Programul de studiu: TCM [617276]

1

Facultatea de Inginereie
Programul de studiu: TCM

LUCRARE DE LICENȚA

Proiectarea unui fascicul tubular S1D ș i tehnologia de fabricație a
plăci tubulare

CONDUCĂTOR ȘTIINȚIFIC:
Șef lucr.dr.ing. GRAMA LUCIAN

ABSOLVENT: [anonimizat]

2 Cuprins
Contents
1. UTILAJE PENTRU TRANSFER TERMIC ………………………….. ………………………….. …………………….. 4
2. Descriere utilazului ales ………………………….. ………………………….. ………………………….. …………. 5
3. Elementele specifice utilajului ales și calcularea lor ………………………….. ………………………….. .. 7
3.1. Țevi Desen UPM 01.02 ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……. 7
3.2. Placa tubulară Desen UPM 01.01 ………………………….. ………………………….. ……………………. 8
3.2.1. Dispunerea țevilor în placa tubulară ………………………….. ………………………….. ……………. 9
3.2.2. Calculul plăcii tubulare ………………………….. ………………………….. ………………………….. … 10
3.3 Șicane Desene: UPM 01.03; UPM 01.04; UPM 01.05 ………………………….. ………………… 14
3.4. Placa deflectoare ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………. 16
3.5. Tiranți si țevi distanțier e………………………….. ………………………….. ………………………….. …….. 16
4. Asamblarea dintre țevi și placa tubulară ………………………….. ………………………….. ……………… 16
4.1 Mandrinarea ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………………… 17
4.2 Îmbinarea prin sudare ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………… 18
5. Materiale utilizate ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………….. 18
6. Proiectarea procesului tehnologic al plăcii tubulare ………………………….. ………………………….. 21
6.2 Controlul tehnologic al desenelor de execuție ………………………….. ………………………….. …… 22
6.3 Prelucrabilitatea materialului ………………………….. ………………………….. ………………………….. . 22
6.4 NOTAREA SUPRAFETELOR PIESEI ROBOT ………………………….. ………………………….. …………… 24
6.5 Varianta I ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. 24
6.5.1 Stabilirea tipului producției și a lotului optim de piese ce se prelucrează …………………. 24
6.5.1 Stabilirea succesiuni operatiilor, fazelor și a succesiuni acestora ………………………….. … 25
6.5.2 Alegera semifabricatului ………………………….. ………………………….. ………………………….. . 25
6.5.4 Determinarea adaosului de prelucrare ………………………….. ………………………….. ……….. 27
6.5.5 Calculul regimului de așchiere ………………………….. ………………………….. …………………… 28
6.6 Normarea Tehnica ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………… 43
6.7 Calculul costului piesei ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……….. 50
6.6 Varinata II ………………………….. ………………………….. ………………………….. …………………………. 52
6.6.1 Stabilirea succesiuni operatiilor, fazelor și a succesiuni acestora ………………………….. … 52
6.6.2 Alegera semifabricatului ………………………….. ………………………….. ………………………….. . 52
6.6.3 Calculul regimului de așchiere ………………………….. ………………………….. …………………… 53
6.6.4 Normarea tehnică ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……….. 55
7. S.D.V ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……… 57
7.1 Alezor fix de mașină Ø 25,3 ………………………….. ………………………….. ………………………….. …. 57

3 7.2 CALIBRU TAMPON ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………… 62
8. Măsuri de management tehnologic pentru sincronizarea operațiilor ………………………….. ….. 62
9. JUSTIFICAREA ALEGERII VARIANTEI OPTIME ………………………….. ………………………….. ………… 63
10. Măsuri de protecție a muncii și norme specifice locului de muncă ………………………….. …. 75
Bibliografie ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……. 76

4 Rezumat
Ritmul intens al introducerii în fabricație a unor produse noi cu carat eristici tehnico –
funcționale, economice ridicate, redimensionarea și modernizarea produselor im pun în
primul rând elaborarea tehnologiilor de fabricație cu operativitate maximă și la nivel tehni c
mondial. Ca urmare acestor caracteristici se dezbate din ce în ce mai mult polemica
determinării justificate a adaosurilor de prelucrare, a regimurilor de așchiere și a normelor
tehnice de timp. T oate aceste probleme au impact major , de ordin cantitativ și calitativ,
asupra obținerii unor economii însemnate de metal, energie și manoperă, asigurarea
ritmicității, calității și competitivit ății produselor și, totodată, micșorarea costului
fabricației.
Pentru a îndeplinii criteriile de performanță necesare elaborării proceselor
tehnologice de prelucrare mecanică prin așchiere, necesită soluționarea a câtorva probleme
specifice:
➢ Proiectare constructivă rapidă;
➢ Semifabricate obținute rapid și ieftin;
➢ Mașini care să poată prelucra repere cu suprafețe complexe la viteze mari și
la o calitate corespunzătoare pentru reducerea timpilor de ajustare;
➢ Scule de calitate, specifice prelucrării s uprafețelor complexe, care să permită
viteze de așchiere ridicate la valori rezonabile ale uzurii;
Lucrarea de față prezintă un material sistematizat privind proiectarea un ui fascicul
tubular componentă a unui schimbător de căldură cu țevi în U produs de c ătre SC
COMOSERV SRL și determinarea operativă și justificată a regimurilor de așchiere , a
adaosurilor de prelucrare, normelor tehnice de timp și costul de fabricație pentru o producția
de unicate și producția în serie a plăci tubulare.
Lucrarea cuprinde următoarele capitole principale :
1. Utilaje pentru transfer termic
2. Descriere utilazului ales
3. Elementele specifice utilajului ales și calcularea lor
4. Asamblarea dintre țevi și placa tubulară
5. Materiale utilizate
6. Proiectarea proceselor tehnologice ale plăcii tubulare
7. S.D.V -URI
8. Măsuri de m anagement tehnologic pentru sincronizarea operațiilor
9. Justificarea alegerii variantei optime
10. Măsuri de protecție a muncii și norme specifice locului de muncă

1. UTILAJE PENTRU TRANSFE R TERMIC

Utilajele pentru transfer termic sunt aparate care au scopul de a realizeaza transferul
de căldură dintre diferite medii în diferite tehnologii de proces. Aceste utilaje asigură

5 trecerea căldurii de la o substanță la alta prin, intermediul unui perete despărțitor.
Transmiterea căldurii poate fi însoțită de schimbarea stării de agregare a unuia sau a ambilor
agenți termici, sau poate avea loc fără această schimbare.
Schimbătoarele de căldură servesc ca scop transmiterea căldurii fără schimbare a
stării de agregare a agenților termici. Aceste schimbătoare pot fi de două feluri răcitoare
respectiv încălzitoare.
Evaporatoarele și condensatoarele transmit căldura prin schimbarea stării de agregare
a unuia sau a ambilor agenți termici.
Schim bător ul de căldură poate fi o unitate independentă sau un subansamblu într -o
instalație complexă, participând activ la procesul tehnologic, intercalarea sa, contribuind la
creșterea randamentului instalației.
Condițiile pe care trebuie să le îndeplinească sch imbătoarele de căldură sunt de
natură funcțională, tehnică, economică și constructivă, de aceea alegerea tipululi acestora
trebuie să corespundă scopului urmărit.
Principiul funcțional trebuie asigurat in maniera în care regimul temperaturilor
agenților t ermici să fie menținut în timpul procesului de exploatare la parametri necesari.
Dimensiunile schimbătoarelor de căld ură, forma geometrică , calitatea materialelor
utilizate, soluția și modul de asamblare, sunt dependente de presiunile agenților de lucru , de
fluxul de căldură, de temperatura agenților, de tipul schimbătorului de căldură folosit etc.
La stabilirea tipului de schimbător de căldură pirincipalul coeficient este costul de
investiție minim.
Soluția constructivă aleasă trebuie să aib ă caratreistici precum ușor materializatbilă,
productivitatea mare, iar cheltuielile de întreținere și reparații sa aibă cote minime .

2. Descriere utilazului ales
Utilajul petro chimic ce urmează a fi descris este un schimbător de căldură cu fascicu l
tubular în manta cu țevi în U( fig 2,1)
fig. 2, 1

6 Partile componente ale schimbatorului de caldura cu tevi in “U”:
1-Flansa plata a camerei de distributie 6 -Stut intrare agent 1 11 -Stut iesire agent 1
2-Camera de distributie 7-Sicana 12-Suporti de rezenare
3-Manometru presiune tevi 8 -Tevi fascicul tubular 13 -Fundatie
4-Manometru presiune manta 9 -Perete separator 14 -Sicane
5-Manta schimbator de caldura 10-Stut intrare agent 2 15 -Sist tehn conducte
Avantajele schimbătorului de căldură cu fascicul tubular în manta cu țevi în U sunt:
1. Se înlătura eforturile produse de dilatarea țevilor și a mantalei
2. Fasciculul tubular se poate scoate pentru a se repare sau curăța
3. Au o singură placă tubulară lucru care reduce costu rile de producție
4. Fluidul care curge prin interiorul țevilor parcurge schimbătorul de
două ori
5. Spațiul de montaj este redus
6. Racordurile de intrare și ieșire a fluidului din manta se află într -o
singură parte

Caracteristici Tehnice In Manta In Tevi
Presiunea De Lucru Bar(Mpa) 64.5
(6.45) 56.5 (5.65)
Presiunea De Calcul Bar(Mpa)
(Presiunea Maxima Admisibila De Lucru) 75.5
(75.5) 62.5 (6.25)
Presiunea De Incercare Hidraulica Valoarea Presiunii
Bar(Mpa) 112
(11.2) 102 (10.2)
Durata Min 30 30
Incercarea De Etanseitate In Instalatie Necesitate
Da Sau Nu Da* Da*
Presiune

Bar(Mpa) 75.5 (7.55) 62.5 (6.25)
Temperatura Admisibila De Lucru A
Peretelui In Instalatie Minima C 15 15
Maxima C 204 254
Temperatura De Calcul 204 254

Fluid Denumirea Motorina+
Gaze Cu 𝐻2 Efluent De
Motorina **
Corozivi tate Mm/An 0.15 0.15
Periculozitate Letal – –
Toxic Da Da
Imflamabil Da Da
Temperatura Maxima C 174 224
Temperatura Minima C 15 15

7 Densitate Gaz/Lichid Kg/ 𝑚3 9.57/781 14.6/680
Adaos Pentru Conditii De Exploatare
(Coroziune, Eroziune) 3(Manta) 3(Exclusive
Tevile)
Numar De Treceri 1 2
Suprafata De Schimb De Caldura 𝑚2 196
Numarul Si Dimensiunea Tevilor 308 Tevi “ U” ∅25×2.5 -4000
Distributia Si Spatiul Intre Tevi Pas 32
Aria Sectiunii De Trecere 𝑚2
0.145 0.098
Izolatie Termica
Mm 90 110
Capacitate (Volum) 𝑚3
3.451 1.78
Masa Fasciculului Tubular Kg 4922

3. Elementele specifice utilajului ales și calcu larea lor

3.1. Țevi Desen UPM 01.02
Diametrul interior al țevii rezultă din puntele de vedere a funcționalității și sunt
bazate pe: viteza de curgere a fluidului prin țevi, depunerile care ramăn pepe pereți , exis tența
unor particule solide în fluid etc.
Țevile de regulă sunt din oțel carbon sau aliat, trase sau laminate la rece, pentru
fasciculul tubular se utilizează uzual un diametrul exterio r cuprins între 16 și 57 mm ( cel
mai frecvent de 16, 20, 25, 38 mm ). Diametrele mari sunt folosite pentru gaze sau lichide le
vâscoase, iar cele mici sunt utilizate pentru lichide le "curate". Țevile din oțel au lungimile
de fabricație cup rinse între (1,5…9) m și grosimea pereților este cuprinsă între (1,5…8)
mm. Țevile d in cupru, alamă și aluminiu sunt fabricate cu diametrele exterior e cumptinse
între 18…70 mm.
Țiava aleasa pentru fascicolul tubar este Ø 25×2,5
Calcul teava pt schimbator "U", tip BEU, conf. TEMA -2012

Material: P235 GH SR EN 10216 -2
tc 254 0C Temperatura de calcul

20 mm diam interior teava 𝐷𝑖

8 20 0C Temperatura de incercare
hidraulica
2.157 Mpa Presiunea de calcul
z 1 Coeficient imbinare sudura
Rp0,2 235 N/mm2 limita de curgere la 20°C

Rm
360 N/mm2 rezistența la rupere
151.4 N/mm2 limita de curgere la tc

101 N/ mm2 Tensiunea admisibila de
calcul
0.2160 mm Grosimea minima de
rezistenta
e adoptata 2.5 mm Grosime adoptata
pph 2.157 Mpa Presiunea de proba
hidraulica conf. cartii
tehnic e, se considera
presiunea diferentiala
maxima
pph 2.157 Mpa Presiunea de proba
hidraulica adoptata

223.8 N/mm2 Tensiunea admisibilă la
încercarea hidraulică
9.71 N/mm2 Tensiunea efectiva la
încercarea hidraulică
9.71<223.81 OK conditie

3.2. Placa tubulară Desen UPM 01.01

Placa tubulară are scopul de a fixa țevile fasciculului tubular și are prevăzut un
număr necesar de orificii ce se alege în funcție de numărul trecerilor "i" al fluidului care
circulă prin țevi le schimbătorului. In fi g.3.2 .1 este reprezentată o placă tubu lară cu o
singură trecere (fig.3 .2.1a) și una cu două treceri (fig. 3.2.1b).
Placa tubulară se execută ,in
majoritatea cazurilor ca placă plană,
dintr -o bucată doar î n cazuri le
deosebite (fluide toxice, inflamabile
sau puternic corosive, la presiuni și
temperaturi ridicate) se poate folosi o
placă tubulară formată din două parți .

𝑡𝑝ℎ
𝑝𝑠
f=𝑓𝑑=min( 𝑅02𝑡𝑐/1.5; 𝑅𝑚20/2.4
𝑒=𝑝∗𝐷𝑖/(2𝑓∗𝑧−𝑝)
𝑓𝑎𝑝ℎ = 𝑅𝑝0220 / 1.05
𝑓𝑒𝑓𝑝ℎ=𝑝𝑝ℎ*(1+ 𝐷𝑖/e)/2*z
𝑓𝑒𝑓𝑝ℎ < 𝑓𝑎𝑝ℎ
fig 3,2,1

9
3.2.1. Dispunerea țevilor în placa tubulară

a) Modul de dispunere a țevilor în placa tubulară

În dispun erea țevilor în placa tubulară est e necesar să se respectate o serie de elemente , cele
mai importante sunt:
– realizarea unei dispuneri cât mai îndesată ;
– obținerea unei rezistențe cât mai bună a plăcilor tubulare
– realizarea unei fixări etanșe și rezistente a țevilor în plăci;
– execuție teh nologică și întreținere a în exploatare să fie cât mai ușoară;
– în funcție de proprietăților fluidelor care circulă prin aparatul tubular.

fig3.2.2
Dispunerea țevilor în placa tubulară (fig.3 .2.2) se face după reț ele de hexagoane regulate
(fig.3. 2.2a), de pătrate (fig. 3.2.2b), de cercuri concentrice (fig 3..2.2c) sau de triunghiuri
isoscele (fig. 3.2.2d).
Rețeaua de triunghiuri isoscele este utilizează de cele mai multe ori la plăcile tubulare
dreptunghiulare și are ca avantaj o trasare și prelucrar e relativ ușoară. Ținând cont de direcția
și de sensul curgerii fluidului țevile se amplasează în placa tubulară după un triunghi sau un
pătrat. Amplasarea în triunghi (fig .3.2.3a și b) este folosită când sunt necesare suprafețe de
transfer termic foarte m ari și nu este folosită dacă necesită curățirea mecanică din exterior a
fasciculului format din țevi .

fig.3.2.3
Amplasarea în pătrate ( Fig.3.2.3c și d) se utilizează cănd este necesară curățirea mecanică
a fasciculului tubular.
Diametrul găurilor pentru țevi, în placa tubulară este intotdeauna mai mare decât
diametrul exterior al țevii pentru montarea mai ușoară a țevilor și se alege în limitele:
𝑑0=(1…1.03)𝑑𝑒 [4. Pag. 56]
b) Pasul țevilor în placa tubulară

