+1,864425
1,864425 −1=3,3136

Constanta CV din formula lui Taylor se calculează cu relația (8) din paragraful 4.1 ., pentru
fiecare încercare în parte :
𝐶𝑣1=2𝜋∙𝑅𝑢1∙𝑛1
1000∙√𝑅𝑢1
𝑠∙𝑛1∙(𝑚+1)𝑚
=2𝜋∙80∙315
1000∙√80
0,1∙315 ∙(3,31+1)3,3
=158 ,33∙√0,5892534893,3=134 ,883183
𝐶𝑣2=2𝜋∙𝑅𝑢2∙𝑛2
1000∙√𝑅𝑢2
𝑠∙𝑛2∙(𝑚+1)𝑚
=2𝜋∙63∙500
1000∙√63
0,1∙500 ∙(3,31+1)3,3
=197 ,92∙√0,2923433873,3=136 ,344982
𝐶𝑣3=2𝜋∙𝑅𝑢3∙𝑛3
1000∙√𝑅𝑢3
𝑠∙𝑛3∙(𝑚+1)𝑚
=2𝜋∙48,5∙800
1000∙√48,5
0,1∙800 ∙(3,31+1)3,3
=243 ,78∙√0,140661253,3=134 ,545483

LUCRARE DE DIPLOMĂ

42
Valoarea medie a constantei CV din formula lui Taylor este:

𝐶𝑣=𝐶𝑣1+𝐶𝑣2+𝐶𝑣3
3=134 ,88+136 ,34+134 ,54
3=135 ,253333
Cunoscând valorile CV și m se poate calcula drept indicator de prelucrabilitate al acestei
metode, viteza corespunzătoare unei durabilități T=15 [min], adică v15. Un aspect important e faptul
că exponentul m din formula lui Taylor e negativ și trebuie ținut cont de unitățile de măs ură, astfel
încât viteza să rezulte în m/min.
𝑣15=𝐶𝑣∙𝑇𝑚=135 ,25∙15−3,3∙103=17,78 [𝑚𝑚𝑖𝑛⁄ ]
Pentru semifabricatul e 335 ( OL60 ), se calculează valoarea pantei dreptei (tan ) în
coordonate dublu logaritmice (log n -log Ru), considerând încercările 4 și 6.
log R u4 = log (105) = 2,02119
log R u5 = log (85) = 1,92942
log R u6 = log (70) = 1,84509
tan𝛼4−6=log𝑛6−log𝑛4
log𝑅𝑢4−log𝑅𝑢6=log800 −log315
log105 −log70=2,41902 → 𝛼4−6≈67,420
Dacă considerăm încercările 4 și 5, obținem:
tan𝛼4−5=log𝑛5−log𝑛4
log𝑅𝑢4−log𝑅𝑢5=log500 −log315
log105 −log85=2,18654 → 𝛼4−5≈65,420
Dacă considerăm încercările 5 și 6, obținem:
tan𝛼5−6=log𝑛6−log𝑛5
log𝑅𝑢5−log𝑅𝑢6=log800 −log500
log85−log70=2,4207 5 → 𝛼5−6≈67,550
Valoarea medie a pantei dreptei:
tan 𝛼=tan𝛼4−6+tan𝛼4−5+tan𝛼5−6
3=2,41902 +2,18654 +2,42075
3=2,342103
Calculul exponentului m din formula lui Taylor:
𝑚=1+tan𝛼
tan𝛼−1 =1+2,342103
2,342103 −1=2,49019
Constanta CV din formula lui Taylor:
𝐶𝑣4=2𝜋∙𝑅𝑢4∙𝑛4
1000∙√𝑅𝑢4
𝑠∙𝑛4∙(𝑚+1)𝑚
=2𝜋∙105 ∙315
1000∙√105
0,1∙315 ∙(2,49019 +1)2,5
=207 ,82∙√0,955057843072,5=204 ,0335196

