PROIECTARE SI EXECUTIE MATRITA MULTICUIB PENTRU INJECTAT REPERE DIN MASE PLASTICE Conducator proiect Absolvent Conf. dr. ing. Teisanu Cristina… [626223]

UNIVERSITATEA DIN CRAIOVA
FACULTATEA DE MECANICA
SECTIA : T.C.M.

PROIECT DE LICENTA

PROIECTARE SI EXECUTIE MATRITA MULTICUIB
PENTRU INJECTAT REPERE DIN MASE PLASTICE

Conducator proiect Absolvent: [anonimizat]. Teisanu Cristina Florescu Cristian Nicusor

Craiova 2013

 Matrita multicuib pentru injectat repere
 Repere injectate din mase plastice

1. T E M A P R O I E C T U L U I

Se va proiecta si executa fizic, matrita multicuib pentru
injectat repere din mase plastice

Proiectul va cuprinde:

– Notiuni despre mase plastice si tehnologii pentru
injectare repere

– Notiuni de b aza privind arhitectura, calculul ,
dimensionarea si proiectarea matritelor de injectat
materiale termoplastice

– Alegerea reperului/ piesei si elaborarea desenului de
execut ie

– Proiect de executie matrita multicuib. Se are in
vedere o matrita in care vor fi injectate simultan
minim doua repere

– Proiectarea procesului tehnologic de prelucrare prin
aschiere a unui reper din componenta matritei
multicuib, inclusiv elaborare plane d e operatii

– Executia/fabricatia matritei multicuib

– Testare matrita pe o masina de injectat, elim inarea
defectelor de proiectare si fabrica tie, obtinerea unor
repere corespunzatoare calitativ

C U P R I N S

1 TEMA PROIECTULUI
4
2 MEMORIU JUSTIFICATIV
5
3 PROIECTAREA MATRITELOR PENTRU INJECTAT
MATERIALE TERMOPLASTICE . STABILIREA REPERULUI
INJECTAT
7
4 PROIECT DE EXECUTIE MATRITA MULTICUIB PENTRU
INJECTAT REPERE DIN MASE PLASTICE
18
5 PROIECTAREA PROCESULUI TEHNOLOGIC DE
PRELUCRARE PRIN ASCHIERE “TIJA ARUNCATOARE”
27
5.1 REPER “TIJA ARUNCATOARE”
27
5.2 ITINERAR TEHNOLOGIC DE PRELUCRARE PRIN ASCHIERE
29
5.3 STABILIREA ADAOSURILOR DE PRELUCRARE INTERMEDIARE SI
TOTALE
30
5.4 STABILIREA REGIMURILOR DE ASCHIERE
35
5.5 STABILIREA NORMEI TEHNICE DE TIMP
40
5.6 PLANE DE OPERATII TEHNOLOGICE
47
6 EXECUTIE MATRITA MULTICUIB PENTRU INJECTAT
SFERE 24
52
7 TESTAREA MATRITEI PE MAS INA DE INJECTAT
“EXECUTIE PIESE DE PROBA/SFE RE 24 ”
57
8 CONCLUZII
64
9 BIBLIOGRAFIE
65

2. MEMORIU JUSTIFICATIV

Una dintre cerintele majore ale industriei constructoare de masini si utilaje , consta
in proiectarea si dimensionarea rationala a pieselor corespunzator cerintelor constructiv –
functionale, precum si in proiectarea corecta a proceselor tehnologice de prelucrare.
Stabilirea formei, dimensiunilor, abaterilor de forma si de pozitie, tolerantelor si a
arhitecturii si independentei constructiilor in ansamblu, sunt elemente esentiale pe care le
impune inginerul proiectant construct iv. In etapa de realizare a pieselor si ansamblurilor,
se impune din partea proiectantului tehnologic ca adaosurile de prelucrare, elementele
regimurilor de fabricatie si normele tehnice de timp sa fie just stabi lite prin metode de
calcul anali tic sau adop tate rational din normele tehnice .
Majoritatea materialelor utilizate in constructia de masini sunt materiale metalice
precum oteluri, fonte, aluminiu si aliajele sale, cupru si aliajele sale. Alaturi de aceste
materiale metalice, au fost asimilate o seri e de alte materiale nemetalice precum masele
plastice, care datorita proprietatilor fizico -mecanice si -au gasit numeroase utilizari in
majoritatea domeniilor de activitate din tehnica si pentru utilizari gospodaresti.
Masele plastice sunt materiale produs e pe baza de polimeri , capabile de a capata la
incalzire forma ce li se da si de a o pastra dupa racire . Ele se caracterizeaza printr -o buna
rezistenta mecanica, densitate mica (usoare), inalta stabilitate chimica, proprietati
termoizolante si electroizola nte, etc. In marea diversitate de mase plastice , polietilena
obtinuta din polimerizarea etilenei, cat si polipropilena obtinuta din polimerizarea
propilenei, prezinta o pozitie insemna ta si datorita faptului ca pot fi usor reciclate si nu
afecteaza mediul inconjurator.
In aceasta directie, in prezenta lucrare am realizat proiectarea si executia unei
matrite multicuib, pentru obtinerea prin injectie din granule de polietilena/polipropilena a
unui reper de tip sfera. Acest reper, se compune din doua semisfer e neidentice 24, care
prin asamblare demontabila printr -un ajustaj cu strangere, genereaza ansamblul sfera
24. Un asemenea reper poate avea diverse utilizari precum un simplu obiect artizan al,
sau poate fi montat pe pragul sau interior un circuit electro nic specializat cu lumini cu
LED-uri, ceea ce ii confera o atractie aparte, etc.
Proiectarea matri tei cu 4 cuiburi pentru injectia simultana a doua repere (patru
semisfere), a presupus in prealabil parcurgerea unei etape de documentare privind calculul,
dimensionarea, proiectarea cuiburilor si a sistemului de injectie, sistemul de racire ,
sistemul de aruncare, arhitectura in ansamblu.
In etapa de proiectare constructiva a matritei, am pornit de la forma si dimensiunile
reperului dupa care am dimensionat partea activa reprezentata prin cele 4 cuiburi, dispuse
in planul de separatie. Acest plan delimiteaza semimatrita inferioara de semimatrita
superioara , astfel incat pe masina de injectat este permisa inchiderea matritei, injectarea si
solidificarea reper ului respectiv , deschiderea matritei si aruncarea ansamblului culee
injectare -repere. Astfel s -a elaborat ansamblul general, desenele de subansamblu si repere
componente ale matritei.

5

Un alt capitol al lucrarii trateaza proiectarea procesului tehnologi c de prelucrare prin
aschiere a unui reper din componenta matritei, respectiv “tija aruncatoare”. Astfel pentru
productia de unicat (1 buc), s -a ales semifabricatul (bara laminata /OLC 45), si s-a stabilit o
varianta de itinerar tehnologic de prelucrare pri n aschiere, pe masini unelte universale,
utilizand SDV -uri universale.
Adaosurile de prelucrare intermediare (interfaz ice tehnologice) si totale sunt
stabilite pentru fiecare operatie/faza tehnologica dupa normative si tabele din literatura de
specialita te.
Asfel s -a plecat de la dimensiunile finale ale piesei si prin cumularea adaosurilor ,
conform operatiilor si fazelor tehnologice, s -a ajuns la dimensiunea finala a
semifabricatului laminat, in cazul nostrum bara laminate 35/OLC45.
Pentru productia de unicat, elementele regimului de aschiere (adancimea de
aschiere, avansul de lucru, viteza de aschiere) s -au stabilit dupa normative din literatura
tehnica de specialitate. Modelele de calcul anal itic, care sunt destul de laborioase, se
practica in cazul p roductiei de serie mare si de masa. Odata stabilite teoretic elementele
regimului de aschiere, acestea sunt corectate si adoptate in functie de gama de
caracteristici tehnice ale utilajului pe care se executa respectivele operatii/faze
tehnologice. Pe parc ursul fluxului de fabricatie, pentru asigurarea duritatii superficiale de
33-35 HRC (unitat i Rockwell ), reperul a fost supus unui ciclu termic de calire si revenire.
Operatia finala de rectificare cilindrica exterioara, asigura re alizarea cotei finale tole rate
[30h6(
0
 0,017 )], cat si calitatea suprafetei impusa prin rugozitatea de 1,6 m.
Norma tehnica de timp N T, necesar a pentru fabricatia reperului unicat s -a stabilit in
concordanta cu normativele din literature tehnica de speciali tate, urmarind interiorul
tehnologic, utilajele si SDV -urile adoptate.
Capitolul de proiectare a procesului tehnologic este finalizat cu “p lanele de operatii
tehnologice ”, in care pe langa reprezentarea grafica a schemei tehnologice de prelucrare
pentru f iecare operatie/prindere a reperului, se regasesc centralizat adaosurile de
prelucrare , elementele regimului de aschiere, norma tehnica de timp, stabilite si justificate
in subcapitolele anterioare.
Capitolul de executie fizica a matritei, prezinta prin i magini ansamblul acesteia, cat
si subansambluri principale -semimatrita inferioara si semimatrita superioara.
Capitolul de final al lucrarii prezinta etapa de testare a matritei pe masina de injectat
de tip orizontal cu actionare hidraulica KUASY 150/50.
Matrita se centreaza si prinde pe masina de injectat, r espectiv semimatrita inferioara
se prinde de platoul fix al masinii (duza matrita la duza injectie masina), iar semimatrita
superioara se prinde pe platoul mobil al masinii.
Materia prima utilizata, r espective granule de polietilena/polipropilena sunt incalzite
si topite in tamburul masinii, apoi dozate si presate in cuiburile matritei. Dupa solidificare
in cuiburile matritei (printr -un process de racire fortata cu apa), masina actionata h idraulic
deschide matrita, iar placa aruncatoare indeparteaza din cuiburi (arunca) culeea de
injectare impreuna cu reperele.
In procesul de injectie pot apare defecte precum formarea de bavura in planul de
separatie al matritei sau repere incomplete, lucru care se rem ediaza in aceasta etapa
de testare a matritei. In finalul lucrarii sunt prezentate repere injectate corespunzator
calitativ (semisfere) care printr -o usoara presare mecanica se imbina si formeaza
ansamblul sfera 24.

6

7

3. PROIECTAREA MATRITELOR PENTRU INJECTAT
MATERIALE TERMOPLASTICE .
STABILIREA REPERULUI/PIESEI INJECTAT E

Elaborarea proiectelor pentru matritele de injectat materiale termoplastice,
constituie in majoritatea cazurilor o problema complexa de inginerie m ecanica
constructiva si tehnologica, avand in principal urmatoarele etape:
-calculul si dimensionarea matritelor de injectat;
-proiectarea sistemului de injectare;
-proiectarea sistemului de aruncare;
-proiectarea elementelor pentru conducerea si centra rea matritei;
-proiectarea sistemului de racire;
-stabilirea tolerantelor si ajustajelor;
-alegerea materialelor pentru executia componentelor matritei , etc.