10
Pentru acest proiect am ales o distibuț ie a găurilor in pătrat pentru a aigura o curățare
mai ușoară a țevilor in exterior și pentru a permite o montare mai usoară a acestora. Pasul
ales intre găuri va fi de 32 mm.
Acesta se stabilește, în mod aproximativ, la efectuarea calculului termic. Pentr u
cazul țevilor din oțel, pasul se poate alege in funcție de diametrul țevi din tab 3.1(conform
SR 8566) sau se poate calcula cu rmătoarea relație :
𝑡≈1.2𝑑𝑒+2 [𝑚𝑚 ] [4. Pag. 61]
𝑡≈1.2∗25+2 [𝑚𝑚 ]
𝑡≈32
Tabelul 3 .1 [4. Pag. 61]
Diametrul exterior
al țevii, de, mm 25 38 57
Pasul țevii, t, mm 32 48 70
3.2.2. Calculul plăcii tubulare
Placa tubulară este, în general, o placă plană, relativ groasă, circulară sau inelară, perforată.
Elementele principal e ce se calculează la o placă tubulară s unt (fig. 3.2.4 ):
-diametrul interior( 𝑫𝒊 )al mantalei schimbătorului de căldură cu o singură trecere,
𝐷𝑖=𝑡∗(𝑐−1)+𝑑𝑒+2∗(𝑡−𝑑𝑖) [4. Pag. 75]
𝐷𝑖=32∗(29−1)+25+2∗(32−20)
𝐷𝑖=1000
unde: t – pasul dintre două țevi;
fig.3.2.4

11 c – numă rul de țevi de pe diagonala mare;
– 𝑑𝑒−diametrul exterior al țevii;
– 𝑑𝑖−diametrul interior al țevii.
La schimbătoarele de căldură cu mai multe treceri (deoarece pereții despărțitori cu
garnitura lor de etanșare nu se încadrează în spațiul limit at dintre două rânduri de țevi)
diametrul interior al plăcii tubularese determină prin adăugarea diferențelor
corespunzătoare acestor pereți despărțitori (diafragme). De unde rezultă 𝑫𝒊=𝟏𝟎𝟎𝟎 𝒎𝒎.
– diametrul exterior (𝑫𝒆) al mantalei schimbă torului de căldură
𝑫𝒆=𝟏𝟎𝟕𝟔 mm

Calcul placa tubulara pt schimbator "U", conf. TEMA -2012
Fascicul tubular 125 S2D
Material: P305 GH EN
10222 –
2
tc 254 0C Temperatura
de calcul
D 1382 mm Diam ext. al
placii
tubulare
Pt 6.25 Mpa Presiunea in
circuit tevi
PS 7.55 Mpa Presiunea de
calcul in
circuit manta
P 2.157 MPa Presiunea de
calcul conf
A.131 -TEMA
(presiune
diferentiala
maxima
admisa)
d 25 mm Diametrul
exterior al
tuburilor
t 32 mm Pasul tevilor
η=1-0,785 • d2 / t2 0.4464 Coeficient de
slabire pentru
distributia in
patrat a
tevilor
c1 3 mm Adaos de
coroziune (0

12 pentru placare
cu inox)
c2 5 mm Adincimea
canalului
pentru
garnitura (0
daca e
prelucrat in
materialul
depus care nu
e considerat
in calcul
pentru
rezistenta sa)
G 1044 mm Diametrul
reactiunii
garniturii
F 1.25 Factor de
multiplicare
pt. fascicul
tubular "U",
conf A.131 –
TEMA
Rp0,2 280 N/mm2 Limita de
curgere la
20°C
Rm 490 N/mm2 Rezistența la
rupere

208.8 N/mm2 Limita d e
curgere la tc
cs1 1.50 Coef.
Siguranta la
curgere
cs2 3.50 Coef.
Siguranta la
rupere

139.2 N/mm2 Tensiunea
admisibilă la
tc

13

81.0 mm Grosimea de
rezistență din
încovoiere

0.01549569 Conf. A132 –
TEMA

0.0765625 Conf.A132 –
TEMA

DA conditie Daca e
indeplinita
conditia nu e
necesar calcul
la forfecare;
conf.A132 –
TEMA
T02 nu e necesar
calcul mm Grosimea de
rezistență din
forfecare
C 3858.5 mm Perimetrul
definit de
centrele
gaurilor
periferice ale
placii
tubulare
A 606208 mm2 Aria inchisa
in perimetrul
C
DL=4A/C 628.4 mm Diametrul
echivalent

Nu e cazul mm Grosimea de
rezistență din
forfecare
T=T01+2c1+2c2 97.05 mm Grosimea
minima placa
tubulara
T adoptat 105 mm

14 pph 2.157 Mpa Presiunea de
proba
hidraulica
conf. cartii
tehnice,
se considera
presiunea
diferentiala
maxima la Ph
pph 2.157 Mpa Presiunea de
proba
hidraulica
adoptata

267 N/mm2 Tensiunea
admisibilă la
încercarea
hidraulică

103.48 N/mm2 Tensiunea
efectiva la
încercarea
hidraulică

103.48<266.67 OK Conditie

3.3 Șicane Desene: UPM 01.03; UPM 01.04; UPM 01.05

Șicanele transversale se utilizează în spațiul intertubular pentru dirijarea curgerii
fluidului. Acestea se realizează sub forma unor segmente (f ig.3.3.1 ) sau a unor discuri ș i
inele (fig. 3.3.2). Ele măresc viteza agentului termic și -i lungesc traseul. Șicanele
transversale pot limita amplitudinea vibrației țevii.

Grosimea șicanei depinde de diametrul aparatului și de distanța L dintre două șicane.
𝑓𝑎𝑝ℎ = 𝑅𝑝0220 / 1.05
fig.3.3.1
a-sicana
b-distanta sinanelor in aparat

15 De obicei se alege L = (0,2…1,0) D, însă nu mai mare de 50 mm. Grosimea minimă a șicanei
se recomandă a fi de 3 mm.
Șicanele transversale se dispun egal distanțate. Lungimea maximă a porțiunii de
țeavă nesprijinită crește cu mărirea diametrului țevii.

Șicanele s e montează pe tiranți prevăzuți cu țevi distanțiere (fig. 3.3.3 .a). La
schimbătoarele de căldură în construcție rigidă șicanele se introduc înainte de sudarea celei
de a doua plăci. La schimbătoarele la care fasciculul tubular se poate scoate, capetele
tiranților se înșurubează în placa tubulară.
In cazul construcțiilor din oțel înalt aliat se utilizează tije pe care se sudează șicanele (fig.
3.3.3 .b).

Conform STAS 8566 -86 se
recomandă ca:
❖ Diametrul șicanei suport
de la capat sa fie mai mic decat
diame trul interior al corpului
(Di),
 Șicana sa fie decupata sa
decupată pentru asiguraea
curgerii fluidului, dar să
susțină una din cele două
ramuri a fiecărei țevi U
❖ Grosimea minimă a
șicanei transversale inclusiv
adaosul de coroziune de 1 mm, se stabilește c onform tabelului 3.3.1
❖ Distanța minimă între șicanele transversale trebuie sa fie de 0,2* 𝐷𝑖,dar min. 50 mm
❖ Diametrul găurilor pentru țevile fasciculului tubular din șicanele transversale și
șicanele suport trebuie sa fie maxim:
➢ Cu 0,8 mm mai mare d ecat diametrul exterior al țevii, pentru țevi
care au lungimea nesprijinita pană la 900 mm inclusiv;
➢ Cu 0,4 mm mai mare decat diametrul exterio a țevii, pentru țevi care
au lungimea nesprijinită peste 900 mm

Distantele intre doua sicane transversale (mm)
fig.3.3.3 1 – șicană; 2 – element de distanțare;
3 – țevi distanțiere; 4 – placă tubulară
fig.3.3.2 a – dispunerea șicanelor în aparat; b – tipuri de șicane;
1 – șicană inela ră; 2 – șicană disc

16 Păna la
150 Peste 150
pana la 300 Peste 300
pana la 450 Peste 450
pana la 600 Peste 600
pana la 850 Peste 850
Grosime minimă a șicanei (mm)
Peste 150
pana la 400 3 3 5 6 8 10
Peste 400
pana la 800 3 5 6 8 8 10
Peste 800
pana la 1000 5 6 8 8 10 12
Peste 1000 – 6 8 10 10 12
tab.3.3.1 [ STAS 8566 -86]
3.4. Placa deflectoare
Placa deflectoare este necesară și trebuie sa se monteze în dreptul racordului de
intrare a fluidului cu scopul de a preveni deteriorarea țevilor
Pentru eva cuarea amestecului lichid cu vapori, cât și pentru mărirea secțiunii de
intrare, se recomandă executarea unor găuri cu diametrul de 6 mm pe plăcile deflectoare
Distanța dintre racordul de intrare și placa deflectoare se alege în așa fel încat ari a de
curgere radială rezultată să nu fie mai mică decât 1,5*aria de curgere prin racordul de
intrare.

3.5. Tiranți si țevi distanțiere

Tiranți i si țevile distanț iere se utilizeaz ă pentru rigidiz area șicanelor transversale între ele și
pentru rigidizarea șicanelor suport de capăt.
Conform STAS 8566 -86:
➢ Tiranții se așeaz ă pe câ t posibil echidistant ș i la marginea șicanelor. Distanț a între
colțul p iuliței tirantului și peretele corpului nu trebuie să fie mai mică de 3 mm.
➢ Distanța între axa tirantului și tă ietura șicanei trebuie să fie max. 40 mm
➢ Numărul minim și diametrul tiranților se alege in funcție de diametrul nominal al
schimbătorului de căldură, se recomandă să corespundă c u valorile indicate in
tabelul 3 .5.1

Diametrul nominal Dn
(mm) Nr. Tiranților
min. (mm) Diam. Tirantului
(mm)
Pana la 400 4 10
Peste 400 pana la 600 6 10
Peste 600 pana la 800 6 12
Peste 800 pana la 1200 8 12
Peste 1200 10 12
Tab. 3.5.1 [ STAS 8566 -86]
4. Asamblarea dintre țevi și placa tubulară

17 Pentru acest p roiect se alege o asamblare nedemontabila prin sudare si mandrinare pentru a
avea o rezisteta foarte buna.

4.1 Mandrinarea
Îmbinările prin mandrinare sunt imbinările cu strangere radială, obținute la rece cu
ajutorul mandrinelor.
Mandrinarea este operația de evazare la rece, la inceput liberă, apoi forțată, a capetelor
unor
zone de elemente tubulare (țevi), in orificiile practicate in pereții anumitor dispozitive sau
structuri
(plăci tubulare), in scopul realizării corespunzătoare – prin strangere radială – de imbinări
semidemontabile etanșe, rezistente și durabile. Procesul de mandrinare cuprinde două etape
principale:
1. Lărgirea preliminară a țevii, până când aceasta intră în contact cu suprafața
locașului (epuizarea j ocului dintre țeavă și locaș)
2. Lărgire a suplimentară a țevii prin deformare plastică (remanentă), concomitent cu
o deformare elastică a locașului.
Materialul țevii prin deformarea plastic ă, umple toate spațiile dintre țeavă și locaș,
asigurând etanșeitatea necesară. După îndepărtarea dispoziti vului de mandrinare, pereții
locașului, deformați elastic, tind să revină la poziția inițială. Se opune capătul țevii
deformat plastic. Zona îmbinării țeavă -placă tubulară se caracterizează prin tensiuni
remanente de compresiune. Pentru a obține o îmbinare prin mandrinare et anșă și rezistentă,
este obligatoriu ca limita de curgere a materialului țevii să fie mai mică decât limita de
curgere a m aterialului plăcii tubulare, și duritatea materialului plăcii tubulare să depășească
duritatea materialului țevii c u (30 … 50) HB.
Rezistența și etanșeitatea îmbinărilor realizate prin mandrinare depind de gradul de
mandrinare sau cuplul aplicat mandrinei, de raportul dintre proprietățile materialului țevii
și cele ale materialului locașului din placa tubulară, de st area suprafețelor în contact, de
prezența și mărimea capetelor de țeavă petrecu te în afara plăcii , de vitez a și de procedeul
de mandrinare și de nu mărul de role ale mandrinei
Pentru o ancorare mai bună în placa tubulară a țevilor ma ndrinate, găurile din pl ăci pot fi
prevăzute cu canale inelare (rile).
Gradul de mandrinare se calculează cu urmatoarea formulă:
𝒅𝒊𝒎=𝒅𝒊+(𝒅𝒇−𝒅𝒆)+(𝟐∗𝒉∗𝒔𝒑)
𝑑𝑖𝑚−𝑑𝑖𝑎𝑚𝑒𝑡𝑟𝑢𝑙 𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑖𝑜𝑟 𝑑𝑢𝑝 ă 𝑚𝑎𝑛𝑑𝑟𝑖𝑛𝑎𝑟𝑒
𝑑𝑖−𝑑𝑖𝑎𝑚𝑒𝑡𝑟 𝑢𝑙 𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑖𝑜𝑟 𝑖𝑛 ț𝑒𝑎𝑣ă
𝑑𝑓−𝑑𝑖𝑎𝑚𝑒𝑡𝑟𝑢𝑙 𝑔ă𝑢𝑟𝑖𝑖 𝑖𝑛 𝑝𝑙𝑎𝑐𝑎 𝑡𝑢𝑏𝑢𝑙𝑎𝑟 ă
𝑑𝑒−𝑑𝑖𝑎𝑚𝑒𝑡𝑟𝑢𝑙 𝑒𝑥𝑡𝑒𝑟𝑖𝑜𝑟 𝑎𝑙 𝑡𝑒𝑣𝑖
ℎ−𝑔𝑟𝑎𝑑𝑢𝑙 𝑑𝑒 𝑚𝑎𝑛𝑑𝑟𝑖𝑛𝑎𝑟𝑒
𝑆𝑝−𝑔𝑟𝑜𝑠𝑖𝑚𝑒𝑎 𝑝𝑒𝑟𝑒𝑡𝑒𝑙𝑢𝑖 𝑖𝑛 ț𝑒𝑎𝑣ă
Gradul de mandrinare (h) va fi cuprins intre 5 -7 % fiind mai mult o mandrinare de
apropriere care are ca scop apropierea peretel ui țevi de peretel e plăcii tubulare pentru a nu

18 pătrunde lichidul din mata între placă și țeavă pentru a nu produce coroziune, iar scop ul
secunadar al mandrinării este de a fixa mai bine țeava î n placa tubulară.
𝑑𝑖𝑚=20+[(25.4÷25.25) -25] + [ 2*(5
100÷7
100)*2.5
=20(0.4÷0.25)+(0.25÷0.35)
=20.5÷20.75 mm
Din relația de mai sus rezultă ca diametrul interior după madrina re(𝑑𝑖𝑚) este cuprins î ntre
20,5 si 20,75 mm
4.2 Îmbinarea prin sudare
Ca îmbinarea să poată fi realizată prin sudare este necesar ca atât materialul plăcii cât și al
țevii să fie sudabil și să fie apropiate în ceea ce privește compoziția, structura ș i
caracteristicile fizico -mecanice. În toate condițiile se face o mandrinare (de apropiere)
înaintea sudării.
Pentru sudura dintre țeavă si placa tubulară s -a folosit procedeeul de sudura W IG (
Wolfram inert gaz) iar ca ș i material de adaos s -au folosit b aghete W MoSi Ø 1.6 si
componeta chimică din tabelul 4,1 confor m standardului EN ISO 21952 -A gazl protector
folosit este Argon I1 conform EN ISO 14175 cu o purita te de 99.98% diferenț a reprezetă nd
H2O, O 2 și N2.

Tab. 4.1 [SR ISO 21952 ]
C Si Mn P S Cr Mo Ni V Cu
0.10 0.59 1.13 0.008 0.008 0.03 0.48 0.03 <0.01 0.04

5. Materiale utilizate

Placă tubulară P 305 GH [SR EN 10222 -2] K510 [STAS 2883 ]
Țeava U Ø 25×2,5 P 235 GH [SR EN 10216 -2] K410 [STAS 2883 ]
Sicane S235JR [SR EN 10 025-2] OL37 [STAS 500/2 ]
Tiranti S235JR [SR EN 10025 -2] OL37 [STAS 500/2 ]
Distantier P235GH pSR EN 20216 -2] R360 [STAS 2553 ]
Deflector S235JR [ SR EN 10025 -2] OL37 [STAS 500/2 ]
Ochi de extragere C22E [EN 10083 -1] OLC15R [STAS 880 ]
Ochi de ridicare C22E [EN 10083 -1] OLC15R [STAS 880 ]
Dop filetat X5CrNi18 -10 [ EN 10222 -5] 5NiCr180 [STAS 3583 ]

P 305GH (1.0436) [SR EN 10222 -2]
P- Oțel pentru vase sub presiune
305- Rezistenta la rupere in N/ 𝑚𝑚2 pentru cele mai mici grosimi
GH- Caracteristici speciale la temperaturi ridicate
Este un oțel nealiat de calitate, martensitic cu caracteristici speciale la temperaturi ridicate
se utiliză de regulă pentru vasele sub presiune . Prescripțiile de calitate ale acestuia
(tenacitatea la rupere, controlul mărimii grăuntelui, capacitatea de deforma re la rece) sunt
mai severe decâ t cele ale oțelurilor nealiate de uz general ceea ce implică cond iții de
elaborare particulare cu un control mai riguros al procesului tehnologic.

