Rezumat ………………………….. ………………………….. ………………………….. …………………………….. [625106]

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 1
Cuprins
Rezumat ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………. 2
Abstract ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……….. 3
Cap.1. Ambutisarea r eperelor de formă complexă ………………………….. ………………………….. ……… 5
1.1. Particularități tehnologice ale ambutisării tablelor subțiri ………………………….. ………………. 5
1.2. Construcția matrițelor utilizate pentru ambutisarea reperelor de formă complexă ………… 11
Cap.2. Analiza tehnologică a reperului „Aripă față” ………………………….. ………………………….. …. 15
ITINERAR TEHNOLOGIC ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……… 18
Cap.3. Simularea operației de ambutisare a reperului „Aripă față” ………………………….. ………….. 20
3.1. Proiectarea suprafeței de lucru a plăcii de ambutisare ………………………….. ………………….. 21
3.2. Dimensionarea semifabricatului plan ………………………….. ………………………….. ……………. 24
3.3. Simularea deformării gravitaționale a semifabricatului la așezarea în matriță ……………… 29
3.4. Simularea operației de ambu tisare ………………………….. ………………………….. ………………… 37
Cap.4. Construcția și funcționarea matriței ………………………….. ………………………….. ………………. 50
Cap.5. Memoriu justificativ de calcul ………………………….. ………………………….. ……………………… 53
5.1. Alegerea presei pe care se va realiza ambutisarea reperului „Aripă față” ……………………. 53
5.2. Calculul de rezistență al bolțurilor de ridicare ………………………….. …………………………. 55
5.3. Normarea tehnică și costul manoperei la operația de ambutisare ………………………….. …… 57
Cap.6. Recomandări de exploatare a matriței ………………………….. ………………………….. …………… 60
Cap.7. Tehnologia de prelucrare mecanică a reperului „Adaos” ………………………….. ……………… 63
7.1. Itinerarul tehnologic al repe rului „Adaos” ………………………….. ………………………….. ……… 63
ITINERAR TEHNOLOGIC ………………………….. ………………………….. ………………………….. ….. 63
de prelucrare mecanică a reperului „Adaos” ………………………….. ………………………….. ………… 63
7.2. Adaosuri și dimensiuni intermediare ………………………….. ………………………….. …………….. 66
7.3. Regimuri de așchiere pentru operația 2 – Frezare ………………………….. ……………………….. 77
7.4. Normarea tehnică și costul manoperei la operația 2 – Frezare ………………………….. ………. 83
8. Concluzii ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. … 87
Bibliografie ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. … 89