Calculul si dimensionarea matritelor de injectat

Gasirea solutiilor optime tehnice si econ omice la proiectarea matritelor de injectat,
depinde in mare masura de experienta proiectantului. In situatia matritelor multicuib, a
matritelor de mari dimensiuni sau a matritelor speciale, dupa stabilirea de principiu a
solutiei constructive, se impune e fectuarea unor calcule privind:
-dimensionarea retelei de injectare;
-dimensionarea cuiburilor in funct ie de contractia materialului t ermoplastic injectat;
-calculul de rezistenta pentru diferite repere ale matritei, etc.
Curgerea materialului t ermopla stic prin duze, canale, diguri, este un proces foarte
complicat greu de formulat din punct d e vedere mat ematic pe baza teoriei curgerii
lichidelor vascoase.

FiG.1 Nomograma pentru determinarea diametrului canalului de injectare 50,8
101,6 116,2 127,0 132,4
Lungimea canalului in mm 15 30 60 90 120 150
210

3,1
 4,76
Diametrul canalului in mm

6,3
 8

9,5 greutatea piesei in g
25,4

8

Alegere a la intamplare a sectiunii, lungimii si formei canalelor de injectare, a
locului de injectare, conduce in mod inevitabil la defecte ale pieselor injectate. In decursul
timpului, din teorie si practica experimentala s -au stabilit si verificat anumite regul i si
principii, dupa care se poate calauzi un proiectant. Spre exemplu pentru alegerea
diametrului (sectiunii) canalului de injectare, ne putem orienta dintr -o nomograma, precum
cea din fig.1 (Luc. 1).
Dimensiunile partilor active ale matritei (poansoane si pastile), trebuie sa asigure
dimensiunile si tolerantele impuse prin desen ale piesei, dupa aruncarea din matrita si
racirea ei copleta.
Valorile contractiilor teoretice sunt date in literatura de specialitate, pentru fiecare
material plastic in parte spre exemplu pentru:

Tipul materialului Valoarea contractiei %
-Polietilena de mare densitate 2 ÷ 5%
-Polietilena d e joasa densitate 1,5 ÷ 5%
-Polipropilena 1 ÷ 2,5%

In general, la proiectarea matritelor pentru injectarea bunurilor de consum din
materiale plastice, nu este necesara efectuarea unor calcule de rezistenta. In situatia
pieselor de gabarit, forta de injectare atinge valori foarte mari si ca atare placile matritei
sunt supuse la solicitari mecanice. O oarecare supradimension are a elementelor matritei nu
influenteaza semnificativ costul matritei, deoarece cheltuielile materiale au o pondere mica
in raport cu cheltuielile cu manopera de fabricatie, in schimb matrita capata o importanta
rigiditate.
Placile matritei, sunt de reg ula solicitate la compresiune si la incovoiere datorita
fortei de injectare care se exercita in interiorul cuiburilor matritei. Forta interioara de
injectare nu poate fi calculata cu exactitate datorita unor factori var iabili, dar poate fi
determinata empi ric, cu o precizie satisfacatoare pentru efectuarea calculelor de rezistenta.
Conform datelor experimentale, valoarea presiunii interioare din cuibul matritei “Pi”
este data de valoarea presiunii exterioare “Pe” a masinii de injectat, din care se scad
pierderile de presiune la trecerea prin duza, canale, diguri, respectiv:
Pi=(0,4….0,6)Pe
Forta interioara de injectare Fi, va fi:
Fi=(0,4…0,6)Pe x s [daN]
unde:
Pe – presiunea exterioara a masinii de injectat in daN/cm2
s – suprafata frontala a cuiburilor in cm2
Valoarea presiunii exterioare a masinii de injectat Pe, trebuie reglata core spunzator
tipului de material t ermoplastic injectat, precum:
Tipul ma terialului t ermoplastic Valoarea presiunii exterioare a
masinii/presiunea de injectare Pe [daN/cm2]
-Polietilena de mare densitate
-Polietilena de joasa densitate
-Polipropilena 600…1500 daN/cm2 (bar)
600…1700 daN/cm2 (bar)
1200…1800 daN/cm2 (bar)

9

Dupa calculul fortei interioare de injectare Fi, aceasta se compara cu forta de
actionare a masinii de in jectat. In toate situatiile forta masinii de injectat, trebuie sa
depaseasca forta interioara de injectare Fi. In situatia in care Fi este mai mare, matrita nu
inchide si vom avea scapari de material in planul de separatie. Daca aceasta conditie nu
este in deplinita, matrita se va monta pe o masina de injectat de putere superioara.

Proiectarea sistemului de injectare
Sistemul de injectare in matrita consta din duza, canale, diguri prin care materialul
plastic topit, ajunge sub presiune in cuibul (cuiburil e) matritei. Proiectarea consta in
alegerea modului de injectare, stabilirea formei, sectiunii si amplasarea canalelor de
injectare.
Cele mai cunoscute sisteme de injectare sunt: injectarea directa, injectarea prin canale
de distributie, etc.
In cazul inj ectarii directe , intreaga sectiune a orificiului duzei matritei, vine in contact
direct cu cuibul reperului (piesei). Injectarea directa se foloseste mai ales in cazul pieselor
de dimensiuni mari si pentru materiale avand viscozitatea mare la temperatur a de injectare.
Canalul de injectare (denumit si culee) se indeparteaza de piesa, dupa scoaterea ei din
cuibul matritei, prin taiere sau frezare ulterioara.

Injectarea prin canale de distributie
Pentru o injectare optima, este necesar alegerea corespun zatoare a orificiului duzei
(fig.2 )

Fig.2 Duza matrita/duza masina injectat

Diametrul duzei masinii de injectat “d”, se stabileste functie de natura chimica a
materialului injectat (polietilena, polipropilena, poliamida, etc.) si de cantita tea de material
injectat (repere+culee). Spre exemplu, la injectarea polietilenei intr -o cantitate de 10 -20
grame, diametrul duzei masinii de injectat d=4 mm.
Pentru ca la aruncarea (scoaterea) pieselor, culeea sa se rupa in zona capului masinii
de injecta t,este foarte important ca diametrul orificiului duzei masinii "d", sa fie mai mic
decat diametrul duzei matritei "D" (d<D). De asemeni, raza de curbura a scaunului duzei
masinii "r", sa fie mai mica decat raza duzei matritei "R"(r<R).
Duza matrita injectat Duza masina injectat

10
Acest sistem de inje ctat prin canale se foloseste in cazul matritelor cu mai multe
cuiburi, atunci cand este necesar ca materialul plastic topit sa fie distribuit de la canalul
central al piesei prin canale laterale, la cuiburile matritei.
Modalitati (sisteme) de amplasare a cuiburilor in matrita si canalele de distributie
corespunzatoare sunt prezentate in fig. 3.

a

b
Fig.3 Sisteme de amplasare a cuiburilor in matrita

In vederea amplasarii optime a cuiburilor piesei in matr ita de injectat, se impu n
reguli precum:
-drumul de curgere a materialului plastic in canalele de distributie trebuie sa fie cat
mai scurt posibil;
-umplerea cuiburilor sa se faca pe cat posibil concomitant;
-trecerea de la culee la canalele de distribu tie sa se faca prin raze de racordare.
Alegerea rationala a retelei de injectare se bazeaza pe o serie de factori rezultati din
considerente teoretice si practice. Sectiunea canalelor de distributie joaca un rol important.

Fig.4 Sectiuni ale ca nalului de distributie

Considerentele teoretice arata ca sectiunea circulara a canalului de distributie
(fig.4 a) este cea mai favorabila curgerii materialului plastic, insa prezinta dificultati in
executie datorita practicarii canalului in cele doua placi ale matritei inferioare si matritei
superioare.
Placa 2
Placa 1
a. b. c. Placa 1 Placa 1 Placa 2 Placa 2

11
Celelalte sectiuni ale canalului de distributie (fig.4 b,c) sunt mai usor de executat ,
insa duc la pierderi de presiune mai mari ale materialului plastic topit (frecari mai mari).
Este important ca suprafata canalelor de distributie sa fie lustruita (rugozitate cat mai
mica), pentru a reduce frecarea materialului plastic in curgere.
Patrunderea materialului plastic topit, de la canalele de distributie la fiecare cuib
(piesa), se face printr -un dig. Prin prac ticarea digului, se reduce local sectiunea si implicit
se mareste viteza de curgere si te mperatura materialului la intrarea in cuib. In general,
alegerea sectiunii digului se face la dimensiuni minime, astfel incat dupa executarea
probelor de matrita, in c az de necesitate, sectiunea sa poata fi marita.

`

Fig.5 Dimensiunile digului de injectare

Dimensiunile digului se stabilesc functie de masa piesei ce se injecteaza. Spre
exemplu pentru o piesa cu masa de 10 -20 grame, diametrul digului d = 0,5÷0,8 mm, iar
lungimea digului l = 2 mm.
Digul poate fi practicat intr -o singura parte (fig.6 a) sau in ambele parti ale matritei
(fig.6 b). Sectiunea digului ajuta si la ruperea usoara (cu urme minime) a pieselor din
culee -canale de distributie, dupa racire si eliminare din matrita.

Placa 1

Fig.6 Sisteme de executie a digurilor

a. b.
Placa 2
Placa 2

canal de
distributie

Placa 1

dig Cuib piesa

12
Proiectarea sistemului de aruncare a piesei

Dupa racire , respectiv solidificarea piesei injectate, acesta trebuie elimina te
(aruncata) din matrita, o data cu deschiderea acesteia. Faza de scoatere, respectiv de
aruncare a piesei din matrita, face parte din ciclul de injectare.
Solutia optima pentru aruncarea piesei injectate, presupune scoaterea automata a
acesteia din mat rita de injectat deschisa, cu ajutorul unui sistem de aruncare.
In principal, sistemele de aruncare pentru scoaterea pieselor injectate din matrita,
pot fi clasificate in trei grupe mari:
-aruncatoare actionate mec anic
-aruncatoare pneumatice
-aruncato are hidraulice
Sistemul de aruncare mec anica, este cel mai utilizat. Mecanismul de aruncare
mecanica este actionat de catre masina de injectat, in timpul deschiderii matritei. Cele mai
utilizate metode de aruncare mecanica sunt cu stifturi de aruncare, cu aruncatoare tubulare,
cu placi de aruncare (placi dezbracatoare). Alegerea unuia sau altuia dintre sistemele
mecanice de aruncare, o stabileste proiect antul matritei functie de forma si cerintele
constructive ale piesei si de posibilitatile tehnologice de fabricatie.
Extragerea piesei cu placi aruncatoare , se aplica atat la matritele de injectat cu un
cuib, cat si indeosebi la matritele cu mai multe cuiburi . Acest si stem se recomanda in
general pentru piese circulare cu pereti subtiri si usor deformabile si pentru cazul cand
trebuie evitate aparitia pe suprafata pieselor a urmelor stifturilor de aruncare. Placa
dezbracatoare trebuie sa ia contact cu suprafetele frontale ale piesei, iar prin actionarea sa
de catre masina de injectat la cursa de deschidere, determina impingerea pieselor
solidificate pe poansoane, respective aruncarea acestora. La inchiderea matritei, placa
aruncatoare este readusa in pozitia initiala datorita contactului cu partea fixa a matritei de
injectat (semimatrita inferioara), actiona ta de catre masina de injectat prin intermediul tijei
aruncatoare.