LUCRARE DE DIPLOMĂ

43
𝐶𝑣5=2𝜋∙𝑅𝑢5∙𝑛5
1000∙√𝑅𝑢5
𝑠∙𝑛5∙(𝑚+1)𝑚
=2𝜋∙85∙500
1000∙√85
0,1∙500 ∙(2,49019 +1)2,5
=267 ,04∙√0,487079499972,5=200 ,2693184
𝐶𝑣6=2𝜋∙𝑅𝑢6∙𝑛6
1000∙√𝑅𝑢6
𝑠∙𝑛6∙(𝑚+1)𝑚
=2𝜋∙70∙800
1000∙√70
0,1∙800 ∙(2,49019 +1)2,5
=351 ,86∙√0,25070268382,5=202 ,3159814

Valoarea medie a constantei CV din formula lui Taylor este:

𝐶𝑣=𝐶𝑣4+𝐶𝑣5+𝐶𝑣6
3=204 ,034 +200 ,27+202 ,316
3=202 ,20627
Calculul vitezei corespunzătoare unei durabilități T=15 [min]:
𝑣15=𝐶𝑣∙𝑇𝑚=202 ,21∙15−2,5∙103=232 ,05 [𝑚𝑚𝑖𝑛⁄ ]
Se compară cele două viteze v15 obținute:
𝑣15 (𝑂𝐿𝐶 45)<𝑣15 (𝑂𝐿60)
17,78<232 ,05
Valoarea vitezei v15 este utilizată drept criteriu de apreciere a prelucrabilității, o valoare
mai ridicată desemnând o prelucrabilitate mai bună. Materialul E 335 ( OL60 ) se prelucrează la o
viteză v15 mai mare decât 1 C 45, rezultând astfel că acesta este mai prelucrabil decât 1 C 45
cu scula de strunjit cu plăcuțe din carbură metalică având aceeași geometrie (χ r = 550, χ′ r =
360, γo = 120, αo = 120, λS = 100, rε = 0,4 mm) .
7.2. METODA STRUNJIRII LONGITUDINALE CU CREȘTERE A VITEZEI ÎN TREPTE
Experimentul s -a desfășurat pe strungul SNA 560 din dotarea laboratorului de BAGS al
facultății Construcții de Mașini din Cluj Napoca, conform metodologiei descrise amănunțit la
paragraful 4.2. S -au folosit ca scule așchietoare două cuț ite de strunjit din oțel rapid (Rp2) având
aceeași geometrie bine definită (χ r = 900, χ′r = 200, γo = 60, αo = 60, λS = -100, rε = 0,4 mm), cu care
s-au strunjit longitudinal două semifabricate cilidrice ( 1 C 60 și E 295 ( OL50 )) împărțite în 9
tronsoane egale (de lungime L 0) conform condițiilor din tabelul 8.3. S-a măsurat cu șublerul
lungimea Lz așchiată pe tronsonul unde s -a produs distrugerea muchiei așchietoare. Fiecare
experiment s -a încheiat când s -a atins aceeași uzură limită a sculei .

LUCRARE DE DIPLOMĂ

44

Fig. 7.2.1. Semifabricat cilindric din 1 C 60, cu diametrul 5 6 mm, împărțit în tronsoane de
lungimi egale L 0, așchiate la turații diferite , conform ta belului 8.3.

În figura 7.2.1. se observă semifabricatul cilindric din 1 C 60 ( împărțit în tronsoane de
lungime L0 ) fixat la un capăt în universalul strungului SNA 560 (între cele 3 bacuri) și sprijinit în
vârful pinolei la celălalt capăt.
În figura 7.2.2 se remarcă cuțitul de strunjit din oțel rapid înainte de experiment (neuzat)
respectiv cuțitul după expe riment (uzat). Se observă că uzura e aproximativ aceeași după fiecare
experiment ( la așchierea semif. din 1 C 60 respectiv la așchierea semif. din E 295 ( OL50 ) conform
tabelul ui 4).

Fig. 7.2.2. Cuțitul de strunjit din oțel rapid
a) neuzat; b) uzat după primul experiment; c) uzat după al doilea experiment;

LUCRARE DE DIPLOMĂ

45
UTILAJ: SNA 560 X 1000
SCULĂ: Rp2, χ r = 900, χ′r = 200, γo = 60, αo = 60, λS = -100, rε = 0,4 mm
MATERIAL: 1 C 60, E 295 ( OL50 )
MEDIU: Aer
AMC: Șubler