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 2
Rezumat
Principalul obiectiv al lucrării co nstă în elaborarea tehnologiei de presare la rece a unei
aripi de automobil și proiectarea asistată de calculator a matriței pe care se ambutisează acest
reper.
Primul capitol cuprinde un studiu bibliografic referitor la ambutisarea pieselor de formă
compl exă. Sunt evidențiate particularitățile acestui proces de deformare la rece, precum și
caracteristicile constructive ale matrițelor utilizate pentru ambutisarea elementelor de caroserie.
Capitolul 2 prezintă itinerarul tehnologic al reperului „Aripă față”. Succesiunea
operațiilor a fost stabilită în maniera specifică producției de serie mare, ținând cont de dotarea
firmelor specializate în producția de automobile.
Capitolul 3 este consacrat simulării procesului de ambutisare a reperului „Aripă față”.
Expun erea tratează următoarele aspecte: proiectarea suprafeței de lucru a plăcii active,
dimensionarea semifabricatului, analiza deformării gravitaționale a semifabricatului la
amplasarea în matriță și, în final, simularea operației de ambutisare.
Pe baza infor mațiilor furnizate de simularea numerică, în capitolul 4 este elaborat
proiectul matriței de ambutisare a reperului „Aripă față”. Pentru realizarea modelului geometric
3D a fost utilizat programul SolidWorks. Documentația tehnică 2D a fost generată cu ajut orul
programului AutoCAD.
Capitolul 5 conține un memoriu justificativ de calcul (alegerea utilajului de presare,
calcule de rezistență, respectiv normarea și costul manoperei la operația de ambutisare).
Capitolul 6 cuprinde recomandări de exploatare și înt reținere a matriței. Sunt detaliate
operațiile de instalare și reglaj pe presă, precum și regulile de protecție a muncii.
Capitolul 7 este consacrat elaborării tehnologiei de prelucrare mecanică a unui reper din
construcția matriței. Itinerarul tehnologic este structurat în maniera specifică producției de serie
mică. Documentația elaborată cuprinde: calcule de adaosuri și dimensiuni intermediare, stabilirea
regimurilor de așchiere, normarea și costul manoperei pentru o operație de frezare din itinerarul
tehnologic.
Capitolul final cuprinde o serie de concluzii și evidențiază cele mai importante contribuții
ale autoarei.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 3
Abstract
The main objective of the graduation thesis consists in the elaboration of the cold forming
technology for an automobile fender and the computer -aided design of the die used for drawing
this part.
The first chapter contains a bibliographic study referring to the deep -drawing of irregular
parts. The specific aspects of this cold forming procedure as well as the constructive
characteris tics of the dies used for manufacturing car body panels are emphasized.
Chapter 2 presents the technological flowchart of the “Front fender” part. The sequence
of the forming operations has been established in the manner specific to the large -batch
product ion, taking into account the technical capabilities of the automotive companies.
Chapter 3 is devoted to the numerical simulation of the deep -drawing process of “Front
fender” part. The presentation deals with the following aspects: establishing the config uration of
the drawing die surface, dimensioning the blank, analysing the gravitational deflection of the
blank when laid on the die surface, and, finally, simulating the deep -drawing operation.
On the basis of the information provided by the numerical simulation, the constructive
design of the drawing die used for manufacturing the “Front fender” part is developed in Chapter
4. The SolidWorks programme has been used for elaborating the 3D model of the die. The 2D
documentation has been generated with Au toCAD.
Chapter 5 contains engineering calculations (selection of the pressing equipment, strength
calculations, as well as the evaluation of the time and work consumption associated to the deep –
drawing operation).
Some recommendations referring to the expl oitation and maintenance of the deep –
drawing die are formulated in Chapter 6. The operations performed during the press instalment
are detailed together with the work safety regulations.
The manufacturing technology of a die component is elaborated in Chap ter 7. The
sequence of cutting operations has been established in the manner specific to the small -batch
production. The technological documentation contains: calculation of the allowances and the
intermediate dimensions of the part, selection of the tools and cutting parameters, as well as the
evaluation of the time and work consumption associated to a milling operation.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 4
The final chapter contains a series of conclusions and emphasizes the most significant
contributions of the author.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 5
Cap. 1. Ambutisarea reperelor de formă complexă
1.1. Particularități tehnologice ale ambutisării tablelor subțiri