Proiectarea elementelor pentru centrarea matritelor de injectat

Matritele se monteaza pe platourile de prindere ale masinilor de injectat, de obicei
prin intermediul unor bride de fixare cu suruburi . Asigurarea pozitiei corecte a celor
doua jumatati de matrita (semimatrite) fixate cu bride pe platourile de prindere ale masinii
de injectat, in raport cu capul de injectare al masinii, respectiv cu tamponul opritor al ei,
precum si centrarea reciproca a celor doua jumatati de matrita, au o importanta deosebita
in asigurarea calitatii pieselor injectate si in asigurarea integritatii matritei.
In vederea asigurarii pozitiei corecte ale celor doua semimatrite, la montarea lor pe
platourile de pr indere ale masinii de injectat, duza matritei trebuie sa fie perfect centrica cu
duza capului de injectare, respective tija de aruncare sa fie centrata in raport cu tamponul
opritor al masinii. Pentru aceasta matritele se prevad cu flanse sau inele de cen trare fix ate
de placile de prindere (fig.7 ).
Centrarea matritei pe platoul masinii de injectat se face prin aceste flanse sau inele
de centrare (fig.7 poz. 2) , iar fixarea semimatritelor prin placile de capat (placi prindere) se
face pe platourile masinii cu ajutorul a 2,3 sau 4 bride cu surub si piulita .

13

Fig.7 Sistem de centrare a matritei pe platoul masinii de injectat.

Pe parcursul desfasurarii ciclului de injectat, conducerea matritei centrata si fixate
initial, se asigura prin coloanele de ghidare ale masinii pe care se deplaseaza (inchiderea si
deschiderea rectilinie a platoului mobil al masinii si totodata a semimatritei superioare).
Centrarea si conducerea interioara a matritelor, pentru asigurarea preciziei de
obtinere a pieselor, se realizeaza de obicei cu ajutorul coloanelor (poz.4) si a bucselor de
ghidare din componenta semimatritei superioare, respecti ve semimatritei inferioare (fig.8 )

Fig.8 Conducerea (centrarea) interioara a matritelor prin coloane si bucse de ghidare

In raport cu forma geometrica si greutatea matritei de injectat, se prevad la
proiectare, doua, trei sau patru coloane, respective bucse de ghidare. In toate cazurile, una
dintre coloane se executa cu un diametru diferit de al celorlalte, astfel incat cele doua parti
ale matritei (semimatrite), sa poata fi montate numai intr -o singura pozitie.

14

Pentru mentinerea timp cat mai indelungat a preciziei centrarii interioare a matritei
si pentru micsorarea uzurii coloanelor si bucselor de ghidare, acestea se prevad cu canale
pentru ungere. Ungerea periodica a coloanelor de ghidare, trebuie sa se faca cu unsoare
consistenta (vaselina tehnica).

Racirea matritelor de injectat

Calitatea pieselor injectate depinde de o serie de parametrii tehnologici, dintre care
temperature mat ritei este unul dintre cei mai importanti. Temperatura matritei trebuie sa
fie stationara, ceea ce presupune ca in constructia matritei sa existe o retea prin care sa
circule un fluid de incalzire -racire, destinat reglarii temperaturii.
In unele cazuri, i n functie de natura materialului plastic, matrita de injectat trebuie
incalzita, folosin d ca mediu de incalzire uleiul, a carui circulatie in stare incalzita se
realizeaza cu ajutorul unui agregat mobil, dotat cu un sistem de incalzire si reglare a
tempera turii. Incalzirea matritelor de injectat se practica relative rar, numai la anumite
tipuri de materiale plastice si de obicei la inceputul procesului de injectare, pana la
atingerea temperaturii de regim stat ionar. In continuare temperatura este mentinuta de
caldura degajata in corpul matritei, de materialul plastic la solidificarea pieselor.
In schimb racirea matritelor de injectare trebuie asigurata in toate cazurile, pentru
obtinerea unor piese de calitate, cu contractie minima, cat si pentru scurtarea duratei
ciclului de injectare. Racirea pieselor injectate se realizeaza prin racirea matr itei (fig.9 ) cu
ajutorul unui sistem de canale de racire , folosind ca mediu de racier apa provenita de la
reteaua cu apa industriala, sau de la a gregate mobile special e.

Fig.9 Retea de canale de racire `

a. Canale simple cu legatura exterioara
b. Canale cu legatura interioara

1. Placa matrita
2. Dop filetat
a b x y y x

15

Reglarea temperaturii de racire a matritei se face prin modificarea debitului apei de
racire, fie manual dintr -un robinet, fie cu ajutorul unui sistem de reglare automata cu care
sunt dotate masinile moderne de injectat.
Pentru injectarea corecta a pieselor din materiale plastice avand caldura specifica
diferita, temperatura matritei trebuie corelata cu o seri e de factori precum: temperatura de
injectare, presiunea de injecta re, reteaua de injectare, etc. Lungimea circuitului de racire a
matritei trebuie sa fie cat mai mica, pentru ca diferenta de temperatura intre ie sirea si
intrarea apei de racire san nu depaseasca 3…5oC.
In tabelul urmator, sunt prezentate valori recomandate pentru temperatura de regim a
matrite lor de injectat, functie de tipul materialului plastic utilizat:

Denumirea materialului plastic injectat Temperature recomandata pentru
matrita de injectat oC
Polietilena de mica densita te
Polietilena de mare densitate
Polipropilena
Policarbonat 40 – 70
30 – 50
50 – 80
80 – 110

Amplasarea canalelor de racire si dimensionarea acestora fata de piesa injectata o
stabileste proiectantul matritei, care functie de apl icatie prevede canale de racire in placile
de formare, in poansoane sau in pastilele cuiburilor.

Sfera Ø24 – polietilena Sfera Ø24 – polipropilena

Semisfere Ø24 – polietilena Semisfere Ø24 – polipropilena

18

4. PROIECT DE EXECUTIE MATRITA MULTICUIB
PENTRU INJECTAT REPERE DIN MASE PLASTICE

– Parte desenata –

27
5. PROIECTAREA TEHNOLOGIEI DE PRELUCRARE PRIN ASCHIERE

5.1 Reper: TIJA ARUNCATOARE
Nr. desen: TCM -07
Material : Otel carbon de calitate -laminat OLC45
Tipul productiei : unicat (1 buc.)
Conditii functionale:
 Este parte componenta a "matritei pentru injectat repere din mase plastice",
desen ansamblu "TCM -02".
 La inchiderea -deschiderea matritei este actionata de catre pistonul masinii de
injectat, efectuand masicare de translatie.
 La efectuarea miscarii de translatie "tija aruncatoare"este ghidata in " bucsa
ghidare", cu care formeaza un ajustaj cu joc minim, conform desen TCM -06.
 Prin capatul filetat M24x2 se cupleaza in "placa 6" (desen TCM -05) si la
deschiderea matritei efectueaza o cursade translatie ≈6 mm; ceea ce face ca
"placa 3/placa formare -aruncare sa arunce piesele injectate de pe pastila 1/cuib
injectare (2 repere ) si pastila 2/cuib injectare (2 repere). Cele 4 repere, in fapt
sunt aruncate din matrita, legate de culeea de injectare (desen TCM -03).
 Pentru asamblarea prin insurubare M24x2 in pl aca 6, la capatul tijei
aruncatoare, s -au prevazut doua laturi paralele pentru a putea actiona cu o cheie
fixa de 24 mm.
Conditii de executie :
Conditii le functionale, au impus forma constructiva si conditiile tehnice de
executie prezente in desen TCM -07, respectiv:
 Piesa cilindrica din clasa arborilor .
 Miscarea de translatie cu minima frecare, impune o duritate minima a
suprafetei (33…35 HRC)/duritate unitati Rockwell .
 Materialul reperului care in urma unui tratament termic asigura la suprafata
duritatea impusa, poate fi un otel laminat de calitate precum OLC45/STAS
880-80 (cu un continut de 0,45% carbon) .
 Duritatea de 33…35 HRC se obtine printr -un tratament termic de imbunatatire
(calire -revenire), efectuat asupra piesei semiprelucrate, inainte de rectificarea
exterioara.
 Calitatea suprafetei Ø30, respectiv rugozitatea de 1,6µm, cat si tolerantele
stranse (Ø30h6), impun practicarea operatiei de rectificare exterioara.
 Pentru prinderea si centrarea piesei la operatie de rectificare exterioara , s-au
prevazut tehnologic gauri de centrare forma A, cu diametrul Ø3,15 mm,
conform STAS 1361 -73.
 Abaterea de pozitie la perpendicularitate (┴/0,05/B), se realizeaza prin
pozitionarea corecta in portcutit, a cutitului de canelat (pentru iesirea filetului
M24x 2) la operatia de strunjire.
Caracteristicile materialului OLC45/STAS 880 -80/otel carbon de calitate pentru
tratament termic destinat constructiei de masini.

28

Compozit ia chimimca %
Marca otelului C Mn P S Si
OLC 45/normalizat 0,43÷0,48% 0,42÷0,50% max
0,045% max
0,040% 0,17÷0,37%

Principalele caracteristici mecanice
Marca otelului Limita de
curgere
Rp0,2
(daN/mm2) Rezistenta la
rupere la
tractiune Rm
(daN/mm2) Rezilienta
KCU 30/2
(j/cm2) Duritatea Brinell,
in stare recoapta
(HB)
OLC45/ recopt 48…49 70-84 40 max 207 HB
(max 20,7 HRC)

Tratamente termice ce pot fi aplicate acestei marci de otel OLC 45:
a. Tratamente termice primare aplicate pe semifabricate cu grad redus de
prelucrare: recoacere de normalizare, recoacere de omogenizare, recoacere de
inmuiere.
b. Tratamente termice secundare (finale), aplicate pieselor finite: calire, revenire,
tratamente termochimice.