19 Compoziție chimică:
ELEMENTE MIN. % MAX. %
C 0.1500 0,2000
Mn 0,9000 1,6000
P – 0,025 0
S – 0,015 0
Si – 0,4000
Ni – 0,3000
Cr – 0.3000
Mo – 0,0800
V – 0.0200
Nb – 0.0100
Cr+Cu+Mo – 0.5000
Cu – 0.3000

Proprietați mecanice:
PROPRIETATI VALOARE UNITATI
Limita de curgere, 𝑅𝑝0,2 ≥280 MPa
Reyistenta la rupere, 𝑅𝑚 ≥490 MPa
Alungire ≥20 %
Duritate 153 HBW

P 235 GH [SR EN 10216 -2]
P- Oțel pentru vase sub presiune
235- Rezistenta la rupere in N/ 𝑚𝑚2 pentru cele mai mici grosimi
GH- Caracteristici speciale la temperaturi ridicate

Compoziție chimică:
ELEMENTE MIN. % MAX. %
C – 0.1600
Mn – 1.2000
P – 0.0250
S – 0.0100
Si – 0.3500
Ni – 0.3000
Cr – 0.3000
Mo – 0.0800
Cu – 0.3000
V – 0.0200
Ti – 0.0400
Al 0.0200 –
Nb – 0.0200

20
Proprietați mecanice:
PROPRIETATI VALOARE UNITATI
Limita de curgere, 𝑅𝑝0,2 ≥225 MPa
Reyistenta la rupere, 𝑅𝑚 360-500 MPa
Alungire ≥25 %
Duritate 133 HBW

S 235 JR [SR EN 10025 -2]
S- Oțel pentru constructii
235- Rezistenta la rupere in N/ 𝑚𝑚2 pentru cele mai mici grosimi
JR- Temperatura de testare 20°C

Compoziție chimică:
ELEMENTE MIN. % MAX. %
C – 0.1900
Mn – 1.5000
P – 0.0450
S – 0.0450
Cu – 0.6000
N – 0.0140
Proprietați mecanice:
PROPRIETATI VALOARE UNITATI
Limita de curgere, 𝑅𝑝0,2 ≥235 MPa
Reyistenta la rupere, 𝑅𝑚 360-510 MPa
Alungire ≥17 %
Duritate HBW

C22E [EN 10083 -1]
C- Oțel carbon
22- Concentrația de ca rbon
E-Continut redus de S și P
Compoziție chimică:
ELEMENTE MIN. % MAX. %
C 0.1700 0.2400
Mn 0.4000 0.7000
P – 0.0350
S – 0.0350
Cr – 0.4000
Mo – 0.1000
Ni – 0.4000
Proprietați mecanice:

21 PROPRIETATI VALOARE UNITATI
Limita de curgere, 𝑅𝑝0,2 240 MPa
Reyistenta la rupere, 𝑅𝑚 430 MPa
Alungire 40-50 %
Duritate 265 HBW

X5CrNi18 -10 [ EN 10222 -5]

Compoziție chimică:
ELEMENTE MIN. % MAX. %
C – 0.0700
Mn – 2.000
P – 0.0450
S – 0.0150
Cr 17.0000 19.5000
Ni 8.0000 10.500 0
Si – 1.000
N – 0.1100

Proprietați mecanice:
PROPRIETATI VALOARE UNITATI
Limita de curgere, 𝑅𝑝0,2 200 MPa
Reyistenta la rupere, 𝑅𝑚 500 MPa
Alungire 45 %
Duritate 280 HBW

6. Proiectarea procesului tehnologic al plăcii tubulare

Proiectar ea proceselor tehnologice de prelucrare mecanică trebuie să se facă in
următoarea succesiune a etapelor de lucru:

1. Controlul tehnologic al desenelor de execuție
2. Stabilirea tipului producției și a lotului optim de piese ce se prelucrează;
3. Alegerea semifabri catului
4. Stabilirea succesiunii operațiilor și fazelor care compun procesul tehnologic și a
structurii
5. Alegerea mașinilor -unelte, sculelor așchietoare, dispozitivelor și verificatoarelor
6. Determinarea adaosurilor de prelucrare și a dimensiunilor intermediare ;
7. Calculul (sau adoptarea după caz) a regimurilor de așchiere;
8. Normarea tehnică;

22 6.2 Controlul tehnologic al desenelor de execuție

Înainte de a începe proiectarea procesului tehnologic, se studieză desenule de
execuție ale pieselor, condițiile tehnice și de funcționare in subansamblul din care fac
parte; deasemenea se analizează desenul de execuție și din punct de vedere al posibilităților
de aplicare a unei tehnologii raționale de fabricație. Se analizează dacă piesa este complet
definită și dacă sunt ev idențiate condițiile tehnice care arata precizia de prelucrare.
Pe desenul de execuție a presei apar toate indicațiile necesare pentru realizarea
piesei, Desenul piesei conține:
– Numărul necesar de proiecții
– Toate cotele și toleranțele necesare
– Indicați sp ecifice prelucrărilor deosebite
– Indicații asupra calițății materialului
Analizind desenul de executie al piesei propuse pentru realizare se constata
urmatoarele :
· Numarul de cote este suficient pentru executia si verificarea piesei;
· Materialul piese i P 305 GH este recomandat in general pentru vasele sub presiune,
standard SR EN 10222 -2 în care se găsesc conditțiile tehnice de calitate.

6.3 Prelucrabilitatea materialului

Prelucrarea materialelor prin așchiere reprezintă procesul mecanic prin care
semifabricatul este realizat prin îndepărtarea materialului. În timpul procesului de așchiere
o „muchie de așchiere” este presată atât de tare în semifabricat încât materialul estre forțat
să „curgă” sub forma unor „așchii”. Rezultatul este o suprafață prel ucrată.
Prelucrabilitatea materialului este direct înfluiențată de: alungirea specifică ε,
rezilientă, duritate si compoziția chimică.
Alungirea specifică ε este data de raportul exprimat procentual, între alungirea Δl a
unei epruvete la un efort de întind ere până la rupere și lungimea inițială L o a epruvetei. O
dată cu creșterea alungirii specifice are loc înbunătățirea prelucrabilității.
Reziliența se definește ca fiind propietatea corpurilor de a rezita la solicitări dinamice
obișnuite. Odata cu creșter ea rezistenței la rupere prin șoc are loc de obicei și mărirea lucrului
mecanic specific de așchiere.

Duritatea se definește ca fiind
rezistența opusă de un material la
pătrunderea din exterior a unui corp de
formă bine stabilită, numit penetrator. În
mod practic, in cazul oțelurilor se poate
constata, că o creștere a durității
micșorează prelucrabilitatea .
Compoziția chimică are o influență determinantă asupra structurii, asupra proprietăților
fizico -chimice, dar și asupra proprietăților legate de prel ucrabilitatea prin așchiere. Carbonul
joacă rolul cel mai important variația lui, produce schimbări importante ale caracteristicilor

23 fizico -mecanice și tehnologice ale materialelor. Diagrama următoare înregistrează
diminuarea prelucrabiliății odată cu creș terea conținutului de carbon.

Sulful are o influență
favorabilă asupra
prelucrabilității prin așchiere,
dar contribuie la înrăutățirea
unor proprietăți cum ar fi:
rezistența la rupere, reziliența,
sudabilitatea, rezistența la
coroziune, etc.
Fosforului in proporție de 0,1% imbunătățește prelucrabilitatea prin așchiere. Fosforul
contribuie la formarea unei soluții solide de ferită, care conferă o anumită fragilitate a
materialului, facilitând astfel ruperea așchiilor în timpul procesului de așchiere.
Manganul face parte dintre elementele care duc la stabilizarea feritei. O micșorare a
prelucrabilității prin așchiere are loc ca urmare a prezenței manganului in oțelurile cu
conținut redus în carbon. Explicația acestui fapt se bazează pe favorizarea unei anu mite
durificari a feritei, fară a -i afecta prea mult ductilitatea.
Cromul este un element care are o rețea cristalină și o valoare a razei atomice
apropiate de cele ale fierului γ , ceea ce însemnă că influența sa asupra prelucrabilitătii prin
așchiere in fluiența sa este redusă.
Molibdenului în proporții care depășesc 2..3% conduce la o diminuare a
prelucrabilității prin așchiere. Acest lucru iși are explicația în primul rând în diferențele
dintre tipul rețelelor cristaline și valoarea razei atomice a mo libdenului și a fierului α.

24 6.4 NOTAREA SUPRAFETELOR PIESEI ROBOT

În desenul din fig. 6 .4.1 unde este reprezint [desenul piesei robot, suprafeț ele de
prelucrat s-au notat cu litere din alfabet.

6.5 Varianta I

6.5.1 Stabilirea tipului producției și a lot ului optim de piese ce se prelucrează

Pentru stabilirea tipului producției, se calculează ritmul de fabricație
al piesei considerate, cu relația:
𝑅1=𝐹𝑟∗60
𝑁 𝑚𝑖𝑛 /𝑏𝑢𝑐
𝑅1=6751 ,2
5000=81 min/buc

Unde:
𝐹𝑟-este fondul anual de timp de lucru
fig.6,4.1

25 N-planul de producție anual pentu piesa considerat in bucați
Fondul anul de timp de lucru se determina astfel:
𝐹𝑟=𝐹𝑛∗𝑚∗𝑘
𝐹𝑟=2320 ∗3∗0,97
𝐹𝑟=6751 ,2 ore
Unde: 𝐹𝑛-este fondul nominal anual de lucru în ore pentru un schimb de lucru
m-numarul de schimburi
k-coeficientul de utilizare al timpului care ține seama de pierderile de timp
pentru repararea mașini unelte.
k=0,96(pentru 3 schimburi)

6.5.1 Stabilirea succesiuni operatiilor, fazelor și a succesiuni acestora

Operația 1. Forjare semifabricat
Operația 2. Strunjire simultană suprafețele A și B
Operația 3. Strunjire suprafeța D
Operația 4. Strunjire simultană suprafețele A și C
Operația 5. Strunjire suprafeța E
Operația 6, Frezare suprafața F
Operația 7. Faza: 1 Pregăurit suprafața G
2 Găurit suprafața G
3 Sanfrenat suprafața G
4 Alezat suprafața G
Operația 8. Faza: 1 Găurit suprafața H
2 Filetat suprafața H
Operația 9. Faza: 1 Găurit suprafața I
2 Filetat suprafața I
Operația 10. Faza 1 Pregăurit suprafața J
2 Găurit suprafața J
3 Sanfrenat suprafața J
6.5.2 Alegera semifabricatului

Alegerea semifabricatului prezintă o deosebită importanță pentru eficiența
tehnicoeconomică a procesului tehnologic de prelucrare.
Alegerea procedeului de obținere a semifabricatului este determinată de următorii
factori:
– Proprietățile tehnologice ale materialului;
– Precizia de execuție a semifabrcatului
– Mărimea p rogramului de producție
– Durata necesară de execuție a semifabricatului
– Existența utilajului pentru obținera semifabricatului
– Consumul de metal și cheltuieli

26 În funcție de procedeele tehnologice ale semifabricatului se stabilesc și procedeele
tehno logice de prelucrari mecanice, felul operațiilor și numarul acestora, succesiunea lor și
utilajele necesare. Obținerea unor semifabricate care să aibă forma și dimensiunile mai
apropiate de piesa finită este mai costisitoare decât obținerea semifabricatelo r cu
dimensiuni și forme mai puțin apropiate de acestea.Cu cât adaosul de prelucare este mai
mic costul de prelucare este mai mic, iar dacă adaosul de prelucare este mai mare atunci si
costul de prelucare este mai mare datorita consumului de material, scu lele așchietoare,
manoperă și energie.
Pentru piesa noasta semifabicatul se obtine prin forjare la liber

Forjarea este procesul de prelucrare prin deformare plastică ce constă in
introducerea in volumul de material a unor stări tensionale care să producă curgerea sa (a
materialului ) . Aceste forțe se aplică prin lovire și/sau presare .
Etapele procesului tehnologic de forjare sunt:
1. Elaborarea desenului piesei forjate.
2. Calculul semifabricatului.
MSf=mPf+ma
=1792+26=1818kg
unde :
– MSf : masa totală a semifabricatului brut forjat ;
– mPf : masa piesei finite ;
– ma : masa pierderilor prin arderea materialului ;
mPf = V* ρ = (π 𝑟2ℎ)7,85= (π 6962∗150)𝑚𝑚37,85kg/ 𝑑𝑚3
=228,3 𝑑𝑚3*7,85kg/ 𝑑𝑚3=1792kg
ma=1,5% mPf=26kg

3. Incalzire.
Material Temperatura de deformare
De început °C De sfârșit °C
P 305 GH 1100 800

5. Forjare.
6. Tratament termic
Tratamentul termic apicat este un tratamnet de recoacere izotermă care
consta in racirea semifabricatelor d upă anumite cicluri, stabilite

27 experimental în funcție de compoziția chimică a oțelurilor si dimensiunile
pieselor. Prin recoacerea izotermă se evita apariția fulgilor si totodata se
obține o structură bună prelucrarii mecanice.
7. Curaț ire.
8. Control tehnic de calitate
Controlul nedistructiv cu ultrasunete (UT)

6.5.4 Determinarea adaosului de prelucrare

În costrucția de mașini, pentu a obține piesele cu calitățile de suprafețe impuse de
condițiile de funcțioonare este necesar să se îndeparteze prin așchiere straturi de material
care sunt numite adaosuri de prelucrare.
Stabilirea unor valori optime al adaosului de prelucrare permite calcularea corectă a
masei semifabicatului și al consumului de material, precum și al regimului de așchiere și
normare a tehnica.
Adaosul de prelucrare intermediar este stratul de material ce se indepartează la
operația (faza) respectiva de prelucrare și se determina ca diferenta intre dimensiunile
obtinute la două operații (faze) consecutive de prelucrare a suprafeței con siderate.
Adaosul de prelucrare total este stratul de material ce se indepărteaza prin efectuarea
tuturor operațiilor (fazelor) succesive de prelucrare prin așchiere a suprafetei .
Pentru determinarea adaosului de prelucare se pot folosi două metode:
a) Metoda experimental statistică (adaosurile se stabilesc cu ajutorul unor
standarde, normative interne ale uzinelor)
b) Metoda de calcul analitic
Prelucrarea prin așchiere a semifabricatelor forjate liber se efectuiază, de obicei
prin metoda obținerii individuale a preciziei dimensiunilor. La instalarea semifabricatului
pe mașina unealtă se face verificarea instalării, individual pentru fiecare semifabricat în
parte și, ca urmare, în relația calcului a adosului de prelucrare, eroarea de instalare este
înlocuita de eroarea de verificare.
Determinarea adaosului minim de prelucrare la prima operație de prelucrare se face
ținând seama de marimile R z, S, p, corespunzătoare semifabricatului brut și de eroarea de
verificare a poziției semifabricatului brut și de eroarea de verificare a poziției
semifabricatului pe mașina -unealtă.

Determinarea adaosului de prelucrare analitic pentru suprafața A
𝟐𝐴𝑝=2(𝑅𝑧+𝑆𝑖)+2√𝑝𝑖2+𝜀𝑣2 [ 1. Pag 267 ]
Ap≈5 mm
Unde: A p = adaosul de prelucre minim
Rz= înălțimea neregularităților profilului
Si= adâncimea stratului superficial defect
pi= abateri spațiale ale suprafeței de prelucrat
𝜀𝑣= eroarea de verificare
𝑅𝑧+𝑆𝑖=2,5 mm [ 1, pag 269, tab. 7.1 ]

28 p=Δ c * D=1382 [ 1. Pag 269 ]
Unde: Δ c= 1 în f uncție de rigiditatea semifabricatului
D= diametrul exterior al semifabricatului
𝜀𝑣= 2 mm [1, pag. 81, tab. 1.39 ]
Determinarea adaosului de prelucrare analitic pentru suprafețele B, C

𝟐𝐴𝑝=2(𝑅𝑧+𝑆𝑖)+2(𝑝𝑖+𝜀𝑣) [ 1. Pag 267 ]
Ap ≈5 mm
Valorile R z, Si ,pi,𝜀𝑣 se adoptă de mai sus.