Ambutisarea este un procedeu de deformare plastică a tablelor care urmărește aducerea
unui semifabricat plan la o formă cavă sau adâncirea unui semifabricat aflat deja într -o formă
cavă [Bol2004, Doe2007, Hec1981 b, Ica1983, Ili1977, Paq1987, Rom1970, Ros1987, Sch1998,
Smi1990, Suc2006 , Tap1985, Teo1977, Tsc2006]. În cele mai multe cazuri , ambutisarea nu
caută să modifice intenționat grosimea semifabricatelor. Acest fenomen (îngroșare sau subțiere
locală a tablei ) apare ca efect secundar al deformațiilor de suprafață.
Ambutisarea se realizează în matriț e, ale căr or principale componente sunt poansonul și
placa activă (fig. 1.1). Pe durata procesului de tragere a semifabricatului în alezajul plăcii, zona
de flanșă este supusă unor solicitări de tracțiune radială și compresiune circumferențială (fig.
1.2). Efectul acestei stări de tensiuni este tendința de formare a cut elor. Pentru prevenirea acestui
fenomen, matrița este echipată cu un element de reținere (fig. 1.1). Acesta exercită o apăsare
asupra flanșei, menținând -o în contact cu suprafața plăcii active. Forța de apăsare (numită și forță
de reținere ) trebuie să fie suficient de mare pentru a preveni apariția cutelor, dar nu trebuie să
depășească anumite valori. Deși zona de flanșă a semifabricatului este lubrifiată înainte de
așezarea acestuia în matriță, tragerea spre alezajul plăcii trebuie să învingă frecări. Atun ci când
forța de reținere devine prea mare, frecările pot împiedica tragerea în așa măsură încât peretele
deja format al piesei se rupe. În cazul matrițelor de construcție simplă, forța de reținere este
aplicată prin intermediul unor arcuri (de tip elicoid al, taler , discuri poliuretanice etc.). În cazul
ambutisării reperelor adânci pe prese cu simplă acțiune, reținerea poate fi exercitată de perna
hidraulică (sau pneumatică) a utilajului (fig. 1. 3). Dacă ambutisarea se realizează pe o presă cu
dublă acțiune , elementul de reținere este acționat de berbecul exterior al utilajului (fig. 1. 4).

Fig. 1.1. Schema de principiu a unei operații de ambutisare [ Sch1998 ]

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 6

Fig. 1. 2. Stări de solicitare caracteristice pentru diverse regiuni
ale unei piese ambutisate [Sch1998 ]

Fig. 1.3. Stadiile procesului de ambutisare pe o presă cu simplă acțiune: 1 – alimentarea cu
semifabricat a matriței deschise; 2 – realizarea reținerii zonei de flanșă a semifabricatului;
3 – realizarea piesei complete; 4 – evacuarea piesei din matriță [Sch1998]

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 7

Fig. 1.4. Stadiile procesului de ambutisare pe o presă cu dublă acțiune: 1 – alimentarea cu
semifabricat a matriței deschise; 2 – realizarea reținerii zonei de flanșă a semifabricatului;
3 – realizarea piesei complete; 4 – evacuarea pie sei din matriță [Sch1998]

Majoritatea reperelor ambutisabile din structura caroseriilor de automobil se execută pe
prese cu simplă sau dublă acțiune [Ica1983]. După cu m se observă în figurile 1. 5 – 1.6, structura
utilajului dictează construcția matriței. În cazul matrițelor instalate pe prese cu simplă acțiune
(fig. 1. 5), placa activă este amplasată în pachetul superior urmând a fi atașată berbecului.
Poansonul este fixat pe o placă de bază și, împreună cu aceasta, se așează pe masa presei. Placa

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 8
de bază e ste prevăzută cu alezaje de trecere pentru tijele pernei hidraulice. Acest ultim element
se află sub masa presei. Tijele servesc la acționarea elementului de reținere al matriței care
strânge semifabricatul pe suprafața corespondentă a plăcii active.

Fig. 1.5. Construcția matrițelor care lucrează pe prese cu simplă acțiune [Sch1998]

Fig. 1. 6. Construcția matrițelor care lucrează pe prese cu dublă acțiune [Sch1998]