Parametrii trat amentului termic
Marca
otel Starea initiala Tratament termic aplicat piesei
Recoacere Imbunatatire
Calire Revenire
Otel OLC 45 R 840̊C
860̊C
Incalzire A

Racire apa 550÷650̊C

Incalzire A-u
Racire apa
sau ulei
unde: A – apa racire; u – ulei racire

Aschiabilitatea , este capacitatea materialelor de a fi prelucrate prin aschiere cu
ajutorul sculelor aschietoare. Otelurile cu 0,3 -0,6%C au o buna aschiabilitate.
Continutul mai mare de carbon, conduce la micsorarea vitezei de aschiere.
Continuturi ma i ridicate de S (<0,3%) si de P (<0,2%) in oteluri , imbunatatesc mult
aschiabilitatea.
Analizand aceste conditii, se observa ca din punct de vedere al continutului d e C,
S si P, marca de otel OLC 45 are o aschiabilitate mai buna .
Pentru cresterea aschiabilitati se recomanda semifabricatului o recoacere
prealabila de inmuiere. Calibilitatea (proprietate de a se cali), creste odata cu
continutul de carbon si elemente de aliere.
Marca OLC 45, prezinta o buna calibilitate , pretindu -se la tratament ter mic al
suprafetei.

29
5.2 ITINERAR TEHNOLOGIC DE PRELUCRARE PRIN ASCHIERE

1. DEBITARE LA STRUNG
Prindere si centrare bara de otel Ø35/OLC 45
Retezare semifabricat l= 180 mm

2. STRUNJIRE
Prinderea 1
 Prindere si centrare
 Strunjire frontala degrosare capat semifabricat/adaos 1,2 mm
 Strunjire frontala finisare capat semifabricat/adaos 0,8 mm
 Strunjit gaura centruire Ø3,15×12
 Desprindere

Prinderea 2
 Prindere si centrare
 Strunjire exterioara de degrosare Ø31,6×161
 Strunjire exterioara de finisare Ø30,35×161
 Tesire 3×45̊
 Autocontrol
 Desprindere

Prinderea 3
 Prindere si centrare
 Retezare capat semifabricat L= 157 mm
 Strunjire frontala degrosare capat semifabricat/adaos 1,2 mm
 Strunjire frontala finisare capat semifabricat L= 155/adaos 0,8 mm
 Strunjire gaura cen truire Ø3,15×12
 Strunjire exterioara degrosare Ø25,2×17
 Strunjire exterioara finisare Ø23,9×17
 Strunjire frontala iesire filet Ø21,5×3,5
 Strunjire filet M24x2
 Autocontrol
 Desprindere

3. FREZARE
 Prindere si centrare reper pe masa rotativa
 Frezare plana degrosare capat 15 mm/adaos 2 mm
 Frezare plana finisare capat 15 mm/adaos 1 mm
 Divizare reper 180̊
 Frezare plana degrosare capat 15×25 mm/adaos 2 mm
 Frezare plana finisare capat 15×24 mm/adaos 1 mm
 Autocontrol

30
 Desprindere
4. TRATAMENT TERMIC CALIRE -REVENIRE
 Calire -revenire 33 -35 HRC

5. RECTIFICARE CILINDRICA EXTERIOARA
 Prindere s i centrare intre varfuri
 Rectificare cilindrica exterioara Ø30h6 (0
-0,012)
 Autocontrol
 Desprindere reper

Nota: Dimensiunile intermediare de prelucrare prin aschiere, sunt stabilite dupa
calculul adaosurilor de prelucrare.
Dimensiunile de prelucrare finale, sunt cele impuse prin desenul de executie al
reperului.

5.3 STABILIREA ADAOSURILOR DE PRELUCRARE INTERMEDIARE SI
TOTALE

Semifabricat: Bara de otel laminat/OLC 45

B
afd aff
L0=155 a aad- strunjire degrosare
af- adaos strunjire finisare
ar- adaos rectificare
O30 0
-0.012
Retezare
la strungaff- adaos frontal
strunjire finisareafd- adaos frontal
strunjire degrosare

Pentru productia de unicat adaosurile de prelucrare se determina din standarde
sau tabele existente in literatura de specialitate. In c adrul prezentului proiect vom
folosi tabele din Lucrarea 8, A. Vlase,s.a./Regimuri de aschiere, adaosuri de
prelucrare si norme tehnice de timp, Vol. I, Vol. II .
latimea taieturii

31
Tab. 8.4.7 – Adaosuri de prelucrare la retezarea si strunjirea capetelor (Luc. 8)

L

Pentru semifabricate cu diametrul 30…50 mm, latimea taieturii cu cutit pe
strung B=4 mm; adaosul pentru prelucrarea capetelor a=2 mm. Lungimea de debitare
a semifabricatului l=l 0+2a
In cazul nostru : l=155+2·2=159 mm
Pentru a realiza operatiile de strunjire dintr -o singura prindere, semifabricatul
se va debita la o lungime mai mare, respectiv l≈180 mm. La final vom consuma mai
mult semifabricat (180 -159=21 mm), dar avem certitudinea ca vom realiza piesa la
dimensiunile si ab aterile impuse prin desenul de executie.
Tabelul 8.4.8 Adaosuri de prelucrare pentru strunjire de finisare a suprafetelor
frontale (capetelor), dupa strunjirea de degrosare (Luc. 8) .

Functie de diametru l semifabricatului (ds=30…50 mm) si lungimea piesei
(l0=155 mm), se alege adaosul de prelucrare pentru strunjire de finisare
a1=aff=0,8 mm .
Adaosul de prelucrare pentru strunjirea frontala de degrosare a fd se calculeaza
ca diferenta intre adaosul pentru prelucrare capetelor a=2 mm si adaosul pentru
strunjire frontala de finisare a 1=aff=0,8 mm
afd=a-aff=2-0,8=1,2 mm

32
Adaosurile de prelucrare la strunjirea exterioara

Tab. 8.4.9 Adaosuri de prelucrare in vederea strunjirii de finisare a arborilor
dupa strunjirea de degrosare (Luc. 8) .

Adaosul la strunjire de finisare a f, se alege functie de diametrul piesei
(d=30mm) si lungimea suprafetei strunjite (l 0=155 mm). Din tabel, 2af=1 mm
(adaosul pe diametru).
Pentru conditiile productiei de serie mica si unicat, adaosul se va lua majorat cu
un coeficient k=1,3.
Rezulta 2af=1·1,3= 1,3 mm

Adaosul la prelucrarea prin strunjire a filetului cu pas fin M24x2

Tabel 8.51 Dimensiunile tijelor la prelucrarea filetelor metrice cu cutit (Luc. 8) .

Pentru diametrul nominal al filetului d=24 mm si pas fin p= 2 mm, rezulta
abaterile superioare a s= 0,25 mm si abaterea inferioara a i= 0,08 mm. In concluzie tija
inainte de filetare, adica dupa strunjirea de finisare va avea diam etrul Ø24−0,025−0,08.
Conform STAS 511 -87, filetul exterior M24x2, are dimensiunile:
 diametrul exterior nominal al filetului: 24 mm
 diametrul interior al filetului: 21,835 mm
 diametrul mediu al filetului: 22,701 mm

33
 inaltimea filetului h=(D e-Di)/2=(24 -21,835)/2=1,083 mm
 pasul filetului p=2 mm
 unghiul profilului triunghiular al filetului : α=60̊
Conform Luc. 8, Vol.I, Tab. 8.67 – Numarul de treceri si adancimea de aschiere
la prelucrarea prin strunjire a filetelor exterioare, in cazul filetului met ric M24x2 ,
numarul de treceri "i" va fi:
 i=6 treceri cu cutitul de filetat la strunjirea de degrosare
 i=3 treceri cu cutitul de filetat la strunjirea de finisare
Tot conform Luc.8, Vol I, Tab. 8.67, adaosul de prelucrare la strunjirea
filetului a=h=1,083 mm, este egal cu inaltimea filetului si se recomanda ca circa 90%
sa fie indepartat la trecerile de degrosare si diferenta de 10% la trecerile de finisare.
In cazul nostru, l a trecerile de degrosare vom indeparta a df=1,083·0,9≈0,9 mm.
Acest adaos a d=0,9 mm, va fi indepartat din 6 treceri, ceea ce presupune un
adaos pe trecere: a dt=0,9:6= 0,15 mm . Acest adaos pe trecere/adancimea de aschiere
pe trecere, reprezinta in fapt avansul transversal st=0,15 mm/trecere , pe care il
introduce manual strungarul din caruciorul transversal al strungului.
Adaosul de prelucrare la strunjirea de finisare a filetul ui a ff este dat de
diferenta: a f-adf=1,083 -0,9= 0,183 mm. Acest adaos de finisare a ff=0,183 mm, va fi
indepartat din 3 treceri, ceea ce presupune un adaos de trecere a ft=0,183:3=0,061
mm/trecere.
Acest adaos pe trecere/adancimea de aschiere e trecere la strunjirea de finisare
a filetului, reprezinta in fapt avansul transversal s t=0,061 mm/trecere, pe care il
introduce manual strungarul din caruciorul transversal al strungului.

Adaosul de prelucrare la strunjit gauri centruire

Diametrul gaurii de centruire d=3,15 mm (STAS 1114 -82). Adaosul de
prelucrare pe raza Ap=d/2= 3,15/2= 1,575 mm . Din STAS 1114 -82, se alege un
burghiu combinat de centruire cu cap de protectie la 120̊, cu diametrul d=3,15 mm.

34
Adaosul de prelucrare la operatia de frezare plana

Pentru obtinerea cotei de 24 mm, prin frezare succesiva pe doua laturi a
diametrului piesei Ø30, adaosul de prelucrare total a t pe fiecare latura a t= (30 -24)/2=
3mm. Acest adaos a t= 3 mm, avand in vedere si calitatea suprafetei impuse
(rugozitate de 6,3 µm), va fi indepartat in doua faze, una de degrosare si ultima de
finisare.
Conform Lucrare 8 , Tab. 8.1 – Adaosuri de prelucrare in vederea finisari
suprafetelor plane prin frezare dupa prelucrari de degrosare. Pentru lungimea
suprafetei frezate pana la 250 mm (in cazul nostru 15 mm) si latimea suprafetei
prelucrate <100 mm (in cazul nostru 22 mm), adaosul de prelucrare la frezarea de
finisare af= 1 mm .
Adaosul de prelucrare la operatia de rectificare cilindrica exterioara
Fixarea piesei
intre varfuri

Conform Lucrare 8, Vol. II, Tab. 8.6 Adaosuri de prelucrare la rectificarea
suprafetelor cilindrice exterioare.
Pentru piese tratate termic, cu diametrul nominal d= 30…50 mm (in cazul
nostru Ø30), lungimea suprafetei prelucrate de 120÷180 mm (in cazul nostru 138 Piatra
rectificat

35
mm) si abaterea limita a piesei obtinuta la operatia precedenta de prelucrare ( la noi
strunjire de finisare in clasa h10−0,170), se alege adaosul de prelucrare la re ctificare
pe diametrul 2ar= 0,35 mm .
In concluzie, conform itinerar tehnologic am stabilit:
 Adaosul de prelucrare la rectificarea exterioara: 2ar= 0,35 mm
 Adaosul de prelucrare la strunjirea exterioara de finisare: 2a f= 1,3 mm
Diametrul intermediar al semifabricatului pentru fabricat "tija aruncatoare",pornind
de la diametrul final al piesei, va fi:
30+2a r+2a f= 30+0,35+1,3= 31,65 mm.
Pentru executia piesei, din standarde de bare laminate din otel, se va alege
dimensiunea imediat superioara, respectiv Ø35.
Diferenta 35 -31,65= 3,35 mm, va reprezenta:
 Adaosul de prelucrare la strunjirea exterioara de degrosare 2ad= 3,35 mm .
In concluzie, conform itinerar tehnologic am stabilit:
 Adaosul de prelucrare la rectificarea exterioara: 2a r=0,35 mm.
 Adaosul de pre lucrare la strunjirea exterioara de finisare: 2a f=1,3 mm.
Diametrul intermediar al semifabricatului pentru fabricat "tija aruncatoare",
pornind de la diametrul final al piesei, va fi:
3a+2a r+2af= 30+0,35+1,3= 31,65 mm
Pentru executia piesei, din standarde de bare laminate din otel, se va alege
dimensiunea imediat superioara, respectiv Ø35.
Diferenta 35 -31,65= 3,35 mm, va reprezenta:
 Adaosul de prelucrare pe diametru la strunjirea exterioara de degrosare 2a d= 3,35
mm.