Determinarea adaosului de prelucrare analitic la alezare pentru s uprafețele G operația
precede ntă este de găurire a

2𝐴𝑝=2(𝑅𝑧+𝑆𝑖) [ 1. Pag 302 ]
Ap= 30 µm
Unde: R z=10 µm [p, pag. 256, tab. 6,1]
Si=20 µm [p, pag. 256, tab. 6,1]

6.5.5 Calculul regimului de așchiere

Calculul regimului de așchiere la strunjirea simultană pentu suprafețel e
A, B, C și D

La strunjire, mișcarea principală este cea de rotire a piesei iar mișcarea de avans
este mișcarea de translație a cuțitului.
Elementele componente ale regimului de așchiere sunt:
– Adâncimea de așchire t definită marimea tăișuilui principa l aflat în contact
cu piesa
– Avansul s care este determinaut de obicei in mm la o rotație a piesei sau a
sculei
– Viteza principală de așchiere 𝑣𝑝care este definita ca viteza de moment.
Se alege scula: Pentru suprafețele A și C , cuțit lateral cu placută P10, avand
geometria χ=90°; α=5°; γ=12°; r=1,5 mm; q=25×25 mm², valoarea durabilității ecomomice
Te=90 min cu placuțe din carburi metalice, STAS 6381/80 iar pentru suprafața B și
D,cuțit transversal cu placută P10, avand geometria χ=90°; α=0°; γ=12°; r=2 mm;
q=32×32 mm², valoarea durabilității ecomomice T e=90 min cu placuțe din carburi
metalice, STAS 6382/80

1, Adâncimea de așchire t:
𝑡=2𝐴𝑝
𝑖𝑚𝑚 =5 𝑚𝑚 [ 1. Pag 332 ]
Unde:Ap=este adaosul de prelucrare
i= numărul de treceri

29 2, Avansul s
Avansul de așchiere se alege în funcție de mai mulți factori:
– rezistența corpului sculei așchietoare;
– rezistența părții active a sculei așchietoare;
– condiția de rigidi tate;
– precizie dimensională.
În cazul nostru vom considera două condiții:
– condiția de rezistență a corpului sculei;
– condiția de rigiditate.

s= 1.8 mm/rot [ Picos, pag 169, tab 10.6]
La strunjirea de degroșare avansul ales din tabel trebuie ve rificat. La verificarea din
condiția de rezistență se apreciază că semifabricatul prin
mișcarea sa de rotație solicită scula așchietoare la încovoiere. Atunci componenta
principală a
forței de așchiere (f z) se determină cu relația:
𝐹𝑧=𝑏∗ℎ2∗𝑅𝑎𝑖
6𝐿 [ 1. Pag 345 ]
𝐹𝑧=25∗252∗230
6∗17=35232

Unde: b = lățimea secțiunii corpului sculei;
h = înălțimea secțiunii corpului sculei;
Rai = rezistența admisibilă la încovoiere;
L = lungimea în consolă a cuțitului.

L = h / 1,5 = 25 ׃ 1,5 = 16,7mm ≈ 17 mm

𝐹=√𝐹𝑧
𝐶4∗𝐴𝑝𝑥1∗𝐻𝐵𝑛1𝑦1 [ 1. Pag 345 ]
𝐹= √25232
279 ∗5∗1530,350,75=7.5 mm/rot

Unde: HB = 153 – duritatea materialului ales
C4 = 279 (coeficient care ține seama de materialul de prelucrat și de material ul
sculei așchietoare) [1, pag.347, tab.10.15]
x1 și y1 = exponenți ai adâncimii și respectiv ai avansului de așchiere și care se
aleg din tabele în funcție de tipul cuțitului, materialul părții așchietoare, tipul și duritatea
materialului prelucrat.
x1=1 [ 1, pag.352, tab.10.21]
y1=0,75 [1, pag.352, tab.10.21]
n1 = 0,35 (exponentul durității se alege în funcție de tipul sculei așchietoare și
tipul materialului de prelucrat) [1, pag.352, tab.10.22]

Verificarea avansului din punct de vedere al rezistenței plăcuței așchietoare:

30
𝑓=8,3∗𝐶1,8
𝑎𝑝0,3∗𝑅𝑚 [1, pag.352]
𝑓=8,3∗4,761,8
50,3∗490=0,17 mm/rot

Unde: c =4,76 mm (grosimea plăcuței din carburi metalice)
Rm = 490 (rezistența la rupere la tracțiune a materialului prelu crat)
ap =5 mm adâncimea de așchiere
Se alege ca valoare a avansului, valoarea cea mai mică adică acea valoare care nu
deteriorează scula așchietoare și implicit calitatea suprafeței.

3, Viteza principlă de așchiere 𝑣𝑝
𝑣𝑝=𝐶𝑣
𝑇𝑚∗𝑡𝑥𝑣∗𝑠𝑦𝑣∗(𝐻𝐵
200)∗𝑘1𝑘2𝑘3𝑘4𝑘5𝑘6𝑘7𝑘8𝑘9 [1. Pag 359]
Unde: 𝐶𝑣= 190 [1, pag. 361, tab. 10.30]
T=90 min [1, pag. 361, tab. 10.30]
m=0,29 [1, pag. 360, tab. 10.29]
t=adâncimea de așchiere, în m m
s=avansul de așchiere
HB=153

xv=0,20 [1, pag.361, tab. 10,30]
yv=0,25 [1, pag.361, tab. 10,30]
𝑘1𝑘2𝑘3𝑘4𝑘5𝑘6𝑘7𝑘8𝑘9= coeficienți de corecție
𝑘1= influiența secțiuni transversale a c uțitului
𝑘1=(𝑞
20∗30)𝜀 [1, pag.361]
𝑘1=(625 𝑚𝑚2
20∗30)0,08=1.003

Unde q este suprafata secțiuni transversale in 𝑚𝑚2, iar З= 0,08 pentu oțel
𝑘2=influiența unghiului de atac principal x
𝑘2=(45
𝑥)𝑝 [1, pag.3 61]
𝑘2=(45
90)0,3 =0,81
Unde p=0,3 (este un exponent ales in funcție de natura materialului
prelucrat)
𝑘3=influiența unghiului tăișului secundar 𝑥𝑠
𝑘3=(𝑎
𝑥𝑠)0,09 [1, pag.362]

𝑘3=(15
90)0,09 =0,85

𝑘4=influiența razei de racordare a vârfului cuțitului:
𝑘4=(𝑟
2)𝜇 [1, pag.362]

31 𝑘4=(1,5
2)0,1=0,97
Unde µ exponent în funție de tipul prelucrării și de materialul de prelucrat
𝑘5=0,7 ( influiența materialului din care este confecț ionată partea de
așchiere a sculei) [ 1.pag. 362, tab. 10.31]
k6= 0,9 ( se ține seama de materialul de prelucrat) [1.pag.363, tab.
10.32]
k7=0,9 [1, pag.363]
k8=0,9 [1, pag.363]
k9=1,0 [1,pag. 364]

𝑣𝑝=190
900,29∗50,2∗1.80,25∗(153
200)∗1,003 ∗0,81∗0,85∗0,97∗0,7∗0,9∗0,9∗0,9∗1=17,6
m/min
Turatia aferenta fiind:
𝑛𝑐=1000 ∗𝑣
𝜋∗𝐷 [2. Pag. 136]
𝑛𝑐=1000 ∗17,6
𝜋∗1382=4.05 𝑟𝑜𝑡/𝑚𝑖𝑛

Calculul regimului de așchiere la strunjii de finisare pentu suprafețele D și E

Se alege scula: Cutit drept pentru finisat cu placută P10, avand geometria χ=50°;
α=50°; γ=12°; r=0,5 mm; q=16×10 mm², valoarea durabilității ecomomice T e=90 min cu
placuțe din carburi metalice, STAS 6378 -80

1. Adâncimea de așchire t:
În cazul strunji rii de finisare se aplică aceeași recomandare, ca la strunjirea de
degroșare ținaându -se cont că după prelucrare suprafața trebuie să aibă o rugozitate
egală egală egală cu cea indicată pe desenul de execuție a piesei respective.
𝑡=2𝐴𝑝
2=5 𝑚𝑚 [ 1. Pag 267 ]

2, Avansul s:

Valoarea avansului la strunjirea de finisare în funcție de rugozitate se determină cu
formula:
𝑠=𝐶𝑆𝑅∗𝑅𝑎𝑒5∗𝑟𝑒6 [ Picos, pag 169]
s=0,0909*1,60,487*0,50,528=0,07 mm/rot

Unde:C SR=0,0909 (un coe ficient ce depinde de unghiul de atac principal χ)
[1. Pag. 356, tab. 10.24]
e5, e6= exponent al rugozității și al razei de racordare la vârf a sculei
e5=0,487 [ 1. Pag. 356, tab. 10.24]
e6=0,528 [ 1. Pag. 356, tab. 10.24]

32 Ra= rugozitatea
r=0,5 (raza la vârf)

3, Viteza principlă de așchiere 𝑣𝑝:

𝑣𝑝=𝐶𝑣
𝑇𝑚∗𝑡𝑥𝑣∗𝑠𝑦𝑣∗(𝐻𝐵
200)∗𝑘1𝑘2𝑘3𝑘4𝑘5𝑘6𝑘7𝑘8𝑘9 [1. Pag 359]
Unde: 𝐶𝑣= 190 [1, pag. 361, tab. 10.30]
T=90 min [1, pag. 361, tab. 10.30]
m=0,29 [1, pag. 360, tab. 10.29]

HB=153
xv=0,20 [1, pag.361, tab. 10,30]
yv=0,25 [1, pag.361, tab. 10,30]
𝑘1=(𝑞
20∗30)𝜀 [1, pag.361]
𝑘1=(160 𝑚𝑚2
20∗30)0,08 =0,9

𝑘2=(45
𝑥)𝑝 [1, pag.361]
𝑘2=(45
50)0,3=0,81
𝑘3=(𝑎
𝑥𝑠)0,09 [1, pag.361]
𝑘3=(15
50)0,09 =0,9

𝑘4=(𝑟
2)𝜇 [1, pag.362]
𝑘4=(0,5
2)0,1=0,87

𝑘5=0,7 [p.pag. 362, tab. 10.31]
k6= 0,9 [1.pag.363, tab. 10.32]
k7=0,9 [1, pag.363]
k8=0,9 [1, pag.363]
k9=1,0 [1,pag. 364]

𝑣𝑝=190
900,29∗60,2∗0,070,25∗(153
200)∗0,9∗0,81∗0,9∗0,87∗0,7∗0,9∗0,9∗0,9∗1
=70,014 m/min
Turatia aferenta fiind:
𝑛𝑐=1000 ∗𝑣
𝜋∗𝐷 [2. Pag. 136]
𝑛𝑐=1000 ∗14,6
𝜋∗1382=16 𝑟𝑜𝑡/𝑚𝑖𝑛

33
Calculul regimului de așchiere la frezare pentu suprafeța F

Se alege scula: Freză cilindro -frontală cu coadă conică Morse z=3, taiere la
centru, tip N, forma BK, sens așchiere R, dimensiune Ø 12 STAS 1683 -85
Regimul de așchiere la frezare se determină în ordinea următoare:
1. Se stabilește mărimea adâncimi de așchiere
2. Se alege din tabel avansul pe dinte sau avansul pe rotație
3. Se calculează viteza de așchiere și turația frezei
4. Se determină puterea efectivă necesară la fre zare

– adancimea de așchiere: t = 6 mm
– lungimea de contact: t 1 = 2,5 mm
– avansul pe dinte: s d = 0,18 mm/dinte
– durabilitatea fazei: T = 35 min
– s=s d*z= 0,54 mm/rot [1, pag.83 ]
– viteza de așchiere v se calculează cu următoarea relație
𝑣=𝐾∗𝑇∗𝐷𝑋∗𝐾𝑀
𝑡𝑦∗𝑡𝑙𝑢∗𝑠𝑑𝑊∗𝑧𝑖 [1. Pag. 82]
𝑣=28∗35∗120,05∗1
60,1∗2,50,15∗0,180,4∗30,1=144 mm/min
Unde: T=35 [1, pag.83, tab.17.30]
K=28 [1, pag.83, tab.17.30]
x=0,05 [1, pag.83, tab.17.30]
y=0,1 [1, pag.83, ta b.17.30]
u=0,15 [1, pag.83, tab.17.30]
w=0,4 [1, pag.83, tab.17.30]
i=0,1 [1, pag.83, tab.17.30]
KM=1 [1, pag.84, tab.17.31]
𝑛=1000 ∗𝑣
𝜋∗𝐷 [2. Pag. 136]
𝑛=1000 ∗144
𝜋∗12=3820 𝑟𝑜𝑡/𝑚𝑖𝑛

Puerea efectivă se calculează cu relația:
Ne=K*DX*tlu*vf*sdy*tw =1,55 kW [1, pag.83]
Unde: 𝑣𝑓=1000 ∗𝑣
𝜋∗𝐷sd*z=3891 mm/min [1, pag.83]
K=3,5*10-5 [1, pag.87, tab.17.32]
x=-0,1 [1, pag.87, tab.17.32]
u=1,0 [1, pag.87, tab.17.32]
y=-0,2 [1, pag.87, tab.17.32]
w=0,9 [1, pag.87, tab.17. 32]

Calculul regimului de așchiere la suprafeța G

34 Calculul regimului de așchiere la operația de pregăurire

Determinarea regimului de așchiere la operațiile de găurire se face în următoarea
ordine: alegerea sculei așchietoare, adâncimea de așchiere se c alculează sau se alege din
tabele, forțele și momentele ce apar în timpul procesului se calculează,
Pregăurirea se execută cu burghiu elicoidal din oțel rapid STAS 573 cu:
– Diametrul D= Ø 12
– Unghiul la vârf 2χ=116° [1, pag.8, tab. 16.1 ]
– Unghiul de așezare α=11° [1, pag.9, tab. 16.2]
– Unghiul de degajare γ=30° [1, pag.8, tab. 16.1]
– Durabilitatea economică T=45 min [1, pag.11, tab. 16.6]

Adincimea de așchiere:
𝑡=𝐷/2=6 mm [1. Pag.10]

Avansul s:
s=K s*Cs*D0,6=0,022 mm/rot [1. Pag.1 1]
Unde:
Ks=0,80 (coeficient de corecție in funție de lungimea găurii) [1. pag.12, tab.16.8]
Cs=0,0063( coeficientul de avams) [1, pag12, tab.16.9]

Viteza de așchiere v:
𝑣=𝐶𝑣∗𝐷𝑧𝑣
𝑇𝑚∗𝑠𝑦𝑣𝐾𝑣𝑝=14,39 m/min [1. Pag.18]
Unde:
Cv=5,0 p2, pag19, tab.16.22
Kvp=K Mv*KTv*Klv*Ksv=0,924 [1. Pag.20]
KMv=(750/R m)-0,9=(750/490)-0,9=0,7 [1, pag20, tab.16.23]
KTv=1,32 [1, pag20, tab.16.23]
Klv=1 [1, pag20, tab.16.23]
Ksv=1 [1, pag20, tab.16.23]
zv=0,4 [1, pag19, tab.16.22]
yv=0,7 [1, pag19, tab.16.22]
m=0,2 [1 pag19, tab.16.22]
𝑛=1000 ∗𝑣
𝜋∗𝐷=960 rot/min [2. Pag. 136]
Fortele și momnetele la găurire:
F=C F*DXF*SYF*Kf=173.6 N [1. Pag.24]
Mt=CM*DXM*SYM*KM=0.309 N/m [1. Pag.24]
Unde: C F=420 [1, pag25, tab.16.38]
CM=1,82 [1, pag25, tab.16.38]
XF=0.96 [1, pag25, tab.16.38]
XM=1,30 [1, pag25, tab.16.38]
YM=0,82 [1, pag25, tab.16.38]
KF=K aF*KsaF*KXF*KnF=0,87 [1. Pag.26]

35 KM=Kn M=0,96
KaF=1 [1, pag27, tab.16.41]
KsaF=0,97 [1, pag27, tab.16.42]
KXF=1 [1, pag27, tab.16 .43]
KnF=0,94 [1, pag28, tab.16.40]
KnM=0,96 [1, pag28, tab.16.44]

Calculul regimului de așchiere la operația de găurire

Găurirea se execută cu burghiu elicoidal din oțel rapid cu:
– Diametrul D= Ø 25
– Unghiul la vârf 2χ=116° [1, pag. 8, tab. 16.1]
– Unghiul de așezare α=11° [1, pag.9, tab. 16.2]
– Unghiul de degajare γ=30° [1, pag.8, tab. 16.1]
– Durabilitatea economică T=50 min [1, pag.11, tab. 16.6]