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 9
Presele cu dublă acțiune sunt echipate cu doi berbeci. Din această cauză, amplasamentul
elementelor active ale matriței este inversat față de situația anterioară (fig. 1. 6). Propriu -zis,
pachetul superior este format din poanson (atașat berbecului interior) și element de reținere
(atașat berbecului exterior), pe masa presei urmând a fi așezată placa activă.
Controlul curgerii semifabricatului înspre focarul de deformare este un aspect tehnologic
foarte important la ambutisarea pieselor complexe . Pentru realizarea controlului pot fi utilizate
următoarele metode [Doe2007, Ica1983, Ili1977, Sch199 8, Smi1990 ]:
 Mărirea forței de reținere
Acest procedeu este foarte răspândit, însă în cele mai multe cazuri nu este satisfăcător,
deoarece frânarea este aceeași pe tot conturul zonei de flanșă , în zonele de racordare ale
piesei existând pericolul ruperii.
 Mărirea lățimii flanșei (prevederea unui adaos tehnologic suplimentar)
Acest procedeu nu este recomandat decât în cazuri de strictă necesitate, deoarece conduce
la un consum excesiv de material.
 Utilizarea nervurilor de frânare și/sau a pragurilor de rețin ere (fig. 1. 7)
Acest procede u dă cele mai bune rezultate în cazul ambutisării, fiindcă asigură obținerea
unor piese de bună calitate, fără cute, în condițiile unui consum minim de material. Spre
deosebire de nervuri, al căror efect constă în reducerea vite zei de deplasare a
semifabricatului, pragurile sunt obstacole care determină un blocaj complet al tragerii
înspre focarul de deformare.

Fig. 1. 7. Utilizarea nervurilor de frânare și a pragurilor de reținere pentru controlul
tragerii semifabricatului înspre focarul de deformare al matriței [Doe2007]

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 10

Dispunerea nervurilor trebuie să asigure uniformizare a solicitărilor pe contur ul zonei de
flanșă , în special pentru eforturile de întindere radială. La proiectarea matrițelor de ambutisare,
numărul și ampl asamentul nervurilor de frânare se indică în general orientativ, urmând ca
definitivarea lor să se facă în timpul probelor de punere în funcțiune efectuate de producător . De
regulă, în zonele de racordare ale pereților piesei nu se prevăd nervuri de frâna re. Traseul
acestora trebuie să înceapă din afara racordării, cu un unghi la centru de minim 10ș (fig. 1. 8).
Fac excepție de la regula prezentată anterior piesele cu o formă foarte rotunjită și cu raze de
racordare mari. În cazul acestora, nervurile se po t întinde pe tot conturul [ Doe2007, Ica1983,
Ili1977, Sch1998, Smi1990 ].

Fig. 1. 8. Amplasamentul nervurilor de frânare [Doe2007]

Montarea nervurilor în placa activă sau în elementul de reținere este adesea determinată
de forma piesei și intensitatea dor ită a reținerii. Montarea nervurilor pe elementul de reținere
asigură un control mai eficient al curgerii materialului înspre focarul de deformare [Ica1983]. În
general, se recomandă ca nervurile să fie montate în pachetul inferior al matriței, iar canalul
nervurii să se execute în pachetul superior. Motivele pentru care se recomandă acest montaj sunt
următoarele:
 Poziția de ajustare cu scule abrazive portabile a nervurii este mai comodă ;
 Canalul nervurii fiind în pachetul superior, nu există riscul umple rii sale cu l ubrifianți
semisolizi, praf sau resturi de semifabricat pe durata procesului de ambutisare.
Dimensiunile și poziția nervurilor de frânare în raport cu raza de ambutisare pot diferi în funcție
de practicile diferiților producători de matrițe. Pentru echilibrarea curgerii materialului, este

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 11
necesar a se asigura un joc constant pe toată suprafața de lucru a elementelor active, precum și în
zona nervurii de frânare.

1.2. Construcția matrițelor utilizate pentru ambutisarea reperelor de formă
complexă

Piesele de caroserie au în general dimensiuni mari și forme relativ complexe. Din această
cauză, matr ițele utilizate pentru ambutisarea unor astfel de repere au la rândul lor un gabarit
mare. De asemenea, și forțele tehnologice (forța de presare, respectiv forța de reținere) sunt mari
și au în multe cazuri o repartiție asimetrică . În aceste condiții , cent rarea reciprocă a elementelor
matriței prin coloane este adeseori insuficient de rigidă. Schema constructivă din figura 1. 9
precum și fotografiile din figura 1. 10 ilustrează soluți i de centrare mixtă, prin intermediul
coloanelor de ghidare combinate cu plă ci de uzură [Doe2007, Hec1981 b, Ica1983, Smi1990].