5.4 STABILIREA REGIMURILOR DE ASCHIERE

Pentru productia de unicat, elementele regimurilor de aschiere se aleg din tabelele
existente in literatura de specialitate. Metodele de calcul analitic care sunt destul de
laborioase, se recomanda in cazul productiei de serie si de masa.

5.4.1 Stabilirea masinilor unelte
 Operatiile/fazele de strunjire, debitare, centruire, filetare se vor executa pe:
strung normal (paralel) SN250, avand caracteristicile tehnice prezentate in Tab.
10.1 (Luc. 8, Vol.1).
 Operatiile/fazele de frezare, se vor ex ecuta pe:
Masina de frezat de scularie FS 355×1250, avand caracteristicile tehnice
prezentate in Tab. 10.1 (Luc. 8, Vol.2)
 Operatiile/fazele de rectificare, se vor executa pe:
Masina de rectificat rotund exterior si interior W.M.W. 170×450 avand
caracteri sticile tehnice prezentate in Tab. 10.11 (Luc.8,Vol. 2)

36
5.4.2 Alegerea sculelor aschietoare
Functie de proprietatile fizico -mecanice ale semifabricatului de prelucrat,
forma si dimensiunile piesei, se alege tipul de scula si materialul partii active a
acestuia.
 Operatiile/fazele de strunjire, debitare, centruire, filetare:
 Cutit inconvoiat pentru degrosat/cu placuta carburi P
 Cutit drept pentru finisat/cu placuta carburi P
 Cutit special pentru debitat 4×25/25×25/otel rapid R p3
 Cutit special pentru canal e 3,5×25/25×25/otel rapid R p3
 Burghiu combinat de centruire cu diametrul Ø 3,15 si con de protectie 120̊
 Cutit pentru filete metrice ɛ=60̊/otel rapid Rp3
 Operatiile/fazele de frezare
 Freza cilindrico -frontala Ø40, cu coada si 6 dinti/otel rapid R p5
 Operatiile/fazele de rectificare
Conform Luc. 8, Vol. 2, tab. 9.139 – Forme , dimensiuni si caracteristicile
corpurilor abrazive, se adopta Piatra cilindrica plana Ø300×40/duritate K/material E
Conform Luc.8,Vol.2,Tab. 9.142 – Alegerea pietrelor in functie de metoda de
rectificare si natura materialului prelucrat, in cazul piesei noastre (otel carbon calit,
rectificare cilindrinca exterioara cu prindere intre varfuri), se alege materialul discului
abraziv .
E- electrocorindon/granulatie 40 -50µm/duritate K

5.4.3 Alegerea elementelor regimurilor de aschiere

 Regimuri de aschiere la strunjire exterioara de degrosare
Din Luc.8, Vol.1, Tab. 9.1 -Avansuri pentru strunjirea exterioara de degrosare
cu cutit cu placuta din carburi metalice, se adopta: s=0,3…0,4 mm/rot.
Din gama strungului SN 250, se alege avansul longitudinal s=0,32 mm/rot.
Pentru strunjire otel carbon, cu cutit cu placuta P10, fara racire, adancimea de
aschiere t=3,27 mm, avansul de lucru s=0,32 mm/rot , din Luc.8,Vol.1, Tab. 9.15, se
alege vite za de aschiere v=190 m/min
La prelucrarea otelului laminat OLC45, avand rezistenta la rupere
σr=75daN/mm2, viteza de aschiere se corecteaza cu coeficientul k v=0,62 , rezulta:
va=v·k v=190·0,62= 118 m/min
Turatia piesei va fi
n=1000·va
П·d=1000·118
3,14·31,6=1188 rot/min
Din gama strungului SN250, se alege turatia n=1000 rot/min
Viteza reala de aschiere vr, va fi
vr=П·d·n
1000=3,14·31,6·1000
1000=99,3 m/min

37
 Regimuri de aschiere la strunjirea exterioara de finisare
Din Luc. 8, Vol.1, Tab. 9.8 -Avansuri pentru strunjirea exterioara de finisare, cu
cutit cu placuta din carbur i cu raza la varf r=1…1,5 mm c u rugozitatea impusa
suprafetei de 6,3 µm , se alege avansul longitudinal la finisare s=0,1…0,2 mm/rot
Din gama strungului SN250, se impune avansul longitudinal s=0,16 mm/rot
Pentru strunjire otel carbon, cu cutit cu placuta P10, fara racire, adancimea de
aschiere t=1,3 mm (finisare), avansul de lucru s=0,16 mm/rot, din Luc.8,Vol.1,tab.
9.15, se alege viteza de aschiere v=265 m/min.
La prelucrarea o telului laminat OLC45, avand rezistenta la rupere σ r= 75
daN/mm2, viteza de aschiere se corecteaza cu coeficientul k v=0,62 , rezultand:
va=v·k v=265·0,62= 164 m/min
Turatia piesei va fi
n=1000·va
П·d=1000·164
3,14·30,35=1720 rot/min
Din gama strungului SN250, se alege turatia n=1 410 rot/min
Viteza reala de aschiere v r, va fi
vr=П·d·n
1000=3,14·30,35·1410
1000=134 m/min

 Regimuri de aschiere la strunjirea frontala
Strunjire frontala capat semifabricat/ degrosare
Avand in vedere faptul ca rigiditatea transversala a strungurilor normale
(paralele) este inferioara rigiditatii longitudinale, valorile elementelor regimului de
aschiere la prelucrari frontale (transversale) vor fi inferioare celor de la prelucrari
longitudinale.
Conform Luc.10, Vol.1, Tab. 3.15, corespunzator raportului dintre diametrul
minim si diametrul maxi m la strunjirea frontala si unghiurile de atac principal si
secundar al cutitului de prelucrat ( χ p=45̊ χs=45̊ ), coeficientul de corectie k=1,42.
In aceste conditii la strunjirea frontala de degrosare:
Avansul de lucru (transversal) si viteza de aschiere si turatia piesei, vor fi cele
stabilite la strunjirea exterioara de degrosare, micsorate cu 42%, respectiv:
st=sl/k=0,32/1,42=0,22 mm/rot
vat=va/k=99,3/1,42= 70 m/min
nd=nl/k= 1000/1,42= 704 rot/min
Din gama de caracteristici a strungului SN250 se aleg:
Avansul transversal: s t=0,19 mm/rot
Turatia piesei la degrosare frontala n d=710 rot/min

 Strunjire frontala capat semifabricat/ finisare
Din aceleasi considerente ca la strunjirea frontala de degrosare, elementele
regimului de aschiere vor fi cele de la strunjirea exterioara longitudinala de finisare
micsorate cu coeficientul k=1,42, respectiv:
Avansul transversal la finisare: s t=sl/k=0,16/1,4=0,11 mm/rot
Viteza de asch iere la finisare: v at=va/k=134/1,4= 96 m/min

38
Turatia piesei la strunjirea transversala de finisare
nt=nl/k= 1410/1,4= 1007 rot/min
Din gama de caracteristici a strungului SN250 se aleg:
Avansul transversal s t=0,12 mm/rot
Turatia piesei la finisare frontala n f=1000 rot/min

 Regimuri de as chiere la retezare si strunjire canal exterior (degajare filet)

Pentru retezare la otel carbon cu racire, latimea cutitului b=4 mm, diametrul
semifabricatului T d=35 mm din Luc. 8, Vol.1, tab. 9.30, se alege:
Pentru retezare :
 avansul transversal s t=0,09 mm/rot
 viteza de aschiere v=44 m/min
 turatia piesei n=400 rot/min
Din gama strungului SN250 , se adopta:
st=0,096 mm/rot si n=355 rot/min
Pentru degajare exterioara (strunjire canal iesire filet Ø21,5·3,5)
 avansul transversal s t=0,06 mm/rot
 viteza de aschiere v=58 m/min
 turatia piesei n=740 rot/min
Din gama strungului SN250, se adopta s t=0,06 mm/rot si n=710 rot/min.

 Regimuri de aschiere la prelucrare gauri de centruire pe strung
Din Luc.8,Vol.I, Tab. 9.109 -Avansuri si viteze de aschiere la centruire, cu
burghiu combinat Ø3,15, se alege: s=0,03 mm/rot si v=12…25 m/min
Turatia piesei va fi: n=1000·𝑣
П·𝑑=1000·15
3,14·3,15=1515 𝑟𝑜𝑡/𝑚𝑖𝑛
Din gama strungului SN250, se adopta :
 avansul longitudinal s l=0,04 mm/rot
 turatia piesei n=1410 rot/min
 viteza reala de aschiere v r==П·𝑑·𝑛
1000=3,14·3,15·1410
1000=14 𝑚/𝑚𝑖𝑛

 Regimuri de aschiere la strunjire filet M24x2
Pentru strunjire de degrosare filet triunghiular exterior (α=60̊), pasul filetului
p=2 mm, cu cutit profilat ( ɛ=60̊) din otel rapid R p3, cu racire, fiecare din cele 6
treceri de degrosare cu adancimea t=0,15 mm, conform Luc. 8,Vol.1, Tab.
9.32, se adopta:
 viteza de aschiere v=21 m/min
Pentru otel cu σ r= 75 daN/mm2, viteza se corecteaza cu coeficientul k v=0,9.
La filet exterior prevazut cu degajare (canal iesire varf cutit), viteza se reduce
cu coeficientul k v=0,8 rezultand: v=21·0,9·0,8=15,12 m/min.
Pentru diametrul mediul al filetului M2 4×2, d=22,7 mm, turatia piesei va fi:
n=1000·𝑣
П·𝑑=1000·15,12
3,14·22,7=212 𝑟𝑜𝑡/𝑚𝑖𝑛