Tab. 7.2.3. Parametri tehnologici de desfășurare a experimentului
Nr D t s n v L0 Lz vz vcomp Lz vz vcomp
[mm] [mm] [mm/rot] [rot/min] [m/min] [mm] 1 C 60 OL 50
1
56 1 0,1 160 28,14
14,7
2 200 35,18
3 250 43,98
4 315 55,41
5 400 70,37
6 500 87,96
7 630 110,83
8 800 140,74 9 140,74 129,14
9 1000 175,92 7 175,92 157,5
Viteza de avans:
vs = s · n
vs1 = s1 · n1 = 0,1 · 160 = 16 [mm/min]
vs2 = s2 · n2 = 0,1 · 200 = 20 [mm/min]
vs3 = s3 · n3 = 0,1 · 250 = 25 [mm/min]
vs4 = s4 · n4 = 0,1 · 315 = 31,5 [mm/min]
vs5 = s5 · n5 = 0,1 · 400 = 40 [mm/min]
vs6 = s6 · n6 = 0,1 · 500 = 50 [mm/min]
vs7 = s7 · n7 = 0,1 · 630 = 63 [mm/min]
vs8 = s8 · n8 = 0,1 · 800 = 80 [mm/min]
vs9 = s9 · n9 = 0,1 · 1000 = 100 [mm/min]
Grosimea așchiei:
a=s ·sink

LUCRARE DE DIPLOMĂ

46
a = 0,1 · sin 90 = 0,1 [mm]
Lățimea a șchiei :
b=t
sinkr
b=1
sin900=1 [mm ]
Aria nominală a secțiunii transversale a a șchiei deta șate:
A = t · s
A = 1 · 0,1 = 0,1 [mm2]

Cunoscând diametrul semifabricatului, adâncimea de așchiere și avansul sculei, se
dimensionează lungimea L0 a tronsoanelor, astfel încât lungimea parcursă de vârful sculei pe fiecare
tronson să fie de 25 m (formula 9, paragraful 4.2).
𝐿0=25000 ∙𝑠𝜋∙(𝐷−2∙𝑡) ⁄ =25000 ∙0,1𝜋∙(56−2∙1) ⁄ =14,7[𝑚𝑚 ]
Viteza de așchiere a fiecărui tronson se calculează cu formula:

v=π∙D∙n
100 0 [m
min]
v1=π∙56∙160
1000=28,14[m
min]; v2=π∙56∙200
1000=35,18[m
min];
v3=π∙56∙250
1000=43,98[m
min]; v4=π∙56∙315
1000=55,41[m
min]
v5=π∙56∙400
1000=70,37[m
min]; v6=π∙56∙500
1000=87,96[m
min]
v7=π∙56∙630
1000=110 ,83[m
min]; v8=π∙56∙800
1000=140 ,74[m
min]
v9=π∙56∙1000
1000=175 ,92[m
min];

Indicatorul de prelucrabilitate al acestei metode este viteza compatibilă vcomp, care se
determină cu relația (10) stabilită în paragraful 4.2.
Pentru 1 C 60 uzura sculei a apărut pe tronsonul 8, când s -au așchiat doar 9 mm din
tronson ( Lz = 9) iar pentru E 295 ( OL50 ) aceeași uzură a sculei a apărut pe tronsonul 9, când s -au

LUCRARE DE DIPLOMĂ

47
așchiat din tronson doar 7 mm (conform tabelului 7.1.). Prin urmare, viteza compatibilă p entru cele
două materiale va fi:
𝑣𝑐𝑜𝑚𝑝 =𝑣𝑧−1+(𝑣𝑧−𝑣𝑧−1)∙𝐿𝑧𝐿0⁄

𝑣𝑐𝑜𝑚𝑝 𝑂𝐿𝐶 60=𝑣7+(𝑣8−𝑣7)∙𝐿8
𝐿0=110 ,83+(140 ,74−110 ,83)∙9
14,7=129 ,14[𝑚
𝑚𝑖𝑛]
𝑣𝑐𝑜𝑚𝑝 𝑂𝐿50=𝑣8+(𝑣9−𝑣8)∙𝐿9
𝐿0=140 ,74+(175 ,92−140 ,74)∙7
14,7=157 ,49[𝑚
𝑚𝑖𝑛]