Fig. 1. 9. Centrarea elementelor unei matrițe prin intermediul
coloanelor și al plăcilor de uzură [Doe2007]

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 12

Fig. 1. 10. Matriț e dotat e cu elemente de centrare de tipul coloanelor și al plăcilor de uzură
(http://www.montanamg.ro)
Datorită gabarit ului mare și formei complexe, elementele active ale matrițelor destinate
ambutisării reperelor de caroserie se realizează prin turnare [Doe2007, Hec1981 b, Ica1983,
Smi1990 ]. Această particularitate a tehnologiei de execuție permite obținerea unor structuri de
tip casetat, care asigură o rigiditate mare , în condițiile unei greutăți minime. Întrucât matrițele
sunt realizate în regim de unicat, pentru turnarea lor se utilizează frecvent modele gazeificabile
confecționate din polistiren (fig. 1. 11). Această tehnologie se distinge prin următoarele avantaje
[Sch1998]:
 Întrucât polistirenul este evaporat de aliajul turnat în stare lichidă, se elimină toate
problemele pe care le creează extragerea modelului din formă (de exemplu, nu mai este
necesară o atenție deosebită la stabilirea suprafețelor de separare, prevederea unor
înclinări speciale și racordări ale pereților verticali etc.).
 Modelele de polistire n pot avea forme deosebit de complexe și pereți mai subțiri decât
modelele clasice confecționate din lemn sau alt material.
 Precizia și calitatea reperelor este superioară celor realizabile prin procedeele comune de
turnare.
 Densitatea redusă a polistirenu lui (20 kg/m3) ușurează manevrarea modelelor fără
asistență din partea unor utilaje de forță.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 13

Fig. 1. 11. Model de polistiren utilizat pentru turn area unei plăci active de ambutisare
(http://www.montanamg.ro)
Materialele din care urmează a fi executate elementele active ale matrițelor destinate
ambutisării pieselor complexe se aleg în funcție de:
 mărimea seriei de fabricație ;
 complexitatea piesei ;
 calitatea materialului care urmează a fi ambutisat.
Pentru serii care depășesc 25 – 30000 buc./an, se folo sesc următoarele materiale [Ica1983]:
a) Placa activă și elementul de reținere : Fontă aliată cu structură perlitică având compoziția:
carbon 2.8 -3.2 %; mangan 0.5 -1.0 %; siliciu 0.7 -1.5 %; molibden 1.0 -1.1 %; nichel 3 % ; fosfor
0.08 %. Duritatea după turn are HB 302 -363, iar după tratament termic cu flacără HB ≥ 500.
Această fontă nu este standardizată în România. Echivalentul său este fonta Ft30Sp (normativ
AFNOR). Ca înlocuitor cu bune rezultate este fonta FcX 350, STAS 8541 -86, cu tratament de
suprafață prin curenți de înaltă frecvență sau cu flacără și asigurarea durității după tratament
termic HB ≥ 415.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 14
b) Poansonul : Fontă aliată cu structură perlitică având compoziția: carbon 2.8 -3.2 %; mangan
0.5-1.0 %; siliciu 0.7 -1.5 %; fosfor 0.1 %; sulf 0.12 %. Du ritatea HB 217 -269 înainte de
tratament termic. Ca înlocuitor este FcX 350, STAS 8541 -86, cu respectarea durității după
tratament termic superficial HB ≥ 415. De asemenea, poansonul se poate realiza și din oțel uri
nealiate de turnare (SR EN 10293:2005 ).