39
Din gama strungului SN250, se alege turatia pentru filetare exterioara de
degrosare, n=180 rot/min
Viteza de aschiere reala v r=П·d·n/1000=3,14·22,7·180/1000=12,8 m/min
Pentru strunjirea de finisare filet triunghiular exterior (α=60̊), pasul filetului
p=2 mm, cu cutit profilat ( ɛ=60̊) din otel rapid R p3, cu racire, fiecare din cele 3 treceri
de finisare cu adancimea t=0,06 mm, conform Luc. 8,Vol.1, Tab. 9.32, se ad opta:
 viteza de aschiere v=24 m/min
Pentru otel cu σ r= 75 daN/mm2, viteza se corecteaza cu coeficientul k v=0,9.
La filet exterior prevazut cu degajare (canal iesire varf cutit), viteza se reduce
cu coeficientul k v=0,8 rezultand: v=24·0,9·0,8=17,28 m/min.
Pentru diametrul mediul al filetului M24x2, d=22,7 mm, turatia piesei va fi:
n=1000·𝑣
П·𝑑=1000·17,28
3,14·22,7=242 𝑟𝑜𝑡/𝑚𝑖𝑛
Din gama strungului SN250, se alege turatia pentru filetare exterioara de
finisare , n=180 rot/min
Viteza de aschiere reala v r=П·d·n/1000=3,14·22,7·180/1000=12,8 m/min

Regimuri de aschiere la frezare
La frezarea de degrosare se alege mai intai avansul pe dinte s d (mm/dinte),
deoarece acest avans caracterizeaza marimea sarcinii pe un dinte al scule i. Conform
Luc.8, Vol. II, Tab. 9.43 – Frezarea cu freza deget (cu coada), din otel rapid cu
d=Ø40,z=6 dinti, pentru prelucrat otel carbon laminat:
Pentru adancime de aschiere t≤5 mm, elementele regimului de aschiere se
recomanda:
 La frezarea de degrosare cu freza Ø40, cu coada si 6 dinti:
 avansul de lucru s d=0,04 mm/dinte;
 avansul pe rotatie (avans longitudinal) , va fi s l=sd·z=0,4·6=0,24 mm/rot;
 viteza de aschiere v=22,5 m/min;
 turatia sculei (frezei Ø40) recomandata: n=180 rot/min.
Conform caracteristici masina frezat de scularie FS 355×1250, se adopta:
 avansul longitudinal al mesei masinii de frezat: s l=0,25 mm/rot
 turatia frezei n=210 rot/min
viteza de aschiere reala va fi: 𝑣=П𝑑𝑛
1000=3,14·40·210
1000=26,3 𝑚/𝑚𝑖𝑛
 La frezarea de finisare cu freza Ø40, cu coada si z= 6 dinti
 avansul de lucru s d=0,025 mm/dinte
Avansul pe rotatie (avans longitudinal) va fi:
sl=sd·z=0,025·6=0,15 mm/rot
 viteza de aschiere v=26,5 m/min
 turatia sculei (frezei Ø40) recomandata: n=212 rot/min
Conform caracteristici masina frezat de scularie FS 355×125 0, se adopta:
 avansul longitudinal al mesei masinii de frezat: s l=0,14 mm/rot
 turatia sculei (frezei Ø40), n= 224 rot/min

40
 viteza de aschiere reala va fi 𝑣=П𝑑𝑛
1000=3,14·40·224
1000=28,13 𝑚/𝑚𝑖𝑛

 Regimuri de aschiere la r ectificare cilindrica exterioara
Se prelucreaza prin rectificare de degrosare "tija aruncatoare", cu diametrul si
tolerantelele Ø300
-0,013, lungimea de rectificat 138 mm, lungimea totala 155 mm si
rugozitatea suprafetei R a=1,6µm
Din Luc.8, Vol. 2, Tab. 9.148 -Avansul longitudinal si ava nsul transversal la
rectificarea cilindrica exterioara (in cazul nostru disc abraziv cu latimea B=40 mm),
se alege:
Avans longitudinal s l=0,5·40=20 mm/rot
Avansul transversal (adancimea de aschiere) s t=0,02 mm/cursa dubla, care se
introduce manual la fiecare cursa dubla a piesei. In aceste conditii, numarul de treceri
va fi:
i=a r/st=0,35/0,02= 18 treceri (cursa dubla)
In functie de materialul de prelucrat (otel calit) si tipul rectificarii din
Luc.8,vol.2, Tab. 9.152 se alege viteza de aschiere a disc ului abraziv v=30 m/s
Turatia discului abraziv n=60.000·v/П·D=60.000·30/3,14·300= 1910 rot/min.
Din caracteristicile masinii de rectificat W.M.W. 170×450, se alege turatia
discului abraziv n=2040 rot/min. In aceste conditii, viteza de aschiere reala a di scului
abraziv Ø300, va fi: v r=П·D·n/60.000=3,14·2040/60.000=32 m/s =1922 m/min
Viteza de avans (circular) a piesei
Din Luc. 8,Vol.2, Tab. 9.152, viteza de avans a piesei (Ø30) v=16 m/min, iar
turatia piesei va fi:
np=1000·v ρ/П·d=1000·16/3,14·30= 169,7 rot/min
Din caracteristicile masinii de rectificat W.M.W. 170×450, se alege turatia
reala a piesei:
npr= 125 rot/min
Corespunzator, viteza de avans reala, va fi:
vr= П·d·n pr/1000= 3,14·30·125/1000= 11,8 m/min
Viteza longitudinala a mesei masinii de rectificat (piesei)
vl=sl· npr=20·125=2500 mm/min=2,5 m/min
Viteza longitudinala a mesei v l=2,5 m/min, poate fi realizat a pe masina de
rectificat W.M.W. Ø170×450, care permite o reglare continua a vitezei mesei in
limitele 0…7 m/min.

5.5 STABILIREA NORMEI TEHNICE DE TIMP

Norma tehnica de timp reprezinta durata necesara pentru executarea unei
operatii/faze tehnologice, in conditii tehnice si oraganizatorice determinate.
In norma tehnica de timp pe operatie/faza T n, sunt insumati urmatorii timpi:
Tn=Tb+Ta+Ton+Td+Tpi/n [min]
Tb – timpul de baza (tehnologic de masina)
Ta – timpul auxiliar (ajutator)
Ton – timpul de odihna si necesitati fiziologice

41
Td – timpul de deservire tehnica si organizatorica
Tpi – timpul de pregatire -inchiere (timpul pt. pr imirea si studierea
documentatiei, examinarea materialelor, sculelor, dispozitivelor si aparatelor de
masura) .
n – numarul de piese (lotul ) care se prelucreaza la aceeasi masina unealta, in
mod continuu
Suma dintre timpul de baza T b si timpul auxiliar Ta este cunoscut ca timp
efectiv sau timp operativ (To=T b+T a)
Timpul de baza se calculeaza analitic cu relatia:
𝑇𝑏=𝐿+𝐿1+𝐿2
𝑠∙𝑛∙𝑖 [𝑚𝑖𝑛] [Luc. 8, Vol. 1, pag. 47 ], unde:
L – lungimea suprafetei strunjite sau gaurite [mm]
L1 – lungimea de angajare a sculei (0,5…3) mm
L2 – lungimea de iesire a sculei (1…4) mm
i – numarul de treceri
s – avansul in mm/rot
In cazul productie de unicat si serie mica, pentru operativitate s -au intocmit
tabele normative pentru alegerea direc ta a timpului unitar i incomplet T ui sau timpul
operativ incomplet T oi. Timpul unitar incomplet T ui, reprezinta conform normei
tehnice de timp T n, timpul normat pe bucata, mai putin timpul de prinderee –
desprindere a semifabricatului T a (timpul auxiliar) si timpul de pregatire -incheiere T pi
a operatiei tehnologice.
Timpul operativ incomplet T oi, reprezinta timpul efectiv (operativ) mai putin
timpul de prindere si desprindere a semifabricatului.

In conformitate cu itinerariul tehnologi c de prelucrare a reperului unicat (1
buc.) avem:
Operatia1 -Debitare pe strung
 Retezare semifabricat pe strung
Conform Luc.8, Vol. 1,Tab. 11.2 – Timpi unitari incompleti pentru strunjire de
retezare si degajare exterioara :
Pentru diametrul de retezat Ø35/otel/cutit din otel rapid, T ui=0,71 min
Pentru otel laminat cu σ r=75 daN/mm2, se aplica coeficienti de corectie: K 1=1,3
si K 2=1,1
Tui=0,71·K 1·K2=0,71·1,3·1,1=1,1 min
Timpul de prindere -desprindere a semifabricatului T a-timp ajutator, se alege din
Luc.8,Vol.1, Tab. 11.19 -Timpul ajutator pentru prinderea si desprinderea in universal
cu diametrul 250 mm, cu manipularea manuala a piesei T a=0,4 min.
In concluzie, pentru operatia 1 avand o singura prindere a semifabricatului
si o singura faza tehnologica de prelucrare: T ui=ƩT ui+Ta=1,1+0,4=1,5 min

42
Operatia 2 -Strunjire
 Prinderea 1

Timpul de prindere -desprindere a semifabricatului se alege din Luc.8,Vol.1,
Tab. 11.19
Pentru prinderea si desprindere a semifabricatului in universal cu diametrul sub
250 mm, cu manipulare manuala a piesei Ta=0,4 min

Strunjire frontala degrosare
Conform Luc.8,Vol.1, Tab.11.1 -Timpi unitari incompleti pentru strunjire
longitudinala exterioara, strunjire frontala cu cutit din carburi metalice.
Pentru strunjire frontala de degrosare, T ui=0,62 min
Pentru prelucrare otel laminat cu σ r=75 daN/mm2, coeficientii de corectie
k1=1,2 si k 2=1.
Tui=0,62·1,2·1=0,75 min.

Strunjire frontala finisare

Conform Luc.8,Vol.1, Tab. 11.1, T ui=0,84 min
Idem ca la strunjirea frontala de degrosare, timpul se corecteaza cu coeficientii
k1=1,2 si k 2=1
Tui=0,84·1,2·1=1 min.

Executie gaura centruire Ø3,15×12

Conform Luc.8,Vol.1, Tab. 11.16 -Timpul operativ incomplet pe bucata (T oi) la
centruirea pieselor din otel pe strunguri normale
Toi=0,8 min
Functie de calitatea pieselor din lot (in cazul nostru n=1), coeficientul de
corectie k=1,2
Toi=0,8·1,2=0,96 min
In concluzie pentru prinderea 1 , cu cele 3 faze tehnologice de prelucrare:
Timpul unitar incomplet T ui= ƩTui+Ta=0,75+1+0,96+0,4= 3,11 min

 Prinderea 2
Timpul de prindere -desprindere a semifabricatului T a=0,4 min
Strunjire exterioara de degrosare Ø31,6×161 mm

Conform Luc.8,Vol.1,Tab.11.1, Timpul unitar incomplet T ui=1,3 min
Pentru prelucrare otel laminat cu σ r=75daN/mm2, se aplica coeficientii de
corectie k 1=1,2 si k 2=1
Tui=1,07·k 1·k2=1,3·1,2·1=1,56 min

43
Strunjire exterioara de finisare Ø30,35×161

Conform Luc.8,Vol.1, Tab. 11.1, Timpul unitar incomplet T ui=1,9 min
Pentru prelucrare otel laminat cu σ r=75 daN/mm2, coeficientii de corectie
k1=1,2 si k 2=1.
Tui=1,9·1,2·1=2,3 min.