Valoarea vitezei compatibile vcomp este utilizată drept criteriu de apreciere a
prelucrabilității, o valoare mai ridicată desemnând o prelucrabilitate mai bună. Prin urmare, în
urma experimentului, putem afirma că E 295 ( OL50 ) este mai prelucrabil decât 1 C 60, cu scula
din oțel rapid a cărei geometrie este χr = 900, χ′r = 200, γo = 60, αo = 60, λS = -100, rε = 0,4 mm .
Procedeul are însă aplicații limitate și este greu aplicabil la scule din carburi sau materiale
mineralo -ceramice.
Încercările de durabilitate bazate pe drumul de așchiere efectuându -se cu viteze de așchiere
puternic crescătoare au av antajul timpului scurt, dar prezintă o împrăștiere mai mare a rezultatelor.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

48
CAPITOLUL 8
STRUNGUL UNIVERSAL SNA 560

Din grupa strungurilor, cele mai răspândite sunt strungurile normale universale .
Denumirea vine de la precizia normală obținută la piesele executate pe aceste strunguri și de la
dispunerea (orizontală) a arborelui principal și a ghidajelor căruciorului, precum (universale) și de
la faptul că pe aceste strunguri se pot prelucra piese de forme și dimensiuni diferite, cu sau fără
ajutorul unor dispozitive speciale [2], [7] .
Construcția și cinematica strungului normal SNA560 este prezentată în figurile 8.1. și 8.2.

Fig. 8.1. Componentele strungului SNA 560 în vedere frontală [7]

LUCRARE DE DIPLOMĂ

49
Batiul strungului susține celelalte subansambluri ale strungului. La partea superioară are
sistemul de ghidaje longitudinale V, iar la partea inferioară se reazemă pe două picioare.
Pe batiu se montează păpușa fixă , căruciorul C, păpușa mobilă, cutia de a vansuri și filete
CAF , cremaliera de avans longitudinal Cr, șurubul conducător pentru filetare Șc, bara de avansuri
BA, tava pentru colectarea așchiilor și a lichidului de răcire și bara de tampoane reglabile, care
servesc pentru limitarea cursei long itudinale a căruciorului (fig. 8.1.).
Păpușa fixă conține: cutia de viteze CV și mecanismele intermediare MI de transmitere a
mișcării la cutia de avansuri și filete CAF , arborele principal AP, care antrenează piesa în mișcarea
de așchiere I, panoul electric de comandă, butoanele pentru selectarea electrică a domeniului de
turații și rotirea în impulsuri a arborelui principal, precum și butonul pentru stop general, manetele 1
și 2 (fig. 8.1.) ce servesc pentru alegerea turațiilor de lucru, maneta 27 (fig. 8.1.) pentru alegerea
"pas normal" sau "pas mărit" (la filetare) și maneta 28 (fig.8.1.) pentru inversarea sensului de
filetare și avans.
Căruciorul C este subansamblul care poartă scula pe traiectoria de avans conținând: cutia
cu mecanisme a căruciorului CC, sania longitudinală a căruciorului, roata de mână R1 pentru
deplasarea longitudinală a căruciorului pe ghidaje (mișcarea de avans longitudinal sau de
poziționare II), sania transversală ST, roata de mână R2 pentru deplasarea săniei transversale
(mișc area de avans transversal sau de poziționare III), suportul rotativ pentru poziționarea săniei
port-cuțit Sl, roata de mână R3 pentru deplasarea săniei port -cuțit (mișcarea de avans sau de
poziționare IV), suportul port -cuțit Ps care este prereglabil, șuru burile pentru fixarea suporților port –
cuțit, maneta 18 (fig. 8.1.) pentru cuplarea -decuplarea avansurilor longitudinal II și transversal III,
maneta 21 (fig.8.1.) pentru cuplarea -decuplarea semipiuliței pe șurubul conducător (pentru filetare)
și cutia apar atelor electrice pentru comanda deplasărilor rapide ale căruciorului în mișcările II și III
și pentru pornirea -oprirea mișcării de așchiere I a arborelui principal.
Păpușa mobilă PM servește la rezemarea pieselor lungi și la fixarea sculelor speciale
pentr u prelucrarea găurilor. Păpușa mobilă permite poziționarea longitudinală, roata de mână R4
servește pentru deplasarea axială a pinolei P (mișcarea V). Vârful pinolei (rotativ sau fix) servește la
sprijinirea pieselor lungi, iar cu ajutorul unor șuruburi se poate realiza deplasarea transversală a
corpului păpușii mobile față de placa de bază.
Cutia de avansuri și filete CAF primește mișcarea de la păpușa fixă prin intermediul roților
de schimb AF / B F și permite realizarea diferitelor valori ale pasului file telor și ale avansurilor