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 15
Cap. 2. Analiza tehnologică a reperului „Aripă față”

Reperul „Aripă față” (fig. 2.1) este o componentă exterioară a caroseriei unui automobil
Audi A3. Documentația tehnică prevede execuția sa din tablă DC04 (SR EN 10130:2007) cu
grosimea nominală de 0,8 mm. Tabelele 2.1 și 2.2 prezintă proprietățile acestui material. Din
punct de vedere al compoziției, tabla DC04 este un oțel carbon de calitate. Datorită conținutului
redus de carbon (0,08%), tabla DC04 are limita de curgere rel ativ scăzută și alungirea totală
mare (tab. 2.2). Aceste caracteristici mecanice garantează o comportare foarte bună a
materialului în condițiile deformării la rece. Valorile minim garantate ale coeficientului de
anizotropie r 90 și indicelui de ecruisare n 90 sunt concordante cu afirmația anterioară. Se poate
așadar considera că alegerea materialului corespunde itinerarului tehnologic pe care îl va urma
reperul. Principala operație din acest itinerar va fi ambutisarea. Prin proprietățile sale, tabla
DC04 est e un semifabricat ideal pentru acest tip de prelucrări.

Fig. 2.1. Configurația reperului „Aripă față”

Tab. 2.1. Compoziția chimică a semifabricatelor de tablă DC04 (valori extrase din normativul SR
EN 10130:2007)

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 16
Carbon Mangan Fosfor Sulf Fier
0,08% 0,40% max. 0,03% max. 0,03% Restul până la 100%
Tab. 2.2. Proprietăți mecanice ale semifabricatelor de tablă DC04 (valori extrase din normativul
SR EN 10130:2007)
Limita
de curgere
Rp0,2 Rezistența
la rupere
Rm Alungirea
totală
A80 Coeficientul
de anizotropie
r90 Indicele
de ecruisare
n90
max. 210 N/mm2 min. 270 N/mm2
max. 350 N/mm2 min. 38% min. 1,6 min. 0,18

O cerință de calitate specifică ambutisării elementelor de caroserie se referă la întinderea
materialului. Succesul acestei operații este condiționat de existența unei subțieri plastice de cel
puțin 2% pe toată suprafața reperului [ETA2008a]. În lipsa unei asemenea deformări, piesa
ambutisată rămâne insuficient de rigidă. Mai mult, după extragerea din matriță, revenirile sale
elastice pot f i exagerat de mari. Rezistența mecanică insuficientă și precizia necorespunzătoare
au consecințe nefavorabile asupra funcționalității reperului. Acesta va ceda cu ușurință la apăsări,
iar în cazul unor solicitări mai serioase poate prezenta deformații rema nente. Impreciziile
datorate revenirilor elastice au drept efect dificultatea poziționării și fixării reperului în
ansamblul din care face parte, precum și carențe estetice ale caroseriei.
Datorită ariei importante a reperului „Aripă față”, controlul defor mării este posibil numai
dacă matrița de ambutisare este prevăzută cu nervuri de frânare [Doe2007, Ica1983, Ili1977,
Rom1970, Ros1987, Smi1990, Suc2006, Tap1985, Teo1977, Tsc2006]. Acestea se vor amplasa
de jur împrejurul conturului exterior al piesei fini te, în vecinătatea zonei de racordare de la
intrarea plăcii active. Nervurile au ca principală funcție crearea unei solicitări de întindere
suplimentare a tablei. Astfel va fi prevenită formarea cutelor prin acumulare necontrolată de
material în anumite zo ne. De asemenea, este uniformizată deformarea plastică a semifabricatului.
Prezența nervurilor impune prevederea unui adaos tehnologic suplimentar pe tot conturul
piesei finite. Acest surplus de material va fi îndepărtat printr -o operație de tundere. Dator ită
complexității conturului de decupare, precum și a exigențelor de productivitate a fabricației,
tunderea trebuie realizată pe o ștanță.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 17
După tunderea adaosului marginal, reperul „Aripă față” este bordurat cu ajutorul unei
role conduse de brațul unui rob ot. Controlul este ultima operație din itinerarul tehnologic al
piesei. Având în vedere forma reperului „Aripă față”, verificarea se realizează cu ajutorul unui
dispozitiv special dotat cu cepuri de sprijin. Amplasamentul acestora definește poziția de fixa re a
reperului pe structura automobilului. În general, controlul presupune măsurarea pozițiilor unui
set de puncte repartizate pe acele zone ale suprafeței care sunt definitorii pentru cerințele de
funcționalitate și de aspect. Dat fiind faptul că, în majo ritatea firmelor producătoare de
automobile, deservirea liniilor tehnologice este asigurată de roboți, verificările dimensionale sunt
de asemenea automatizate, iar rezultatele sunt păstrate într -o bază de date. Printr -o astfel de
măsură devine posibilă urm ărirea mai eficientă a calității produselor și detectarea rapidă a
cauzelor de rebutare (de exemplu, uzura matrițelor, dereglări ale utilajelor de presare etc.).
În ceea ce urmează va fi prezentat itinerarul tehnologic parcurs de reperul prezentat în
figur a 2.1. Se impune o precizare legată de prima operație și anume, debitarea semifabricatului
plan. În cazul reperelor de complexitate ridicată, de tipul celui prezentat în figura 2.1, necesitatea
prevederii unor adaosuri marginale importante îi determină pe fabricanți să procedeze la
simplificări ale conturului de debitare. De regulă, se caută utilizarea unor semifabricate
dreptunghiulare sau trapezoidale, care pot fi obținute pe echipamente universale de tipul
foarfecilor -ghilotină [Doe2007, ETA2008a, Ica198 3, Smi1990, Suc2006, Tsc2006]. Pe
ansamblu, pierderile de material sub formă de deșeu sunt compensate de avantajul reducerii
cheltuielilor legate de execuția și întreținerea unor ștanțe de decupare.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 18
ITINERAR TEHNOLOGIC
pentru prelucrarea prin presare a reperului „Aripă față”
– material: tablă DC04 (0,8 mm grosime)
– program de fabricație: 1000 buc. / zi