Tesire 3×45̊

Conform Luc.8,Vol.1,Tab. 11.3 -Timpi unitari incompleti pentru strunjirea
profilata, T ui=0,33 min
Pentru prelucrare otel laminat cu σ r=75 daN/mm2, coeficientii de corectie
k1=1,3 si k 2=1,1.
Tui=0,33·1,3·1,1=0,48 min.
In concluzie pentru prinderea 2 , cu cele 3 faze tehnologice de prelucrare:
Timpul unitar incomplet T ui= ƩTui+Ta=1,56+2,3+0,48+0,4= 4,74 min

 Prinderea 3
Timpul de prindere -desprindere a semifabricatului T a=0,4 min
Strunjire exterioara degrosare Ø25,2×17

Conform Luc.8,Vol.1,Tab. 11. 1, timpul unitar incomplet T ui=0,62 min
Pentru prelucrare otel laminat cu σ r=75 daN/mm2, coeficientii de corectie
k1=1,2 si k 2=1.
Tui=0,62·1,2·1=0, 75 min.

Strunjire exterioara de finisare Ø23,9×17

Conform Luc.8,Vol.1,Tab. 11.1, timpul unitar incomplet T ui=0,8 min
Pentru prelucrare otel laminat cu σ r=75 daN/mm2, coeficientii de corectie
k1=1,2 si k 2=1.
Tui=0,8·1,2·1=0,96 min.

Strunjire frontala iesire filet (canal) Ø21,5×3,5

Conform Luc.8, Vol. 1,Tab. 11.2 – Timpi unitari incompleti pentru strunjire de
retezare si degajare exterioara. La prelucrarea otelului cu cutit din otel rapid R p,
Tui=0,33 min
Pentru prelucrare otel laminat cu σ r=75 daN/mm2, coeficientii de corectie
k1=1,3 si k 2=1,1.
Tui=0,33·1,3·1,1=0,48 min.

44
Strunjire filet cu cutitul M24x2/degrosare si finisare

Conform Luc.8, Vol. 1,Tab. 11.4 – Timpi unitari incompleti pentru strunjire filet
triunghiular (metric) cu cutit din otel R p3
Pentru filet exterior T ui=3,99 min
Pentru prelucrare otel laminat cu σ r=75 daN/mm2, coeficientul de corectie
k1=1,1
Tui=3,99· k1=3,99·1,1=4,4 min
In concluzie, pentru prinderea 3 , cu cele 8 faze tehnologice de prelucrare:
timpul unitar incomplet:
Tui= ƩTui+Ta=1,1+0,75+1+0,96+2,25+1,36+0,48+4,4+0,4=12,7min
NOTA:
 La operatiile de strunjire la fiecare prindere -desprindere a semifabricatului,
conform Luc.8,Vol.1,Tab.11.19 -Timpul ajutator T a(timpul auxiliar) pentru prinderea
si desprinderea piesei la prelucrarea pe strunguri normale.
In cazul nostru prindere -desprindere in universal cu diametrul sub 250 mm, cu
manipulare manuala a piesei T a=0,4 min. In aceasta situatie la operatiile de strunjire
(debitare la strung si strunjire), la fiecare prindere -desprindere a s emifabricatului se
adauga acest timp auxiliar T a=0,4 min.
 La operatiile de prelucrare pe strung (1,2.1,2.2,2.3) am stabilit
Operatia 1 Timpul unitar: T u=Tui+Ta=1,1+0,4=1,5 min
Operatia 2.1 Timpul unitar: T u=Ʃ Tui+Ta=0,75+1+0,96+0,4=3,11 min
Operatia 2.2 Timpul unitar: T u=Ʃ Tui+Ta=1,56+2,7+0,48+0,4=5,14 min
Operatia 2.3 Timpul unitar:
Tu=Ʃ Tui+Ta=1,1+0,75+1+0,96+2,25+1,36+0,48+4,4+0,4=12,7 min
Timpul de pregatire si incheiere 𝑇𝑝𝑖′,la prelucrarea pe strunguri normale
conform Luc.8, Vol.1, Tab. 11.18
Pentru operatiile de prelucrare la strung unde se lucreaza in total cu 7 scule
aschietoare, avand 22 de faze tehnologice 𝑇𝑝𝑖′=13,20 min.
Timpul c are depinde de modul de prindere a piesei (in universal) si diametrul
maxim al piesei (≤400 mm), 𝑇𝑝𝑖" =6,13 min.
Pe total timpul de pregatire si inchiere la toate operatiile de strunjire.
Tpi=𝑇𝑝𝑖′+𝑇𝑝𝑖" =13,2+6,13= 19,23 min
Pentru productie de unicat, timpul de deservire tehnica si organizatorica T d si
timpul de odihna si necesitati fiziologice T on, la operatii de strunjire s e determina ca
procent din timpul unitar incomplet (timpul de baza).
Operatia 1/Debitare mecanica T d=12%·T ui=0,12·1,1=0,13 min
Ton=10%·T ui=0,1·1,1=0,11 min
In concluzie: Operatia 1 -Debitare mecanica
Norma tehnica de timp T n=Tui+Td+Ton+Tpi/n=1,1+0,13+0,11+19,23/1=20,57 min
Operatia 2 -Strunjire
Td=12%·T ui=0,12(3,11+5,14+12,7) =0,12·20,95=2,52 min
Ton=10%·T ui=0,1(3,11+5,14+12,7)=0,1·20,95=2,09 min

45
Norma tehnica de timp T n=Tui+Td+Ton+Tpi/n=20,95+2,52+2,09+19,23/1=44,79 min

 Operatia 3 -Frezare
Frezare plana degrosare/finisare l=15 mm
Conform Luc.8, Vol.II,Tab.11.19 -Frezare de degrosare otel cu freza cilindrico –
frontala , din otel rapid cu coada.
Timpul operativ incomplet la finisare T oi=1,6 min
Conform Luc.8, Vol.II,Tab.11.19 -Frezare de finisare otel cu freza cilindrico –
frontala , din otel rapid cu coada.
Timpul operativ incomplet la finisare T oi=0,8 min
Conform Luc.8,Vol.III,Tab.11.84…11.88 Timpi ajutatori pentru:
 prinderea piesei pe masina d e frezat T a1=0,81 min
 modul de reglare a frezei la dimensiune T a2=0,74 min
 modul de indepartare a aschiilor (manual) T a3=0,15 min
 modul de masurare la operatii de frezare T a4=0,12 min
 modul de centrare a piesei (in universal) T a5=0,5 min
Timpul auxiliar T a=0,81+0,74+0,15+0,12+0,5=2,32 min
Din Luc.8,Vol.II,Tab.11.94 -Timpi de pregatire -incheiere T pi, timpi de deservire
a locului de munca T d,timpi de odihna si necesitati fiziologice T on, la masinile de
frezat. Dupa modul de prindere a piesei in universalul mesei rotative, T pi=33 min.
La frezarea de degrosare a celor doua suprafete paralele si frezarea de finisare a
celor doua suprafete paralele, avem o singura prindere a piesei (in universalul mesei
rotative).
Rezulta: T d=10%(ƩT oi+Ta)=0,1(2·1,6 +2·0,8+2,32 )=0,71 min
Ton=10%( ƩToi+Ta)=0,1(2·1,6+2·0,8+2,32)=0,71 min
In concluzie: Operatia 3 -Frezare
Norma tehnica de timp:
Tn=Toi+Td+Ton+Tpi/n=1,6·2+0,8·2+0,71+0,71+33/1=39,22 min

 Operatia 5 -Rectificare cilindrica exterioara
Conform Luc.8,Vol.II,Tab.11.122 -Timpi de baza (degrosare+finisare) la
rectificarea rotunda exterioara a otelului calit
Functie de diametrul piesei (Ø30mm) si lungimea de rectificat (138mm),
timpul de baza T b=3,70 min
Timpii auxiliari se stabilesc din tabelele:
Tab. 11.133 -Timpi auxiliari in legatura cu operatia/faza si metoda de masurare
Ta1=0,16 min, pentru rectificare cilindrica exterioara
Ta2=0,24 min, pentru masurari cu micrometrul d e exterior
Tab. 11.134 -Timpul auxiliar pentru prinderea si desprinderea pi esei la rectificare
Ta3=0,26min (prindere intre varfuri)
Timpul auxiliar T a=0,16+0,24+0,26=0,66 min
Timpul operativ incomplet T oi=Tb+Ta=3,7+0,66=4,36 min
Tab. 11.136 Timpul de deservire tehnica si organizatorica a locului de munca
Td=Tdt+Tdo

46
Timpul de deservire tehnica T dt=1,3 min, pentru o reascutire a pietrei de
rectificat T do=2%( Tb+Ta)=0,02(3,7+0,66)=0,09 mi n
Td=Tdt+Tdo=1,3+0,09=1,39 min
Tab. 11.137 Timpul de odihna si necesitati fiziologice T on
Ton=3%( Tb+Ta)=0,03(3,7+0,66)=0,13 min
Tab. 11.138 Timpul pentru pregatire inchiere la prelucrari pe masini de rectificat
Pentru prinderea piesei intre varfuri la rectificare exterioara pe lungime
<1000mm, T pi=6min.
In concluzie Operatia 4 -Rectificare cilindrica exterioara
Norma tehnica de timp T n=Toi+Td+Ton+Tpi/n=4,36+1,39+0,13+6/1=11,88 min
Norma de timp totala N t pentru fabricatia reperului unicat (cu exceptie
tratamentului termic), se obtine prin insumarea normei la cele patru operatii
tehnologice
Nt=20,57+44,79+39,22+11,88=116,46 min

PLANE DE OPERATII TEHNOLOGICE

Reper: Tija aruncatoare ; Nr. desen: TCM -01
Tipul productiei: unicat (1 buc.); Semifabricat: Bara laminata otel OLC 45

Nr.
crt.