LUCRARE DE DIPLOMĂ

50
longitudinale și transversale prin reglare cu ajutorul manetelor 24, 25 și 26 (fig. 8.1.). Din punct de
vedere cinematic, realizarea diferitelor avansuri și filete se face prin intermediul (permutarea) unor
roți dințate baladoare.
Arborele principal al strungului AP are o construcție specială, în ceea ce privește lagărele.
Principiul constructiv și modul de montare al acestor lagăre cu rulmenți conferă soluției adoptate
pentru arborele principal următoarele proprietăți: preluarea sa rcinilor radiale și axiale, rigiditate
mărită, eliminarea solicitărilor termice ale rulmenților, asigurarea rotirii axului principal fără bătăi
radiale, eliminarea vibrațiilor datorită răcirii și ungerii rulmenților.

Fig. 8.2. Schema cinematică a strungului SNA 560 [7]
Mișcarea de așchiere I și mișcările de avans II sau III sunt realizate prin acționare
mecanică, iar prin acționare manuală se realizează mișcările II, III, IV și V.
Pentru fiecare mișcare există un lanț cinemati c a cărui flux cinematic este prezentat în
figura 1 7.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

51
CAPITOLUL 9
CONCLUZII
Lucrarea prezintă:
– într-o manieră clară și succintă modul în care uzura sculelor conduce la obținerea
caracteristicilor de uzură (implicit la celebra formulă a lui Taylor ) și pe baza lor
se pot determina indicatorii de prelucrabilitate .
– rezultatele experimentale a două metode uzinale (metode rapide, de scurtă durată, cu
un consum minim de scule așchietoare): metoda strunjirii frontale respectiv metoda
strunjirii longitudin ale cu creșterea vitezei în trepte.
Experimentele au avut loc pe utilajele din lab. BAGS al Facultății Constucții de Mașini.
Calculele și interpretarea rezultatelor conduc la concluzia: un anumit material e mai prelucrabil
cu acea sculă care asigură o valo are mai mare a indicatorului de prelucrabilitate (o valoare
mai mare pentru v15 sau vcomp).
În cazul metodei strunjirii frontale, materialul E 335 (OL60) se prelucrează la o viteză v15
mai mare decât materialul 1 C 45, rezultând astfel că acesta este mai p relucrabil decât 1 C 45 cu
scula de strunjit cu plăcuțe din carbură metalică având aceeași geometrie (χ r = 550, χ′r = 360, γo =
120, αo = 120, λS = 100, rε = 0,4 mm) .
În cazul metodei strunjirii longitudinale cu creșterea vitezei în trepte, putem afirma în urma
experimentului, că materialul E 295 (OL50) este mai prelucrabil decât 1 C 60, cu scula din oțel
rapid a cărei geometrie este χ r = 900, χ′r = 200, γo = 60, αo = 60, λS = -100, rε = 0,4 mm.

Rezultatele lu crării de față deschid noi direcții de cercetare ce necesită în continuare a fi studiate.
Dintre acestea doresc să menționez:
– stabilirea unor noi metode experimentale și modele analitice pentru stabilirea
prelucrabilității materialelor pe baza evoluției c urbelor de uzură (sau durabilitate) în
funcție de viteza de așchiere – de exemplu în cazul strunjirii unui semifabricat conic .
– stabilirea influenței consumului energetic și a nivelului forțelor de așchiere asupra
prelucrabilității materialelor.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