1. Debitare
Utilaj: Foarfece -ghilotină FG 825

Direcția laminării tablei

2. Ambutisare
Utilaj: Presă cu dublă acțiune PKnVT 800/VI TS (5000 kN – forță nominală la berbecul
interior, 3150 kN – forță nominală la berbecul exterior, 16 cd/min la mers în gol)
Scule: Matriță de ambutisare

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 19
3. Tundere
Utilaj: Presă cu manivelă K3542 (16000 kN, 16 cd/min)
Scule: Ștanță de tundere

4. Bordura re
Utilaj: Braț robotizat
Scule: Rolă și suport pentru așezarea piesei

5. Control tehnic final
Utilaj: Dispozitiv de poziționare cu cepuri; sistem de măsurare în coordonate

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 20

Cap. 3. Simularea operației de ambutisare a reperului „Aripă față”

După cum s -a menționat în capitolul 2, problemele tehnologice pe care le ridică
ambutisarea reperului „Aripă față” sunt cauzate în primul rând de necesitatea întinderii
materialului, precum și de controlul deplasării acestuia înspre focarul de deformare al plă cii
active. Respectarea cerințelor de mai sus este posibilă numai prin utilizarea nervurilor de frânare.
Din punctul de vedere al inginerului tehnolog, stabilirea geometriei acestor elemente de control
și a efectelor de reținere asociate nu este deloc simp lă. Literatura de specialitate [Doe2007,
Hec1981b, Ica1983, Ili1977, Rom1970, Ros1987, Sch1998, Smi1990, Suc2006, Tap1985,
Teo1977, Tsc2006] oferă doar indicații de ordin general cu privire la forma și amplasamentul
nervurilor de frânare. Recurgerea la sim ularea numerică a operațiilor de ambutisare se justifică
tocmai prin posibilitatea de a compensa prin calcul lipsa informațiilor.
La ora actuală, DYNAFORM [ETA2008a, ETA2008b, ETA2008c] este unul dintre
programele cel mai frecvent utilizate în domeniul ana lizei cu elemente finite a proceselor de
deformare a tablelor (îndoire, ambutisare, hidroformare etc.). Dintre facilitățile furnizate de acest
program, cele mai importante sunt următoarele:
 importul modelelor geometrice ale produselor finite și/sau sculelo r elaborate cu ajutorul celor
mai uzuale programe de proiectare (CATIA, SolidWorks, SolidEdge etc.);
 posibilitatea de a construi rapid modelele suprafețelor active ale sculelor (poanson, placă de
ambutisare, element de reținere etc.) ca echidistante la sup rafața reperului finit (atunci când
modelul geometric al respectivelor scule nu este disponibil);
 asistență în faza stabilirii formei și dimensiunilor semifabricatului;
 discretizarea automată a semifabricatului și sculelor;
 simularea unei largi diversități de procese tehnologice (deformare pe prese cu simplă, dublă
sau triplă acțiune);
 posibilitatea analizei unei succesiuni de prelucrări pe care le parcurge semifabricatul prin
facilitățile de continuare a calculelor;
 poziționarea automată a semifabricatului în raport cu sculele;