Denumirea operatiei/fazei

Schita tehnologica
Adaosul de
prelucrare
a [mm] Regim de aschiere Norma
tehnica de
timp
[min]
Adancime
t [mm] Avans
s
(mm/rot) Viteza
v [m/min ] Turatie
n
[rot/min]
0 1 2 3 4 5 6 7 8
1. DEBITARE LA STRUNG
– Prindere si centrare bara
otel Ø35/OLC 45
– Retezare semifabricat
L=180 mm; B=4 mm

17,5

4

0,096

44

355 Nt=20,57
2.

STRUNJIRE
Prinderea 1
– Prindere si centrare
– Strunjire frontala
degrosare
– Strunjire frontala finisare
– Executat gaura centruire
Ø3,15×12
– Desprindere

1,2

0,8
1,575

1,2

0,8
1,575

0,19

0,12
0,03

70

96
14

710

1000
1410

Nt=44,79

180
Ø35 25
4 6,3 Utilaje, S.D.V -uri:
 strung normal: SN250x500 mm
 cutit pentru debitat 4×25/25×25/otel rapid R p3
 subler cu tija 200/0,05 mm
Utilaje, S.D.V -uri:
 strung normal: SN250x500 mm
 cutit inconvoiat pentru degrosare/placuta carburi P10
 burghiu combinat de centruire Ø 3,15/con protectie 120̊
 subler cu tija 200/0,1 mm

0 1 2 3
4
5
6
7 8

Prinderea 2
– Prindere si centrare
– Strunjire exterioara de
degrosare Ø31,6×161
– Strunjire exterioara de
finisare Ø30 ,35×161
– Tesire 3×45̊
– Autocontrol
– Desprindere

3,35

1,3

3

3

0,32

0,16

manual

99,3

134

99,3

1000

1410

1000

6,3 161 Ø30,35
3×45̊
45̊ 45̊ 50̊ 50̊
Utilaje, S.D.V -uri:
 strung normal: SN250x500 mm
 cutit inconvoiat pentru degrosare/placuta carburi P10
 cutit drept pentru finisat/placuta carburi P10
 subler cu tija 200/0,05 mm

Prinderea 3
– Prindere si centrare
– Retezat capat L=157; B=4
mm
– Strunjire frontala
degrosare
– Strunjire frontala finisare
L=155
– Executat gaura centruire
Ø3,15×12
– Strunjire exterioara
degrosare Ø25,2×17
– Strunjire exterioara
finisare Ø23,9×17
– Strunjire frontala iesire
filet (canal) Ø21,5×3,5
– Strunjire filet cu cutit
M24x2:
ͦ 6 treceri degrosare a d=0,15
mm/trecere
ͦ 3 treceri finisare a f=0,061
mm/trecere
– Autocontro l
– Desprindere

15,2

1,2

0,8

1,575

9,8

1,3

1,25

2,065

4

1,2

0,8

1,575

3,27/3
treceri
1,3

3,5

t=0,15
mm/
trecere
t=0,061
mm/
trecere

0,096

0,19

0,12

0,03

0,06

sl=2
mm/rot
sl=2
mm/rot

44

70

96

14

99,3

134

58

12,8

12,8

355

710

1000

1410

1000

1410

710

180

180

155 Ø21,5
M24x2
17 3,5
60̊
Utilaje, S.D.V -uri:
– strung normal: SN250x500 mm ; – cutit pentru retezat 4×25/25×25/otel rapid R p3; – cutit inconvoiat pentru degrosare/placuta carburi P10
– cutit drept pentru finisat/placuta carburi P10 ; – burghiu combinat de centruire Ø 3,15/con protectie 120̊; – cutit specia l pt. canale 3,5×25/25×25/otel
rapid Rp3; – subler cu tija 200/0,05 mm; – calibru filet M24x2/trece -nu trece

0 1 2 3 4 5 6 7 8
3. FREZARE
– Prindere si centrare pe
masa rotativa
– Frezare plana degrosare
l=15
– Frezare plana finisare l=15
– Divizare (rotatie )reper 180̊
– Frezare plana degrosare
15×24
– Frezare plana finisare
l=15 mm
– Autocontrol
– Desprindere

2

1

2

1

2

1

2

1

0,25

0,14

0,25

0,14

26,3

28,3

26,3

28,3

210

224

210

224 Nt=39,22

4.

TRATAMENT TERMIC
CALIRE -REVENIRE
33÷35 HRC

Calire : incalzire 840-860̊C
racire apa
Revenire : incalzire 550-560̊C
racire: ulei 15 24 6,3
Utilaje, S.D.V -uri:
 masina de frezat de scularie FS 355×1250
 freza cilindrico -frontala Ø40,cu coada si 6 dinti/otel rapid R p5
 subler cu tija 200/0,05 mm

Nt piesa=116,46 min

5.

RECTIFICARE
CILINDRICA
EXTERIOARA
– Prindere si centrare intre
varfuri
– Rectificare cilindrica
exterioara Ø30h6(0
-0,012)
– Autocontrol
– Desprindere piesa

0,35

t=0,02
mm/cursa
dubla 18
curse
duble
(treceri)

sl=20
mm/rot
st=0,02
mm/cursa
dubla

vdisc=1922
m/min
vl=2,5
m/min

ndisc=2040
rot/min
npiesa=125
rot/min Nt=11,88
138
Ø30(0
-0,012) 1,6
Utilaje, S.D.V -uri:
 masina de rectificat rotund exterior -interior W.M.W.
170×450
 piatra cilindrica (disc)Ø300×40/material E/duritate K
 micrometru de exterior 25 -50/0,01 mm
 trusa monstre rugozitate

52

6. EXECUTIE MATRITA MULTICUIB PENTRU
INJECTAT SFERE Ø24

Matrita multicuib pentru injectat repere din mase plastice
Nr. desen: TCM -02

Semimatrita inferioara
Nr. desen : TCM -04

Semimatrita superioara
Nr. desen: TCM -05

Tija aruncatoare
Nr. desen : TCM -07

57

7. TESTAREA MATRITEI PE MASINA DE INJECTAT
"EXECUTIE PIESE DE PROBA/ SFERE Ø24 "

Granule polietilena

Defecte retea injectare: formarea de bavura

Defecte la injectare repere: injectare incompleta

Repere injectate plastic -culee injectare
Nr. desen : TCM -02

Repere injectate

Semisfera 1 Semisfera 2
Sfera Ø24

8. CONCLUZII

Prezenta lucrare din domeniul ingineriei mecanice, se inscrie in directiile actuale ale
invatamantului tehnic superior, iar pentru un tanar absolvent reprezinta prima lucrare in
care cunostintele teoretice sunt transpuse in produs, ver ificat practic si testat.
Astfel , pornind de la justificarea necesitatii dezvoltarii acestui proiect “proiectare si
executie matrita multicuib pentru injectat repere din mase plastice” si pana la etapa finala
de realizare si verificare, au fost parcurse c apitole importante precum:
 Notiuni de baza privind proiectarea matritelor pentru injectat repere din materiale
termoplastice.
 Proiect de executie a matritei multicuib, pornind de la desenul de executie al
reperului/piesei.
 Proiectarea procesului teh nologic de prelucrare prin aschiere pentru o componenta
a matritei „tija aruncatoare”.
 Etapa de executie fizica a matritei, care s -a desfasurat intr -o fabrica de SDV -uri
avand dotarea corespunzatoare.
 Testarea matritei intr -o fabrica de mase plastice, pe o masina de injectie orizontala
cu actionare hidraulica , fabricatia din granule de polietilena si polipropilena a unui lot de
piese, sfere 24.
Pentru un absolvent al sectiei T.C.M., s -a acordat suficienta atentie capitolului de
proiectare a tehnologie i de fabrcatie ca unicat a reperului „tija aruncatoare”. Astfel , am
stabilit semifabricatul de tip bara laminata, adaosurile de prelucrare, elementele
regimurilor de aschiere, norma tehnica de timp necesara fabricatiei reperului si s -au
elaborat planuri de operatii tehnologice.
Lucrarea in ansamblu cuprinde 65 pagini scrise si desenate din care:
– 9 figuri explicative;
– 1 desen de executie format A2;
– 2 desen de executie format A3;
– 4 desen de executie format A4;
– 5 planuri de operatii tehnologice;
– 11 fotografii cu repere/piese, subcomponente si ansamblu fizic matrita

In concluzie , consideram ca pentru un tanar absolvent in domeniul ingineriei
mecanice cu specializare in tehnologia constructiilor de masini, prezenta lucrare cu
finalizare practica si -a atins scopu l.

 Matrita de injectat realizata fizic impreuna cu reperele de proba, vor ramane in
dotarea Facultatii de Mecanica si poate reprezenta un material didactic pentru viitoarele
generatii de studenti.

64

9. B I B L I O G R A F I E

1 Mircea Ionescu
Muscel Ianculescu,
s.a Proiectarea matritelor pentru produse injectate din materiale
plastice, Ed.Tehnica, Bucuresti, 1987.

2 Constantin Ciocardia,
s.a. Tehnologia pre sarii la rece, Ed.Didactica si P edagog ica,
Bucuresti, 1991.

3 Alexandru Chisiu, s.a. Organe de masini, Ed.Didactica si Pedagogica, Bucuresti, 1981.

4 Aurel Nanu Tehnologia materialelor, Ed.Didactica si Pedagogica, B ucuresti,
1983 .

5 Paul Precupetu, s.a. Desen tehnic industrial pentru con structi a de masini, Ed.Tehnica,
Bucuresti, 1982.

6 Dumitru Dragu, s.a. Tolerante si masuratori tehnice, Ed.Didactica si Pedagogica,
Bucuresti, 1980.

7 Ioan Draghici, s.a. Indrumar de proiectare in constructia de masini, Vol.I si Vol. II,
Ed. Tehnica, B ucuresti, 1980, 1982.

8 Aurelian Vlase, s.a. Regimuri de aschiere, adaosuri de prelucrare si norme tehnic e de
timp, Vol.I si Vol.II, Ed.T ehnica, Bucuresti, 1984 si 1985.

9 Constantin Pico s, s.a. Normarea tehnica pentru prelucrari prin aschiere, Vol.I si Vol.II,
Ed.Tehnica, Bucuresti, 1979, 1982.

10 Mihai Aelenei, Ion
Gheghea Probleme de masini unelte si aschiere, Vol.I si Vol .II, Ed.Tehnica,
Bucuresti, 1985 .

11 Stefan Mantea, Titi
Dulamita Teori a si practica Tratamentelor T ermice, Bucuresti, 1966.

12 Sever Sontea Tratamente termice, R eprografia Universitatii din Craiova, 1982 .

13 Serban Domsa, Zeno
Miron Indrumar pentru utilizarea fontelor, otelurilor si aliajelor
neferoase; Ed.Tehnica , Bucuresti, 1985.

14 Costica Atanasiu, s.a. Incercarea mat erialelor, Vol.I si Vol.II, Ed.Tehnica, Bucuresti,
1982.

15 Institutul Roman de
Standardizare (I.R.S.) Scule aschietoare si portscule pentru prelucrarea metalelor, Vol.I
si Vol.II, Colectia STAS, Ed.Tehnica, Bucuresti, 1987; 1988.

16 www.mase -plastice. ro

65