52
BIBLIOGRAFIE

1. Deacu, L., Kerekes, L., Julean, D., Cărean, M. ,
Bazele așchierii și generării suprafețelor, Atelierul de multiplicare, IPCN, Cluj –
Napoca, 1992.
2. Deacu, L., Morar, L. ,
Exploatarea mașinilor unelte, A telierul de multiplicare, IPCN, Cluj – Napoca,
1975.
3. Julean, D. ,
Așchierea metalelor, Editura Dacia, Cluj – Napoca, 2000.
4. König, W. ,
Fertigungsverfahren, Band 1, Drehen, Fräsen, Bohren, VDI, Verlag GmbH,
Düsseldorf, 1990.
Brândușan L., Radu O. ,
Proiectarea tehnologiilor de prelucrare prin așchiere pe mașini unelte universale, Edit. Todesco ,
Cluj – Napoca , 2002, ISBN 973 -8198-30-5
5. Nedezki , C., Julean , D.,
Bazele așchierii și generării suprafețelor: îndrumător de lucrări, Edit. Casa Cărții de
Știință, Cluj – Napoca, 2017, ISBN 978 -606-17-1185 -7, 146 pag.
6. Nedezki , C.,
Bazele așchierii și generării suprafețelor: suport de curs, Edit. Casa Cărții de
Știință , Cluj – Napoca, 2017, ISBN 978 -606-17-1183 -3, 125 pag.
7. Nedezki , C., Julean , D.
Mașini și echipamente de fabricație – îndrumător de lucrări, Editura U.T.PRESS,
Cluj – Napoca , 2012, ISBN 978 -973-662-734-7, 164 pag.
8. Paucksch, E. ,
Zerspantechnick, 11., übe rarbeitete Auflage, – Braunschweig; Wiesbaden: Vieweg,
1996.
9. Vieregge, G. ,
Zerspanung der Eissenwerkstoffe, Düsseldorf, Verlag Stahleisen GmbH, 1972.
10. SR ISO 3002 -1,

LUCRARE DE DIPLOMĂ

53
Mărimi de bază în prelucrarea prin așchiere și rectificare , ASRO – Asociația de
standardizare din România , București, 28 septembrie 2012 .

OPIS
NR. DENUMIRE FIGURĂ NR.
PAG.
2.1. Forme de uzură a tăișurilor unei plăcuțe de frezat cilindro – frontal 16
2.2. Parametri de apreciere a uzurii sculelor așchietoare și caracteristica de uzură 17
2.3. Obținerea caracteristicii de uzură 18
2.4. Obținerea diagramei durabilitate – viteză (utilizând caracteristica de uzură) 19
3.1. Determinarea indicatorului de prelucrabilitate (n60B0,3 ) pe baza caracteristicii de
uzură, respectiv diagrama lui Taylor 22
4.1.1. Schema metodei strunjirii frontale și prelucrarea grafică a rezultatelor
experimentale 26
4.2.1. Schema efectuării încercării de prelucrabilitate prin metoda strunjirii cu creșterea
vitezei în trepte 27
5.1. Prelucrabilitatea oțelului MoCN15 în funcție de duritățile obținute în urma
tratamentului de revenire (microstructura 140:1, original 200:1) 28
5.2. Structura de bază a aliajului Fe – C (500:1) 31
5.3. Influența structurii cristaline a semifabricatului asupra durabilității tăișului unei
scule din carbură metalică (P20) 32
5.4. Influența tratamentelor termice asupra prelucrabilității diferitelor tipuri de oțeluri 34
7.1.1. Flanșa din 1 C 45 38
7.1.2. Cuțitul cu plăcuță din carbură metalică brazată (lipită) 39
7.2.1. Semifabricat cilindric din 1 C 60, cu diametrul 56 mm, împărțit în tronsoane de
lungimi egale L 0, așchiate la turații diferite 44
7.2.2. Cuțitul de strunjit din oțel rapid 44
8.1. Componentele strungului SNA 560 în vedere frontală 48
8.2. Schema cinematică a strungului SNA 560 50

LUCRARE DE DIPLOMĂ

54

DENUMIRE TABEL
3.2. Indicatori de prelucrabilitate specifici criteriului Zs și evaluarea lor 23
3.3. Indicatori de prelucrabilitate specifici criteriului Zs și evaluarea lor 23
3.4. Clasificarea formelor de așchii după STAS 12046/2 -84 24
6.1. Date de intrare 31
6.1.1. Abateri maxime admisibile pentru unghiurile cuțitului cu plăcuță 34
6.2.1. Abateri maxime admisibile pentru unghiurile cuțitului din oțel rapid 37
7.1.3. Parametri tehnologici de desfășurare a experimentului 39
7.2.3. Parametri tehnologici de desfășurare a experimentului 45