Adincimea de așchiere:
𝑡=(𝐷−𝑑)/2=6,5 mm [1. Pag.10]

Avansul s:
s=K s*Cs*D0,6=0,035 mm/rot [1. Pag.11]
Unde:
Ks=0,80 (coeficient de corecție in funție de lungimea găurii) [1, pag.12, tab.16.8]
Cs=0,0063( coeficientul de avams) [1, pag12, tab.16.9]

Viteza de așchiere v:
𝑣=𝐶𝑣∗𝐷𝑧𝑣
𝑇𝑚∗𝑡𝑥𝑣∗𝑠𝑦𝑣𝐾𝑣𝑝=55 m/min [1. Pag.18]
Unde:
Cv=5,0 [1, pag19, tab.16.22]
Kvp=K Mv*KTv*Klv*Ksv=0,924 [1. Pag.20]
KMv=(750/R m)-0,9=(750/490)-0,9=0,7 [1, pag20, tab.16.23]
KTv=1,32 [1, pag20, tab.16.23]
Klv=1 [1, pag20, tab.16.23]
Ksv=1 [1, pag20, tab.16.23]
Xv=0,2 [1, pag 19, tab.16.22]
zv=0,4 [1, pag19, tab.16.22]
yv=0,7 [1, pag19, tab.16.22]
m=0,2 [1, pag19, tab.16.22]
𝑛=1000 ∗𝑣
𝜋∗𝐷=700 rot/min [2. Pag. 136]
Fortele și momnetele la găurire:
F=C F*DXF*SYF*Kf=173.6 N [1. Pag.24]
Mt=CM*DXM*SYM*KM=0.309 N/ m [1. Pag.24]
Unde: C F=420 [1, pag25, tab.16.38]

36 CM=1,82 [1, pag25, tab.16.38]
XF=0.96 [1, pag25, tab.16.38]
XM=1,30 [1, pag25, tab.16.38]
YM=0,82 [1, pag25, tab.16.38]
KF=K aF*KsaF*KXF*KnF=0,87 [1. Pag.26]
KM=Kn M=0,96
KaF=1 [1, pag27, tab.16.41]
KsaF=0,97 [1, pag27, tab.16.42]
KXF=1 [1, pag27, tab.16.43]
KnF=0,94 [1, pag28, tab.16.40]
KnM=0,96 [1, pag28, tab.16.44]

Calculul regimului de așchiere la operația de teșire a găurii

Teșirea părții superioare a găurilor se realizează cu un adănci tor conic la 60° STAS
1367.
Regiml de așchiere:
Avansul recomandat: 0,10 mm/rot [1, pag42, tab.16.70]
Viteza de așchiere: 25 m/min [1, pag42, tab.16.71]
𝑛=1000 ∗𝑣
𝜋∗𝐷=318 rot/min [2. Pag. 136]

Calculul regimului de așchiere la operația de alezare a găurii

Alezarea se folosește pentru prelucarea fină și definitivă a găurilor precise.
Operația de alezare se realizează cu un alezoar fix de mașină conform celui de la capitolul
7

Adâncimea de așchiere.
t=0,25 [1, pag.33, tab. 16.52]

Avansul de alezare s
s=C S*D0,5 =0.8 mm/rot [1. Pag.18]
Unde: C S= 0,16 [1, pag19, tab.16.22]
Viteza de așchiere v:
𝑣=𝐶𝑣∗𝐷𝑧𝑣
𝑇𝑚∗𝑡𝑥𝑣∗𝑆𝑦𝑣=6,17 m/min [1. Pag.20]
Unde: C v=10,5 [1, pag.36, tab. 16.57]
m=0,4 [1, pag.36, tab. 16.57]
zv=0,3 [1, pag.36, tab. 16.57]
xv=0,2 [1, pag.36, tab. 16.57]
yv=0,05 [1, pag.36, tab. 16.57]
Calculul forței, momentului și puterii de așchiere ,
Forta axiala se calculeaza cu relatia:
FXT=CF*tXf*HBn=3.58 daN [8. Pag.145]

37 Momentul de torsiune se calculeaza cu relatia :
Mt=CM*DZm*tXM*HBn=466.99 daN/cm [8. Pag.145]

Unde: C F=0.65 [8, pag146, tab.5.15]
CM=1.9 [8, pag146, tab.5.15]
XF=1.3 [8, pag146, tab.5.16]
XM=0.9 [8, pag146, tab.5.16]
n=0.70 [8, pag146, tab.5.16]
ZM=1.0 [8, pag146, tab.5.16]
Puterea e fectiva de aschiere :
𝑁𝑒=𝑀𝑡∗𝑛
71620 ∗1.36= 0.0 37 kw [8. Pag. 146]
𝑛=1000 ∗𝑣
𝜋∗𝐷=78 rot/min [2. Pag. 136]

Calculul regimului de așchiere la suprafeța H

Calculul regimului de așchiere la operația de găurire

Găurirea se execută cu burghiu elicoidal din oțel rapid cu:
– Diametrul D= Ø 30
– Unghiul la vârf 2χ=116° [1, pag.8, tab. 16.1]
– Unghiul de așezare α=12° [1, pag.9, tab. 16.2]
– Unghiul de degajare γ=30° [1, pag.8, tab. 16.1]
– Durabilitatea economică T=70 min [1, pag.11, tab. 16.6]

Adincimea de așchiere:
𝑡=𝐷/2=15 mm [1. Pag.10]

Avansul s:
s=K s*Cs*D0,6=0,043 mm/rot [1. Pag.11]
Unde:
Ks=0,90 (coeficient de corecție in funție de lungimea găurii) [1, pag.12, tab.16.8]
Cs=0,0063( coeficientul de avams) [1, pag12, ta b.16.9]

Viteza de așchiere v:
𝑣=𝐶𝑣∗𝐷𝑧𝑣
𝑇𝑚∗𝑠𝑦𝑣𝐾𝑣𝑝=52.9 m/min [1. Pag.18]
Unde:
Cv=5,0 [1, pag19, tab.16.22]
Kvp=K Mv*KTv*Klv*Ksv=0,924 [1. Pag.20]
KMv=(750/R m)-0,9=(750/490)-0,9=0,7 [1, pag20, tab.16.23]
KTv=1,32 [1, pag20 , tab.16.23]
Klv=1 [1, pag20, tab.16.23]

38 Ksv=1 [1, pag20, tab.16.23]
zv=0,4 [1, pag19, tab.16.22]
yv=0,7 [1, pag19, tab.16.22]
m=0,2 [1, pag19, tab.16.22]
𝑛=1000 ∗𝑣
𝜋∗𝐷=560 rot/min [2. Pag. 136]

Fortele și momnetele la găurire:
F=C F*DXF*SYF*Kf [1. Pag.20]
Mt=CM*DXM*SYM*KM [1. Pag.24]
Unde: C F=420 [1, pag25, tab.16.38]
CM=1,82 [1, pag25, tab.16.38]
XF=56 [1, pag25, tab.16.38]
XM=1,30 [1, pag25, tab.16.38]
YM=0,82 [1, pag25, tab.16.38]
KF=K aF*KsaF*KXF*KnF=0,87
KM=Kn M=0,96
KaF=1 [1, pa g27, tab.16.41]
KsaF=0,97 [1, pag27, tab.16.42]
KXF=1 [1, pag27, tab.16.43]
KnF=0,94 [1, pag28, tab.16.40]
KnM=0,96 [1, pag28, tab.16.44]

Calculul regimului de așchiere la operația de prelucrare a filetului cu ajutorul
tarodului

Filetul se realizea ză cu un tarod metric cu pasul 3 M12 STAS 1112/7
Adâncimea de așchiere:
𝑡=𝐷−𝑑
2=1,5 [1. Pag.54]
Avansul:
Avansul este egal cu pasul: S=P=3 mm/rot [1. Pag.54]
Viteza de așchiere v:
𝑣𝑝=𝐶𝑣∗𝑑𝑦
𝑇𝑚∗𝑝𝑦𝐾𝑣=0,040 m/min [3, pag259 ]
Unde:
Cv=1 (coeficient de corecție în funcție de natura materialului) [1, pag54, tab.16.80]
d=diametrul găurii
T=12 0 min (durabișitatea sculei) [1, pag54, tab.16.81]
p=3 (pasul filetului)
y=0,5 [1, pag54, tab.16.80]
m=0,9 [1, pag54, tab.16.80]
Kv=0,96 ( coeficient dat de condițiile de prelucrare ) [1, pag54, tab.16.81]

Determinarea și verificarea turației:

39 𝑛𝑎𝑑𝑚 =𝛿
𝑝∗𝜏î𝑛𝑣=2000 rot/min [1, pag56]

Unde: 𝛿=câmpul de toleranță la lungimea filetată a găurii
𝜏î𝑛𝑣=0,01 (durata de inversare a sensului de rotație al axului principal

Stabilirea puterii necesare N e:
𝑁𝑒=0,78∗𝑑1,6∗𝑝
𝑇0,9=4,80 CP [1, pag58]

Momentul de torsiune M:
M=2,7 *d1,7*p1,5= 4551,5 daN*cm [1, pag58]

Calculul regimului de așchiere la suprafe ța I

Calculul regimului de așchiere la operația de găurire

Găurirea se execută cu burgh iu elicoidal din oțel rapid cu:
– Diametrul D= Ø 11
– Unghiul la vârf 2χ=116° [1, pag.8, tab. 16.1]
– Unghiul de așezare α=12° [1, pag.9, tab. 16.2]
– Ungh iul de degajare γ=30° [1, pag.8, tab. 16.1]
– Durabilitatea economică T=45 min [1 pag.11, tab. 16.6]

Adincimea de așchiere:
𝑡=𝐷/2=5.5 mm [1. Pag.10]

Avansul s:
s=K s*Cs*D0,6=0,024 mm/rot [1. Pag.11]
Unde:
Ks=0,90 (coeficient de corecție in funție de lungimea găurii) [1, pag.12, tab.16.8]
Cs=0,0063( coeficientul de avams) [1, pag12, tab.16.9]

Viteza de așchiere v:
𝑣=𝐶𝑣∗𝐷𝑧𝑣
𝑇𝑚∗𝑠𝑦𝑣𝐾𝑣𝑝=25.011 m/min [1. Pag.18]
Unde:
Cv=5,0 [1, pag19, tab.16.22]
Kvp=K Mv*KTv*Klv*Ksv=0,924 [1. Pag.20]
KMv=(750/R m)-0,9=(750/490)-0,9=0,7 [1, pag20, tab.16.23]
KTv=1,32 [1, pag20, tab.16.23]
Klv=1 [1, pag20, tab.16.23]
Ksv=1 [1, pag20, tab.16.23]
zv=0,4 [1, pag19, tab.16.22]
yv=0,7 [1, pag19, tab.16.22]

40 m=0,2 [1, pag19, tab.16.22]
𝑛=1000 ∗𝑣
𝜋∗𝐷=560 rot/min [2. Pag. 136]

Fortele și momnetele la găurire:
F=C F*DXF*SYF*Kf [1. Pag.20]
Mt=CM*DXM*SYM*KM [1. Pag.24]
Unde: C F=420 [1, pag25, tab.16.38]
CM=1,82 [1, pag25, tab.16.38]
XF=56 [1, pag25, tab.16.38]
XM=1,30 [1, pag25, tab .16.38]
YM=0,82 [1, pag25, tab.16.38]
KF=K aF*KsaF*KXF*KnF=0,87
KM=Kn M=0,96
KaF=1 [1, pag27, tab.16.41]
KsaF=0,97 [1, pag27, tab.16.42]
KXF=1 [1, pag27, tab.16.43]
KnF=0,94 [1, pag28, tab.16.40]
KnM=0,96 [1, pag28, tab.16.44]

Calculul regimului de așchiere la operația de prelucrare a filetului cu ajutorul
tarodului
Filetul se realizează cu un tarod metric cu pasul 1 M12 STAS 1112/7
Adâncimea de așchiere:
𝑡=𝐷−𝑑
2=0.5 [1. Pag.54]
Avansul:
Avansul este egal cu pasul: S=P=1 mm/rot [1. Pag.5 4]
Viteza de așchiere v:
𝑣=𝐶𝑣∗𝑑𝑦
𝑇𝑚∗𝑝𝑦=0,028 m/min [1, pag54]
Unde:
Cv=1 (coeficient de corecție în funcție de natura materialului) [1, pag54, tab.16.80]
d=diametrul găurii
T=190 min (durabișitatea sculei) [1, pag54, tab.16.81]
p=1 (pasul filetului)
y=0,5 [1, pag54, tab.16.80]
m=0,9 [1, pag54, tab.16.80]

Determinarea și verificarea turației:
𝑛𝑎𝑑𝑚 =𝛿
𝑝∗𝜏î𝑛𝑣=2000 rot/min [1, pag56]

Unde: 𝛿=câmpul de toleranță la lungimea filetată a găurii
𝜏î𝑛𝑣=0,01 (dura ta de inversare a sensului de rotație al axului principal

41
Stabilirea puterii necesare N e:
𝑁𝑒=0,78∗𝑑1,6∗𝑝
𝑇0,9=0.321 CP [1, pag58]
Momentul de torsiune M:
M=2,7 *d1,7*p1,5= 159.12 daN*cm [1, pag58]

Calculul regimului de așchiere la supra feța J

Calculul regimului de așc hiere la operația de pregăurire

Pregăurirea se execută cu burghiu elicoidal din oțel rapid STAS 573 cu:
– Diametrul D= Ø 25
– Unghiul la vârf 2χ=116° p2, pag.8, tab. 16.1
– Unghiul de așezare α=11° p2, pag.9 , tab. 16.2
– Unghiul de degajare γ=30° p2, pag.8, tab. 16.1
– Durabilitatea economică T=50 min p2, pag.11, tab. 16.6

Adincimea de așchiere:
𝑡=𝐷/2=12.5mm [1. Pag.10]
Avansul s:
s=K s*Cs*D0,6=0,035 mm/rot [1. Pag.11]
Unde:
Ks=0,80 (coeficient de corec ție in funție de lungimea găurii) [1, pag.12, tab.16.8]
Cs=0,0063( coeficientul de avams) [1, pag12, tab.16.9]

Viteza de așchiere v:
𝑣=𝐶𝑣∗𝐷𝑧𝑣
𝑇𝑚∗𝑠𝑦𝑣𝐾𝑣𝑝=80,1 m/min
Unde:
Cv=5,0 [1, pag19, tab.16.22]
Kvp=K Mv*KTv*Klv*Ksv=0,924 [1, pag20, tab.16.23]
KMv=(750/R m)-0,9=(750/490)-0,9=0,7 [1, pag20, tab.16.23]
KTv=1,32 [1, pag20, tab.16.23]
Klv=1 [1, pag20, tab.16.23]
Ksv=1 [1, pag20, tab.16.23]
zv=0,4 [1, pag19, tab.16.22]
yv=0,7 [1, pag19, tab.16.22]
m=0,2 [1, pag19, tab .16.22]

Fortele și momnetele la găurire:
F=C F*DXF*SYF*Kf
Mt=CM*DXM*SYM*KM
Unde: C F=420 [1, pag25, tab.16.38]
CM=1,82 [1, pag25, tab.16.38]

42 XF=56 [1, pag25, tab.16.38]
XM=1,30 [1, pag25, tab.16.38]
YM=0,82 [1, pag25, tab.16.38]
KF=K aF*KsaF*KXF*KnF=0,87
KM=Kn M=0,96
KaF=1 [1, pag27, tab.16.41]
KsaF=0,97 [1, pag27, tab.16.42]
KXF=1 [1, pag27, tab.16.43]
KnF=0,94 [1, pag28, tab.16.40]
KnM=0,96 [1, pag28, tab.16.44]

Calculul regimului de așchiere la operația de găurire

Găurirea se execută cu burghiu elicoidal din oțel rapid cu:
– Diametrul D= Ø 50
– Unghiul la vârf 2χ=116° [1, pag.8, tab. 16.1]
– Unghiul de așezare α=11° [1, pag.9, tab. 16.2]
– Unghiul de degajare γ=30° [1, pag.8, tab. 16.1]
– Durabilitatea economică T=90 min [1, pag.11, tab. 16.6]

Adincimea de așchiere:
𝑡=(𝐷−𝑑)/2=12.5 mm
Avansul s:
s=K s*Cs*D0,6=0,052 mm/rot
Unde:
Ks=0,80 (coeficient de corecție in funție de lungimea găurii) [1, pag.12, tab.16.8]
Cs=0,0063( coeficientul de avams) [1, pag12, tab.16.9]

Viteza de așchiere v:
𝑣=𝐶𝑣∗𝐷𝑧𝑣
𝑇𝑚∗𝑡𝑥𝑣∗𝑠𝑦𝑣𝐾𝑣𝑝=43.3 m/min
Unde:
Cv=5,0 [1, pag19, tab.16.22]
Kvp=K Mv*KTv*Klv*Ksv=0,924 [1, pag20, tab.16.23]
KMv=(750/R m)-0,9=(750/490)-0,9=0,7 [1, pag20, tab.16.23]
KTv=1,32 [1, pag20, tab.16.23]
Klv=1 [1, pag20, tab.16.23]
Ksv=1 [1, pag20, tab.16.23]
xv=0,2 [1, pag19, tab.16.22]
zv=0,4 [1, pag19, tab.16.22]
yv=0,7 [1, pag19, tab.16.22]
m=0,2 [1, pag19, tab.16.22]

43
Fortele și momnetele la găurire:
F=C F*DXF*SYF*Kf
Mt=CM*DXM*SYM*KM
Unde: C F=420 [1, pag25, tab.16.38]
CM=1,82 [1, pag25, tab.16.38]
XF=56 [1, pag25, tab.16.38]
XM=1,30 [1, pag25, tab.16.38]
YM=0,82 [1, pag25, tab.16.38]
KF=K aF*KsaF*KXF*KnF =0,87
KM=Kn M=0,96
KaF=1 [1, pag27, tab.16.41]
KsaF=0,97 [1, pag27, tab .16.42]
KXF=1 [1, pag27, tab.16.43]
KnF=0,94 [1, pag28, tab.16.40]
KnM=0,96 [1, pag28, tab.16.44]

Calculul regimului de așchiere la operația de teșire a găurii

Teșirea părții superioare a găurilor se realizează cu un adăncitor conic la 60° STAS
1367.
Regiml de așchiere:
Avansul recomandat: 0,10 mm/rot [1, pag42, tab.16.70]
Viteza de așchiere: 25 m/min [1, pag42, tab.16.71 ]

6.6 Normarea Tehnica

Structura normei de timp

Timpul de pregătire Tpi, este timpul in cursul că ruia muncitorul, înainte d e
începerea lucrului, creează la locul de muncă condițiile necesare efectuării prelucrării și
după terminarea lucrului aduce locul de muncă îîn starea inițială. Activitățile practice
incluse in acest timp sunt: primirea comenzii, studiul documentației tehn ologice, primirea
și predarea sculelor, dispozitivelor și verificatoarelor, primirea semifabricatelor, predarea
pieselor finite și a restului de material, etc..
Acest timp se ia o singură dată in s tructura normei de timp pentru î ntregul lot de
piese preluc rate la operația respectivă.
Timpul operativ Top, este timpul in cursul căruia muncitorul efectuează sau
supraveghează lucrările necesare, pentru modificarea cantitativă și calitativă a produsului.
Acesta este format din timpul de bază tb și timpul ajutăto r ta.
a) Timpul de bază tb, la operațiile și fazele de prelucrare prin așchiere, reprezintă
timpul consumat pentru prelucrarea efectivă pe mașina -unealtă a materialului

44 (semifabricatului) in vederea modificării formei, dimensiunilor și calității suprafeț ei
acestuia. Acest timp depinde direct de regimul de așchiere și se poate determina prin calcul
cu relația de forma:
𝑡𝑏=𝐿
𝑣𝑎𝑖 [3, pag118]

în care L reprezintă suma lungimilor de intrare, ieșire din așchiere, și lungimea suprafeței
prelucrate; va – viteza de avans, i – numă rul de treceri.
b) Timpul ajutător, ta este timpul consumat pentru efectuarea mișcă rilor necesare
executării p rodusului, timp in care piesa, î n general, nu suferă transformări
dimensionale. Acest timp se consumă pentru prinder ea și desprinderea piesei de prelucrat
pe mașinaunealtă , comanda mașinii -unelte, măsurători la luarea așchiilor de probă,
evacuarea aș chiilor (la operații de burghiere, tarodare), măsurători de control, etc.
Timpul de deservire a locului de muncă Tdl, este timpul in decursul căruia
muncitorul asigură pe toată durata schimbului de lucru menținerea in stare normală de
funcționare a utilajului, a sculelor, precum și organizarea, ordinea și curățenia la locul de
muncă.
Acesta are două componente: timpul de des ervire tehnică, tdt și timpul de deservire
organizatorică tdo.
a) Timpul de deservire tehnică tdt, este consumat pentru î nlocuirea sculelor uzate,
reglarea mașinii unelte, ascuțirea sculelor și reglarea acestora in vederea prelucrării.
b) Timpul de deservi re organizatorică tdo, se referă la: așezarea semifabricatelor, a
sculelor, primirea și predarea schimbului de lucru, ungerea și curățirea utilajului, etc.
Timpul de intreruperi reglementate Tir, este timpul in cursul căruia procesul de
muncă este intrerup t pentru odihna și necesitățile fiziologice ale muncitorului t on și pentru a
avea loc intreruperile condiționate de tehnologie și de organizarea muncii t to.
a) Timpul de odihnă și necesități fiziologice ton, este folosit pentru odihnă și
satisfacerea neces ităților fiziologice și de igienă personală a muncitorului.
b) Timpul de intreruperi condiționate de tehnologie și de organizarea muncii tto,
reprezintă timpul de î ntrerupere a procesului de muncă ce rezultă inevitabil din prescripțiile
tehnice de folosire a utilajului, din tehnologia de prelucrare și din activitatea muncitorilor
la locul de muncă respectiv .
Norma de timp pentru operația sau faza de prelucrare a unei singure piese se rezultă
din suma tuturor timpilor .
Norma de timp se calculeaza pentru fie care operatie si varianta in parte .
Astfel avem :
Suprafața B și C
Determinarea timpului de bază

𝑡𝑏=𝐿
𝑤𝑖=379 min [3, pag118]
Unde: L – lungimea cursei de lucru
w=s*n -viteza de avans mm/min
i – numărul de treceri necesar

Normarea timpului de pregătire -încheiere la strunjire

Tpi1 – pentru pregatirea curenta a lucrarii
Tpi1 = 35 min [3. Pag. 195, tab. 5.67 ]

45 Tpi2 – pentru întoarcerea bacurilor platoului
Tpi2 = 12 min [3. Pag. 195, tab. 5.67]
Tpi3 – pentru dizpozitivul de fixat pe platou cu aju torul șuruburilor
Tpi3 = 22 min [3. Pag. 195, tab. 5.67]
Tpi =

3
1min69 22 12 35
ipiT
Normarea pimpilor ajutători la strunjire
ta2 – pentru comanda masinii si demontarea sculelor
ta21 – pentru schimbarea turatiei
ta21 = 0,15 min [3, pag. 202, tab. 5. 73]
ta22 – pentru schimbarea avansului
ta22 = 0,3 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta23 – pentru pornirea sau oprirea motorului electric
ta23 = 0,15 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta24– pentru montarea sculelor
ta24 = 2,4 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta25 – pentru demontarea sculelor
ta25 = 1,5 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta26 – pentru centrare cutite
ta26 = 0.6 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta27 – pentru stringere cutite , cu scula pentru verificarea centrarii
ta27 = 0,6 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta2 =
min36,06,05,14,2 15,03,0 15,07
12 
iiat
ta3 – pentru complexe de minuire legate de faza
ta3 = 9 mim [3, pag. 203, tab. 5.75]
ta4 – pentru măsurători de control
ta4 = 1,70 min
ta = ta1+ta2+ta3+ta4 = 0+3+9+1,70=13,7
Normarea timpul ui de desevire și odihnă la strunjire
tdt = 2,5% t b = 0,025*379 = 9,5 min
tdo = 1,2% t b = 0,012*379 = 4,6 min
Nt = 379+69+11,25+9+1,70+9,5+4,6=484 min
Suprafața A

Determinarea timpului de bază

𝑡𝑏=𝐿
𝑤𝑖=41 min [3, pag118]
Unde: L – lungimea cu rsei de lucru
w=s*n -viteza de avans mm/min
i – numărul de treceri necesar

Normarea pimpilor ajutători la strunjire

46 ta2 – pentru comanda masinii si demontarea sculelor
ta21 – pentru schimbarea turatiei
ta21 = 0,15 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta22 – pentru schimbarea avansului
ta22 = 0,3 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta23 – pentru pornirea sau oprirea motorului electric
ta23 = 0,15 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta24– pentru montarea sculelor
ta24 = 2,4 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta25 – pentru demontarea sculelor
ta25 = 1,5 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta26 – pentru centrare cutite
ta26 = 0.6 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta27 – pentru stringere cutite , cu scula pentru verificarea centrarii
ta27 = 0,6 min [3, pag. 202, tab . 5.73]
ta2 =
min36,06,05,14,2 15,03,0 15,07
12 
iiat
ta3 – pentru complexe de minuire legate de faza
ta3 = 9 mim [3, pag. 203, tab. 5.75]
ta4 – pentru măsurători de control
ta4 = 1,70 min
ta = ta1+ta2+ta3+ta4 = 0+3+9+1,70=13,7
Normarea timpului de desevir e și odihnă la strunjire
tdt = 2,5% t b = 0,025*41 = 1 min
tdo = 1,2% t b = 0,012 *41 = 0,492 min
Nt = 41+13,7+1+0,492 =56 min
Suprafața D și E

Determinarea timpului de bază

𝑡𝑏=15 min [3, pag118]

Normarea pimpilor ajutători la strunjire
ta2 – pentru comanda masinii si demontarea sculelor
ta21 – pentru schimbarea turatiei
ta21 = 0,15 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta22 – pentru schimbarea avansului
ta22 = 0,3 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta23 – pentru pornirea sau oprirea motorului electric
ta23 = 0,15 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta24– pentru montarea sculelor
ta24 = 2,4 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta25 – pentru demontarea sculelor

47 ta25 = 1,5 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta26 – pentru centrare cutite
ta26 = 0.6 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta27 – pentru stringere cutite , cu scula pentru verificarea centrarii
ta27 = 0,6 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta2 =
min36,06,05,14,2 15,03,0 15,07
12 
iiat
ta3 – pentru complexe de minuire legate de faza
ta3 = 9 mim [3, pag. 203, tab. 5.75]
ta4 – pentru măsurători de control
ta4 = 1,70 min
ta = ta1+ta2+ta3+ta4 = 0+3+9+1,70=13,7
Normarea timpului de desevire și odihnă la strunjire
tdt = 2,5% t b = 0,025*15 = 0,375 min [3, pag. 204, tab. 5.77]
tdo = 1,2% t b = 0,012 *15= 0,18 min [3, pag. 204, tab. 5.77]
Nt = 15+13,7+0,375+0,18 =29,255 min
Suprafața F

Tpi – pentru reglarea masinii , a sculei si dispozitivelor
Tpi = 20 min [3, pag. 294, tab. 8,1]
tb-Timpul de bază
𝑡𝑏=𝐿
𝑠𝑧∗𝑧∗𝑛𝑖=35 min [3, pag. 301, tab. 8,8]
ta1 – pentru prinderea si desprinderea piesei
ta1=15,5 min [3, pag. 316, tab. 8,38]
ta2 – timpi pentru comanda masinii legati de
ta2=5 min [3, pag. 324]
ta3 – pentru masuratori lucrarea de aschiere de proba
ta3 = 0,15 min [3, pag. 328]
ta4 – pentru curatirea de aschii
ta4 = 0,15 min [3, pag. 332]
ta5 – pentru masuratori de control
ta5 = 0,30 min [3, pag. 334]
ta =
min1,21 30,0 15,0 15,055,155
1
iait
tdt = 4,5 min [3, pag. 334, tab. 5.51]
tdo = 4,5 min [3, pag. 334, tab. 5.51]
ton = 7 min [3, pag. 335]
Nt=20+35+21,1+4,5+4,5+7=92,1 min

Suprefața G:
Pregaurire
Determinarea timpului de bază

48 𝑡𝑏=𝐿
𝑣=7,978 min [3, pag118]

Normarea timpului de pregă tire-încheiere
Timpul de fixare a piesei T p= 35 min [3, pag. 20, tab. 9,1]
Tpi = 4 min [3, pag. 8, tab. 9,1]
Normarea t impilor ajutători
ta2 – cuplare di decuplarea mișcării de rotație a axului principal
ta2=0,2 min [3, pag. 33, tab. 9,51]
ta21 – pentru schimbarea turatiei
ta21 = 0,04 min [3, pag. 33, tab. 9,51]
ta22 – pentru schimbarea avansului
ta22 = 0,04 min [3, pag. 33, tab. 9,51]
ta24– pentru montarea sculelor
ta24 = 0,05 min [3, pag. 33, tab. 9,51]
ta25 – pentru demontarea sculelor
ta25 = 0,05 min [3, pag. 33, tab. 9,51 ]
ta2 =
min18,0 05,0 05,0 04,0 04,07
12 
iiat
ta3 – pentru evacuarea așchiilor din mașină
ta3 = 0,20 mim [3, pag. 34, tab. 9,52 ]
ta4 – legat de fază gaurit după trasaj
ta4 = 0,14 min [3, pag. 35, tab. 9,53]
ta = ta1+ta2+ta3+ta4 = 0,18+0,20+0,14 =0,52 min
Normarea timpului de des evire și odihnă
tdt = 2,0 % t b = 0,020*8 = 0,16 min
tdo = 1,0 % t b = 0,010*8 = 0,08 min
N4găuri = 8+4+0,52+0,16+0,08=12,76 min
Npregăurire =154 *12,76 =1965 min
Găurire
Determinarea timpului de bază

𝑡𝑏=𝐿
𝑣=1,9 min [3, pag118]
Normarea timpului de pre gătire -încheiere
Tpi = 2 min [3, pag. 8, tab. 9,1]
Restul timplilor se preiau de la operația de pregăurire astfel:
N4găuri = 1,9 +2+0,52+0,16+0,08 =4,66 min
Ngăurire =154 *4,66=717 min
Sanfrenat gaură
𝑡𝑏=𝐿
𝑣=0,12 min [3, pag118]
Normarea tim pului de pregătire -încheiere
Tpi = 2 min [3, pag. 8, tab. 9,1]
Restul timplilor se preiau de la operația de pregăurire astfel:

49 N4găuri = 0,12+2+0,52+0,16+0,08=2,88 min
Nteșire =154*2,88 =443 min
Alezat gaură
𝑡𝑏=𝐿
𝑣=16,04 min [3, pag118]
Normarea timpului de pregătire -încheiere
Tpi = 2 min [3, pag. 8, tab. 9,1]
Restul timplilor se preiau de la operația de pregăurire astfel:
N4găuri = 16,04+2+0,52+0,16+0,08=18,8 min
Nalezare =154*18,8=2895 min
NTsupraf.G = Npregăurire + N găurire + N teșire+ N alezare =6020
Suprefața H:
Găurire
𝑡𝑏=𝐿
𝑣=2,173 min [3, pag118]
Restul timplilor se preiau de la suprafța G operația de găurire astfel:
No gaură = 2,173+2+0,52+0,16+0,08=4,9min
Ngăurire =2*4,9=9,8 min
Filetat gaură
𝑡𝑏=𝐿
𝑝∗𝑛+𝐿
𝑝∗𝑛1=0,014 min [3, pag259]
Unde: L -lungimea de filetat
p-pasul filetului
n-turația
n1-turația de retragere
ta1 – fixarea tarodului
ta1=0.04 min [3, pag261, tab. 7.22]
ta2 – Pentru masurarea de control
ta2=0.60 [3, pag263, tab. 7.25]
ta3 – Pentru comanda
ta3=0.070 [3, pag263, tab. 7.25]
ta4 – Pentru mintare demontare
ta4=0.120 [3, pag263, tab. 7.25]
ta2 =
min83,0 120.0 070.0 60.0 04,04
12 
iiat
No gaură = 0.014+0.83=0.844 min
Nfiletare =2*0.844=1.688 min
NTsupraf.G = N găurire + N filetare =16.65 m in
Suprefața I:
Găurire
𝑡𝑏=𝐿
𝑣=1.086 min [3, pag118]
Restul timplilor se preiau de la suprafța G operația de găurire astfel:
No gaură = 1.086+2+0,52+0,16+0,08=3.846 min
Ngăurire =8*3.846=30.768 min
Filetat gaură

50 𝑡𝑏=𝐿
𝑝∗𝑛+𝐿
𝑝∗𝑛1=0,28 min [3, pag259]
Unde: L -lungimea de filetat
p-pasul filetului
n-turația
n1-turația de retragere
ta1 – fixarea tarodului
ta1=0.04 min [3, pag261, tab. 7.22]
ta2 – Pentru masurarea de control
ta2=0.60 [3, pag263, tab. 7.25]
ta3 – Pentru coman da
ta3=0.070 [3, pag263, tab. 7.25]
ta4 – Pentru mintare demontare
ta4=0.120 [3, pag263, tab. 7.25]
ta2 =
min83,0 120.0 070.0 60.0 04,04
12 
iiat
No gaură = 0.028+0.83=0.858 min
Nfiletare =8*0.858 =6.864 min
NTsupraf.I = N găurir + N filetare =61.733 min
Suprefața J:
PREGAURIRE
𝑡𝑏=𝐿
𝑣=1.875 min [3, pag118]
Restul timplilor se preiau de la suprafța G operația de găurire astfel:
No gaură = 1.875+2+0,52+0,16+0,08=4.625min
Npregăurire =36*4.625=166.5min
GAURIRE
𝑡𝑏=𝐿
𝑣=2.424 min [3, pag118]
Restul tim plilor se preiau de la suprafța G operația de găurire astfel:
No gaură = 2.424+2+0,52+0,16+0,08=5.128min
Ngăurire =36*5.128 =186.6 min
Sanfrenat gaură
𝑡𝑏=𝐿
𝑣=0,25 min [3, pag118]
Restul timp ilor se preiau de la suprafța G operația de găurire astf el:
No gaură = 0,25+2+0,52+0,16+0,08=3,01 min
Nteșire =36*3,01=108.36 min
NTsupraf.J = N pregăurire + N găurire + N teșire =461.46 min
NT= NTsupraf NTsupraf.B +.J NTsupraf.D + N Tsupraf.C + N Tsupraf.D + N Tsupraf.E + N Tsupraf.F +N Tsupraf.G
+N Tsupraf.H +N Tsupraf. I +N Tsupraf.J =7374 min necesare pentru fabricarea reperului

6.7 Calculul costului piesei

Prețul produsului ,adica pretul piesei finite se compune din:
1. pretul materiei prime;

51 2. pretul retributiei (cheltuieli cu manopera)

1. Pretul materiei prime
Pmp = m p Pm =10000 [lei/buc]
mp = V ρ =1818 kg
mp – masa semifabricatului, kg
V= volumul semifabricatului
ρ = 7,8 kg/dm3, densitatea otelului
Pm = 5,5 lei/kg (prețul unitar pe kg)
La P m se mai adaugă cheltuiala pentru aprovizionare care reprezintă cca 8% din p retul de
achizițioanre a materiei prime:
Pmat=10000+800=10800 lei/buc
2, Cheltuieli cu manopera
Aceaste cheltuieli se obțin daca inmulțim timpul necesar pentru executarea unei piese cu
salarul brut al executantului.
Cm = R l So
Rl – ritmul liniei de fab ricatie care este dat de relatia:
R1 =
gNFn60 [min/buc]
unde:
Fn = 6960 ore/an, fondul nominal de timp
Ng = 5000 buc/an, volumul anual de piese
Astfel: R 1 = 835,2 min/buc = 13,92 ore/buc
So = 12,5 lei/h
Cm = 13,92 x 12,5 = 174 lei/buc
Impozitul pe venit și contribuția la CNAS reprezinta 36% din cheltuiala cu manoperă :
CImp = 174 x 36/100 = 62,64 lei/buc
Ajutorul de somaj reprezintă 5% din cheltuiala cu manopera
CAS = 174 x 5/100 = 8,7 lei /buc
Cheltuielile totale cu manopera le obț inem din insumarea cheltuielilor de mai sus:
Cmanopera = 174 + 62,64 + 8,7 = 245,34 lei/buc
Cheltuielile totale directe le obținem din insumarea cheltuielii cu materia prima si a
cheltuielii cu manopera:
Ct = P mat + C manopera = 10800 + 245,34 = 11045,3 4 lei/buc
Regia sectiei reprezinta 120% din cheltuielile totale directe:
Rs = C t 120/100 = 11045,34 x 120/100 = 1324,5 lei/buc
Costul total al sectiei:
CT = C t + R s = 11045,34 + 1324,5 = 12369,84 lei
Regia intreprinderii este 45% din costul total al se ctiei:
Ri = 12369,84 x 45/100 = 5566,428 lei/buc
Costul total al intreprinderii este:
Ci = C t+ R i = 12369,84 + 5566,428 = 17935,428 lei/buc
Profitul firmei se ia minim 10% din cheltuielile totale ale intrprinderii:

52 Pr = C i x 10/100 = 17935,428 x 0,1 = 1793,54 lei/buc
Pretul total de productie este:
Pp = C i + P r = 17935,428 + 1793,54 =19728,97 lei/buc
Calculam taxa pe valoare adaugata (TVA) de 20%:
TVA = P p x 0,2 = 19728,97 x 0,2 = 3945,79 lei
Pretul piesei finite devine:
Ppf = Pp + TVA = 19728,97 + 3945,79 = 23674,76 lei/buc

6.6 Varinata II

6.6.1 Stabilirea succesiuni operatiilor, fazelor și a succesiuni acestora

Operația 1. Debitare semifabricat
Operația 2. Strunjire suprafețele A
Operația 3. Strunjire suprafețele B
Operația 4. Strunjire suprafeța D
Operația 5. Strunjire suprafeța A
Operația 6. Strunjire suprafețele C
Operația 7. Strunjire suprafeța E
Operația 8. Frezare suprafața F
Operația 9. Faza: 1 Pregăurit suprafața G
2 Găurit suprafața G
3 Sanfrenat suprafața G
4 Alezat suprafața G
Operația 10. Faza: 1 Găurit suprafața H
2 Filetat suprafața H
Operația 11. Faza: 1 Găurit suprafața I
2 Filetat suprafața I
Operația 12. Faza 1 Pregăurit suprafața J
2 Găurit suprafața J
3 Sanfrenat suprafața J
6.6.2 Alegera semifabricatului
Semifabricatul ales este tabla cu dimensiunile 1450x1450x115.
Operația de debitare
In procesul de tăiere cu plasma, un arc constrâ ns (arcul de plasma) topeș te
local materialul sîși îl îndepart ează cu viteză mare, realizâ nd rostul de tăiere.

Regimul de tăiere cu plasmă:
Grosime: 115 mm
Putere generator: 110 Kw
Curent prin arc: 600 A
Viteza de tăiere: 1,1 cm/s
Diametru diuză: 4,8 mm

53 Gaz plasmogen: Aer comprimat N 2+10%H 2N2+O 2

6.6.3 Calculul re gimului de așchiere

Calculul regimului de așchiere
Suprafata A
Se alege scula: Pentru suprafețele A , cuț it lateral cu placută P10, avâ nd geometria
χ=90°; α=5°; γ=12°; r=1,5 mm; q=25×25 mm², valoarea durabilității ecomomice T e=90
min cu placuțe din car buri metalice, STAS 6381/80

1, Adâncimea de așchire t:
𝑡=𝐴𝑝
𝑖𝑚𝑚 =3 𝑚𝑚 [ 1. Pag 332 ]
Unde:Ap=9
i=3

2, Avansul s
s= 1.8 mm/rot [ 1, pag 169, tab 10.6 ]
La strunjirea de degroșare avansul ales din tabel trebuie verificat. La verificarea din
condiția de rezistență se apreciază că semifabricatul prin
mișcarea sa de rotație solicită scula așchietoare la încovoiere. Atunci componenta
principală a
forței de așchiere (f z) se determină cu relația:
𝐹𝑧=𝑏∗ℎ2∗𝑅𝑎𝑖
6𝐿 [ 1. Pag 345 ]
𝐹𝑧=25∗252∗230
6∗17=35232

Unde: b = lățimea secțiunii corpului sculei;
h = înălțimea secțiunii corpului sculei;
Rai = rezistența admisibilă la încovoier e;
L = lungimea în consolă a cuțitului.

L = h / 1,5 = 25 ׃ 1,5 = 16,7mm ≈ 17 mm

𝐹=√𝐹𝑧
𝐶4∗𝐴𝑝𝑥1∗𝐻𝐵𝑛1𝑦1=1,727 mm/rot [ 1. Pag 345 ]

Unde: HB = 153
C4 = 279 [1, pag.347, tab.10.15]
x1=1 [ 1, pag.352, tab.10.21]
y1=0,75 [1, pag.352, tab.10.21]
n1 = 0,35 [1, pag.352, tab.10.22]

Verificarea avansului din punct de vedere al rezistenței plăcuței așchietoare:

54
𝑓=8,3∗𝐶1,8
𝑎𝑝0,3∗𝑅𝑚==0,145 mm/rot [1, pag.352]

Unde: c =4,76 mm
Rm = 490
Se alege ca valoare a avansului, valoarea cea mai mică adică acea valoare care nu
deteriorează scula așchietoare și implicit calitatea suprafeței.

3, Viteza principlă de așchiere 𝑣𝑝
𝑣𝑝=𝐶𝑣
𝑇𝑚∗𝑡𝑥𝑣∗𝑠𝑦𝑣∗(𝐻𝐵
200)∗𝑘1𝑘2𝑘3𝑘4𝑘5𝑘6𝑘7𝑘8𝑘9 [1. Pag 359]
Unde: 𝐶𝑣= 190 [1, pag. 361, tab. 10.30]
T=90 min [1, pag. 361, tab. 10.30]
m=0,29 [1, pag. 360, tab. 10.29]
HB=153
xv=0,20 [1, pag.361, tab. 10,30]
yv=0,25 [1, pag.36 1, tab. 10,30]

𝑘1=(𝑞
20∗30)𝜀 =1.003 [1, pag.361]
𝑘2=(45
𝑥)𝑝=0,81 [1, pag.361]
𝑘2=(45
90)0,3 =0,81
Unde p=0,3 (este un exponent ales in funcție de natura materialului
prelucrat
𝑘3=(𝑎
𝑥𝑠)0,09=0,85 [1, pag .362]
𝑘4=(𝑟
2)𝜇 [1, pag.362]
𝑘4=(1,5
2)0,1=0,97
𝑘5=0,7 [ 1.pag. 362, tab. 10.31]
k6= 0,9) [1.pag.363, tab. 10.32]
k7=0,9 [1, pag.363]
k8=0,9 [1, pag.363]
k9=1,0 [1,pag. 364]

𝑣𝑝=190
900,29∗30,2∗1.80,25∗(153
200)∗1,003 ∗0,81∗0,85∗0,97∗0,7∗0,9∗0,9∗0,9
∗1
=17,4 m/min
Turatia aferenta fiind:
𝑛𝑐=1000 ∗𝑣
𝜋∗𝐷 [2. Pag. 136]

55 𝑛𝑐=1000 ∗17,4
𝜋∗1382=4 𝑟𝑜𝑡/𝑚𝑖𝑛

Regimul de așchiere pentru restul suprafețelor se preiau de la Varianta I

6.6.4 Normarea tehnică

Operația de debitatre
𝑡𝑏=𝐿
𝑣=50 min
ta=35 min
tdt = 2,5% t b = 0,025*50 = 1,25 min
tdo = 1,2% t b = 0,012*50 = 0,6 min
Tdebitare =86,85 min
Suprafața A

Determinarea timpului de bază

𝑡𝑏=𝐿
𝑤𝑖=58 min [3, pag118]
Unde: L- lungimea cursei de lucru
w=s*n -viteza de avans mm/min
i – numărul de treceri necesar

Normarea pimpilor ajutători la strunjire
ta2 =
min36,06,05,14,2 15,03,0 15,07
12 
iiat
ta21 = 0,15 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta22 = 0,3 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta23 = 0,15 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta24 = 2,4 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta25 = 1,5 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta26 = 0.6 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta27 = 0,6 min [3, pag. 202, tab. 5.73]
ta3 = 9 mim [3, pag. 203, tab. 5.75]
ta4 = 1,70 min [3, pag. 203, tab. 5.76]
ta = ta1+ta2+ta3+ta4 = 0+3+9+1,70=13,7
Normarea timpului de desevire și odihnă la strunjire
tdt = 2,5% t b = 0,025*41 = 1 min
tdo = 1,2% t b = 0,012*41 = 0,492 min
Nt = 58+13,7+1+0,492=56 min
Supref ața G:
Timpul de fixare a piesei T p= 35 min [3, pag. 20, tab. 9,1]
Pregaurire
Determinarea timpului de bază

56
𝑡𝑏=𝐿
𝑣=7,978 min [3, pag118]

Normarea timpului de pregătire -încheiere

Tpi = 4 min [3, pag. 8, tab. 9,1]
Normarea timpilor ajut ători
ta2 – cuplare di decuplarea mișcării de rotație a axului principal
ta2=0,2 min [3, pag. 33, tab. 9,51]
ta21 – pentru schimbarea turatiei
ta21 = 0,04 min [3, pag. 33, tab. 9,51]
ta22 – pentru schimbarea avansului
ta22 = 0,04 min [3, pag. 3 3, tab. 9,51]
ta24– pentru montarea sculelor
ta24 = 0,05 min [3, pag. 33, tab. 9,51]
ta25 – pentru demontarea sculelor
ta25 = 0,05 min [3, pag. 33, tab. 9,51]
ta2 =
min18,0 05,0 05,0 04,0 04,07
12 
iiat
ta3 – pentru evacuarea așchiilor din mașină
ta3 = 0,2 0 mim [3, pag. 34, tab. 9,52]
ta4 – legat de fază gaurit după trasaj
ta4 = 0,14 min [3, pag. 35, tab. 9,53]
ta = ta1+ta2+ta3+ta4 = 0,18+0,20+0,14=0,52 min
Normarea timpului de desevire și odihnă
tdt = 2,0% t b = 0,020*8 = 0,16 min
tdo = 1,0% tb = 0,010*8 = 0,08 min
N4găuri = 8+4+0,52+0,16+0,08=12,76 min
Npregăurire =154*12,76=1965 min
Suprefața G:
Timpul de fixare a piesei T p= 35 min [3, pag. 20, tab. 9,1]
Pregaurire
𝑡𝑏=𝐿
𝑣=7,978 min [3, pag118]
Tpi = 4 min [3, pag. 8, tab. 9,1]
ta2=0,2 min [3, pag. 33, tab. 9,51]
ta21 = 0,04 min [3, pag. 33, tab. 9,51]
ta22 = 0,04 min [3, pag. 33, tab. 9,51]
ta24 = 0,05 min [3, pag. 33, tab. 9,51]
ta25 = 0,05 min [3, pag. 33, tab. 9,51]
ta2 =
min18,0 05,0 05,0 04,0 04,07
12 
iiat
ta3 = 0,20 mim [3, pag. 34, tab. 9,52]
ta4 = 0,14 min [3, pag. 35, tab. 9,53]

57 ta = ta1+ta2+ta3+ta4 = 0,18+0,20+0,14=0,52 min
tdt = 2,0% t b = 0,020*8 = 0,16 min
tdo = 1,0% t b = 0,010*8 = 0,08 min
No gaură = 8+4+0,52+0,16+0,08=12,76 min
Npregăuri re =616*12,76=7860,16 min
Găurire
𝑡𝑏=𝐿
𝑣=1,9 min [3, pag118]
Tpi = 2 min [3, pag. 8, tab. 9,1]
Restul timplilor se preiau de la operația de pregăurire astfel:
No gaură = 1,9+2+0,52+0,16+0,08=4,66 min
Ngăurire =616*4,66=2870 min
Sanfren at gaură
𝑡𝑏=𝐿
𝑣=0,12 min [3, pag118]
Tpi = 2 min [3, pag. 8, tab. 9,1]
Restul timplilor se preiau de la operația de pregăurire astfel:
No gaură = 0,12+2+0,52+0,16+0,08=2,88 min
Nteșire =616*2,88=1774 min
Alezat gaură
𝑡𝑏=𝐿
𝑣=16,04 min [3, pag118]
Tpi = 2 min [3, pag. 8, tab. 9,1]
Restul timplilor se preiau de la operația de pregăurire astfel:
No gaură = 16,04+2+0,52+0,16+0,08=18,8 min
Nalezare =616*18,8=11580,8 min
NTsupraf.G = N pregăurire + N găurire + N teșire+ N alezare =223 10 min
Restul timpilor se raman identici cu cei de la Varianta I astfel timpul total este egal cu:
NT= NTdebitare +N TsuprafA +N Tsupraf.B +.J NTsupraf.D + N Tsupraf.C + N Tsupraf.D + N Tsupraf.E + N Tsupraf.F
+N Tsupraf.G +N Tsupraf.H +N Tsupraf.I +N Tsupraf.J =25153 min

7. S.D.V
7.1 Alezor fix de mașină Ø 25,3

Calculul regimului de așchiere pentru alezare se preia de la Capitolul 6 pag, 37
Elementele așchiei.

58 fig. 7,1

-Grosimea așchiei
a=s d*sinχ=𝑎
𝑧∗𝑠𝑖𝑛𝜒 =0,006 mm [8, pag. 150]
-Număr de dinți:
z=2+1,5 √𝐷=9,5 [8, pag. 150]
Se alege z=10 dinți
Unghiul de atac χ=15° [8, pag. 155]
-Lățimea așchiei:
𝑏=𝑡
𝑠𝑖𝑛𝜒=0,01 mm [8, pag. 155]
Lățimea așchiei pe dinte este:
q=a*b=0,016 mm [8, pag. 155]

Alegerea tipului de alezor:
Având î n vedere dimensiunile alezajului de pr elucrat, modul de
secționare al sculei, natura materialului supus prelucră rii, se apreciază că tipul
de alezor cel mai potrivit pentru a fi folosit este alezorul fix de mașină cu
coada conică tipul celui din fig .7,2 .
fig. 7,2

Stabilirea elementelor cons tructive.
– Diametrul exterio r se stabi lește conform cu urmă toarea relație:
Dalezor=(D np±As-0,15*T p)-0,35*Tp [8, pag. 152]
Unde: Dnp-diametrul nominal al piese
As=abaterea superioară a câmpului de toleranță a piese
Tp=toleranța de execuție a piesei
Dalezor = 25,392-0,018

59 -Înălțimea dinților
Se adoptă înălțimea neregulază a dinților confor m fig. 7.4, pentru care unghiurile dintre
dinți primesc valorile:
φ1=44°15, φ 2=34°32, φ 3=36°, φ 4=37°28, după care se repetă.
fig.7.4

-Înclinarea dinților
Deoarece materialul supus prelucrării nu ridica
probleme privind formarea așchiilor, iar alezajul
supus prelucrării este c ontinuu, alezorul se va
prevedea cu dinții drepț ii, deci, ω = 0°.

-Forma centrului de atac
Pentru a se obtine calitatea suprafeței prelucrate în
limitele stabilite de desenul de executie a p iesei, se
adopta solutia cu con de atac dublu,figura 7 ,5, la care
unghiul χ = 15° , cota m=2 mm, iar l 4= 7mm.
fig.7.4

-Lungimea părților componente ale alezorului:

Lungime a părț ii cilindrice a alezorului se adoptă constructiv
l3=25 mm
Lungimea pă rtii de lucru este
L1=50
Lungimea cozii alezorului , l 2 , se stabilește în funcție de numărul conului Morse. Avănd î n
vedere diametrul ex terior al alezorului , se adoptă con Morse nr.2 , de unde rezultă :
l2=99 mm
Lungimea părții din oț el rapid a alezorului este:
L5=l1+(0,5…1,5)D=75 mm [8, pag. 160]
Lungimea totala a alezorului rezulta:
L=21 9 mm

60 Pe porțiunea conului de atac, tăiș urile așchietoare nu au fațetă de c onducere . Unghiul de
așezare pe această porț iune este de α c =8° .Pe partea cilindrică fig. 7.4 , tă ișurile sunt
prevăzute cu fatetă cilndrică , fcil= 0,15 mm.Unghiul de așezare pe această porțiune se alege
la o valoare minimă , pentru a imprima sculei o m ai mare stabilitate dimensională după
reascuțire. Astfel α cil =3°.
Unghiul de degajare pe ambele porț iuni se adoptă egal cu zero.
– Stabilirea tratamentului termic
Partea activă a alezorului, care se execută din oțel rapid Rp5, după prelucrare mecanică,
este supus unei operaț ii de tratament termic ce constă din călire urmată de două reveniri
înalte conform diagramei de la fig 7.7
După călire duritatea obținută tebuie sa fie cuprinsa î ntre 62 -64 HRC.
Coada sculei care se execută din OLC 45 se tratează termic la 40 -45 HRC.
fig. 7.7

-Stabilirea schemei de ascuț ire
Ascuțir ea se face prin metoda abrazivă . Deoarece partea activă este realizată din Rp 5,
caracteristicile piesei abraz ive vor fi: material corund, granulația 30,,,,60, liat cerami c.
Regimul de lucru:
Viteza: 25…35 m/min
Avansul:0,05….0,04 mm/rot
Ascuțirea se execută cu o răcire abundentă de 10….15 l/min pentru prevenirea arsurilor.
Alezorul se ascute pe suprafața de așezare, pe fața cilindrică și pe fața de degajare conform
figurilor 7.8 și 7.9

61 fig. 7.8

fig.7.9

– Condiții tehnice ș i de calitate
1.Abateri limită :
– La lungimea părț ii utile și lungimea totală a alezorului se admite h 16.
– Bătaia radială tăișurilor măsurată pe partea de calibrare, max.0,006 mm.
– Bătaia ra dială a dinților măsurată pe porțiunea conului de atac, perpendiculară pe tă isuri,
max. 0,015 mm.
2.Rugozitati :
– Pe suprafața de degajare și de aș ezare a porțiunilor de atac și de calibrare precum și pe
fateta cilindrică a porț iuni de calibrare, Ra= 0,4
– Pe suprafața canalelor pentru aș chii Ra=1,6 .
3.Aspectul suprafeței și al tăiș urilor:
– Suprafața să nu prezinte fisuri, urme de lovituri sau pete negre;
– Tăișurile așchietoare să nu fie rotunjite sau ș tirbite;
– Găurile de centrare ale alezo rului sa fi e prelucrate cu grijă și să nu aibă lovituri;
– Fața de degajare a dințiilor trebuie sa fie rectificată curat
4.Marcare si ambalare
Pe gâ tul alezorului se va marca :
– diametrul nominal al alezorului

62 – simbolul mărcii oț elului
– marca de fabrică
Înainte de asamblare alezorul va fi curățat cu grijă si uns cu vaselină
tehnica, după care se învelește în hâ rtie pa rafinată .
5. Desen de executie
Pe baza elementelor calculate s -a întocmit desenul de execuție având indicativul UPM -2,
care cuprinde toate elementele (atât dimensionale cât și cele de calitate și precizie
dimensională) necesare realiză rii practice.

7.2 CALIBRU TAMPON

Calibrele sunt verificatoare care materializează cele două limite (minim , maxim ) între
care este permis să se execute o dimensiune a unei piese oarecare .
ETAPA 1 Stabilrea limitelor câmpului de toleranța pentru cele doua piese ce
formează ajustajul:
Dmax=N D+ES=25.3+0.1=25.4
Dmin=N D+EI=25.3 -0.05=25.25

ETAPA 2 Alegerea tipului constructiv de calibru
-calibru tampon dublu trece nu trece

Etapa 3 . Calculul dimensiunilor calibrelor
Se aleg valorile: H= 4 µm [STAS 822-68 tab. 3]
TF= 3 µm [STAS 822-68 tab. 3]
z=5 µm [STAS 822-68 tab. 3]
y=4 µm [STAS 822-68 tab. 3]
-partrea "trece" nouă (T):
dTnou=(D min+z)±H/2=( N+EI+z) ±H/2 [10, pag. 26, tab 4.2]
dTnou=25.3−0.044−0.048
-partrea "trece" uzata (T):
dTuzat=(D min+y)-H/2=25.276 [pag. 26, tab 4.2]
-partrea "nu trece" uzata (NT):
DNT=D max±H/2=(N+ES)±H/2 [pag. 26, tab 4.2]
DNT=25.3+0.098+0.102
Pe baza elementelor cal culate s -a întocmit desenul de execuție având indicativul UPM -3,
care cuprinde toate elementele (atât dimensionale cât și cele de calitate și precizie
dimensională) necesare realiză rii practice.

8. Măsuri de management tehnologic pentru sincronizarea operați ilor

63 În cazul prelucrării pieselor pe linii tehnologice in flux continuu după ce procesul
tehnologic a fost realizat (au fost stabilite operațiile și fazele) ș i sa calculat timpul de lucru
pe bucată la fiecare operație, trebuie să se realizeze o serie de modifică ri ,necesare î n
scopul sincronizării operațiilor , adică a asigurării condiției ca normele tehnice de timp să
fie cât mai apropriate de ritmul liniei tehn ologice sau multiplii acestuia.Î n acest mod se
asigură o încărcare a utilajelor uniformă .
Sincronizarea operațiilor se poate realiza pe următoarele căi
1) Regruparea fazelor sau a trecerilor î n cadrul operațiilor;
2) Trecerea unor faze dintr -o operație la alta;
3) Prelucrarea pieselor pe mai multe mașini -unelte de același tip, atunci cand
norma pe bucată este un multiplu al ritmului liniei tehnologice, sau dacă este posibil mai
multe piese pe aceeași mașină.
4) Folosirea sculelor combinate pentru prelucrarea simultană a mai multor suprafețe
dintr -o singură trecere/fază;
5) Reducerea timpilor auxili ari de prindere/desprindere a piesei prin utilizarea
măsurilor de mecanizare și automatizare a echipamentelor respective, folosind sisteme
mecanice, pneumatice, hidraulice, electrice, mixte.
6) Schimbarea regimurilor de așchiere , dacă este posibil, in func ție de condițiile
concrete de lucru; in acest sens, adoptarea unui material pentru sculă, care permite
intensificarea regimului de lucru;
7) Schimbarea semifabricatului , pentru reducerea adaosurilor de prelucrare;
8) Automatizarea curselor de mers in gol a le mașinilor -unelte;
9) Deservirea simultană a mai multor mașini -unelte de către un singur muncitor;
10) Reglarea sculelor la dimensiune, in afara mașinii unelte ,folosind dispozitive de
prereglare;
11) Utilizarea sistemelor de control automat activ/pasiv in timpul prelucrării (se
reduce astfel timpul de inspecție).

9. JUSTIFICAREA ALEGERII VARIANTEI OPTIME
(din pin ct de vedere tehnologic și economic )

Pentru producția de serie numărul operațiilor este mai mare decât al locurilor de
muncă , rezultâ nd o limit are a specializarii , caracterul utilajului oscilând î ntre utilaj
universal si specializat , aceasta depinzâ nd de n omenclatorul produselor si de mă rimea
lotului pentru fiecare produs . Am plasarea utilajului se face după tipuri de mașini , după
succesiunea o perațiilor sau după metoda combinata .
Productivitatea la producția in serie este mai mare decât la producția individuală , cu
o cali ficare a muncitorilor mai redusă , ținzându -se către o anumită special izare . Procesul
tehnologic se întocmeș te pent ru fie care lot de piese ce intră în fabricaț ie , economia acestu ia
fiind mai ridicată în comparație cu producția individuală .
La producția de masa se realizează principiul interschimbabilităț ii .
Ciclul de fabricație este riguros stabilit și respectat iar uti lajul este în concordanță cu
procesul tehnologic . Producția de masă este organizată în flux , caz în care la fiecare loc de
muncă se execută o anumită operație , într -un timp stabilit î n prealabil .
Se folosesc mașini și dispozitive speciale de înaltă productivitate .
Diferențierea ș i specializarea la maximum a operațiilor admite intrebuinț area unor
muncitori necalificaț i .

64 În cazul organizării producției de bandă se reduce c antitatea de piese neterminate și
cliclul de fabricaț ie .
Cheltuielile de inve stiții impuse de organizarea producției de masa ș i pe band ă nu
influențează mult preț ul de cost al fabricatelor , acesta împărțindu -se la un număr mare de
piese . La producția de masă există mari posibilități de a reduce prețul de cost al prelucrării
întrebuințâ ndu-se semifabricate speciale .
Pentru această producție , pro cesele tehnologice se elaborează cu îngrijire pe operații
,faze ș i treceri .
Proiectarea proceselor tehnologice în flux este justificată economic deoarece aceasta
se repeta continuu .
Pentru varianta 1 și 2 , unde avem de -a face cu o producț ie de serie , pro cesele tehnologice
sunt diferențiate după cum urmează :
Norme thnice de timp sunt urmatoarele pentru :
NTvarinata 1 =7374
NTvarinata 2 =22310 min
Deci : N tv1 < Ntv2 .
Deci din punc tul acesta de vedere și al procesului tehnologic după cum s -a prezentat
înainte varianta optimă pentru producția de serie este varianta nr. 1 .

65

66

67

68

69

70

71

72

73

74

75
10. Măsuri de protecție a muncii și norme specifi ce locului de muncă

Principale le surse de pericol , ce pot apărea la prelucrarea prin aș chiere daca nu sunt
luate măsurile corespunză toare , sunt legate de : așchiile ce se degajă in cursul desfăsurarii
procesului , bucățiile de sculă așchietoare care ar pot fi expulzate î n cazul distrugerii sculei
, modul de fixare a pieselor si sculelor în dispozitive și curentul electric . În afara acestora
pot apărea ș i alte surse de pericol legate de an smblul activității industriale.
Acțiunea așchiilor se manifesta p rin tă ieturi si arsuri a caror gravitate este
determinată în mare măsură de forma si temperatura acestor a . Cele mai periculoase sunt
așchiile conț inue s ub forma de banda , ce se degajă în mod dezordonat din zona de așchiere
De asemena periculoase sunt aș chiile s curte degajate cu mare viteză în procesele de frezare
rapidă ș i rectificare .
Prevenirea accidentelor datorate așchiilor se poate realiza prin mă suri luate asupra
geom etriei sculei si regimului de așchiere (in scopul obținerii unor așchii periculoa se ) ș i
prin măsuri de protecție a omului împotriva acț iunii acestota (ecrane de protecție , apărători
, ochelari de protecț ie etc.) .
Ruperea sculelor sau expulzarea unor așchii de scule sunt consecinț e ale unui regim
de lucru necorespunzător sau ale exec utării necorespunzatoare a sculelor . Pentru
prevenirea accidentelor de acest fel sculele periculoase din acest punct de vedere trebuie
casate (de exmplu frezele frontale rapide , discurile abrazive si altele ) .
Fixarea sigură a piesei sau sculei î n dispo zitivul de lu cru este o preocupare
permanentă , atâ t a proiectant ului de echipament tehnologic cât și a persoanelor care
răspund de modul în care se respecta prescripțiile tehnologice . O importanță deosebită are
în aceas ta privinta asigurarea stabilităț ii dinamic e a procesului de așchiere și î n general
reducerea tutror surselor de vibraț ii .
In principiu , procesele de aș chiere instabile nu sunt admise din punctul de vedere al
protecț iei muncii .
Asigurarea securității muncii la procesele de aș chiere i mpune , în primul râ nd
, respectarea t uturor normelor in vigoare , atâ t cele rep ublicane sau departamentale , cât și
cele locale , specifice î ntreprinderii respective .

76 Bibliografie

1. C. Pico ș. Proiectarea tehnologiilor de prelucrare macanică prin așchiere vol I și II.
Editura Universitas Chișinău
2. L. Grama, Tehnologia Constructiei de Masini vol. I si II, Editira Universitatii
,,Petru Maior ‘’ Targul -Mures
3. C. Picoș. Normarea tehnică pentru prelucrări prin așchiere vol. I și II Editura
Tehnica Bucu rești-1979
4. V. Palade. Recipiente și aparate tubulare, Editura SEMNE București
5. T. Socaciu. Elemente de ștința și ingineria materialelor, Editira Universitatii ,,Petru
Maior ‘’ Targul -Mures
6. A. Vlase. Regimuri de aschiere adaosuri de prelucrare și norme tehnice de tim p
Vol. I si II Editura Tehnica Bucu rești
7. C. Picoș. Prelucrabilitatea prin așchiere a aliajelor feroase Editura Tehnica
Bucu rești
8. G. Secara. Scule așchietoare. Îndrumar de proiectare. Universitatea din Brașov,
1977
9. A. Alexeev. Calculul și construcția sculel or așchietoare, Editura Tehnică 1953
10. T. Mircea. Proiectarea Dispozitivelor 1997
11. Organe de mașini Seria tehnică A Biblioteca Standardizării Editura Tehnică 1970
12. Desen tehnic industrial Seria tehnică A Biblioteca Standardizării Editura Tehnică
1970
13. A.M. Duin ea. Echipamente și instalații termice. Curs
14. Epureanu Al . Tehnologia Constructiei de Masini , Editura Did și Ped. 1983
15. A. Vlase. Tehnologii de prelucrare pe strunguri.Indrumar de proiectare, București,
Ed. Tehnică, 1989
16. TEMA STANDARDS OF THE TUBULAR EXCHA NGER MANUFACTURERS
ASSOCIATION 2012
17. SR 8566 STANDARD ROMÂN, Schimbătoare de căldură
18. SR EN 13445 -2009 , Recipiente sub presiune nesupuse la flacără
19. I, Draghici. Probleme de organe de mașini, . 1980 : Editura Didactică și
Pedagogică, București,.