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 21
 utilizarea unor modele de plasticitate care țin cont de anizotropia tablelor obținute prin
laminare la rece (modele Hill 1948, Barlat 1989, Barlat 2000 etc.);
 existența unei biblioteci cu proprietăți de material pentru sortimentele d e tablă cel mai
frecvent utilizate în industrie;
 modelarea contactului cu frecare dintre semifabricat și scule;
 existența unor modele performante pentru nervuri de frânare;
 asistență din partea unui postprocesor care oferă reprezentări grafice detaliate al e rezultatelor
simulării (distribuția grosimii piesei, analiza riscului de rupere, cutare, precum și a stării de
întindere a materialului, variația forței de presare etc.).
Avantajele sus -menționate, precum și faptul că Laboratorul de Tehnologia Presării l a Rece de la
Catedra T.C.M. deține o licență DYNAFORM, au determinat alegerea acestui program pentru
simularea operației de ambutisare a reperului „Aripă față”.

3.1. Proiectarea suprafeței de lucru a plăcii de ambutisare

Informația inițială de care dispune tehnologul implicat în proiectarea sculelor de
deformare constă în:
 geometria reperului a cărui execuție este preconizată;
 caracteristici mecanice ale materialului din care urmează a fi realizat reperul;
 estimări ale seriei de fabricație;
 date refe ritoare la parcul de utilaje al firmei unde se vor derula etapele procesului tehnologic.
În cazul reperelor de formă complexă din structura caroseriilor de automobil, descrierea
geometrică este rareori furnizată prin desene de execuție. La ora actuală, se utilizează aproape
exclusiv reprezentările CAD. Acestea sunt, la rândul lor, generate prin scanare 3D, pornind de la
modele fizice elaborate de un personal specializat [Doe2007, Ica1983, Sch1998, Smi1990].
Reperul „Aripă față”, a cărui tehnologie de execuț ie face obiectul prezentului studiu, nu se
sustrage normelor sus -menționate. Descrierea sa geometrică a fost stocată într -un fișier de tip
IGES (fig. 2.1), obținut prin scanarea suprafeței unui model fizic (suprafața generată de placa
activă, în cazul ambu tisării pe o presă cu dublă acțiune).

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 22
Se impun câteva precizări în privința caracteristicilor mecanice ale materialului din care
urmează a fi executat reperul. Parametrii din tabelul 2.2 (limita de curgere, rezistența la rupere,
alungirea totală etc.) nu s unt relevanți pentru simularea unor procese de deformare a tablelor.
Modelul constitutiv implementat în programul DYNAFORM este de tip elastoplastic anizotrop
[ETA2008b]. Acest model descrie comportamentul elastic al tablei printr -o lege de tip Hooke, în
a cărei structură intervin două constante de material: modulul lui Young ( E) și coeficientul lui
Poisson ( ν). Comportamentul plastic primește o descriere mai complexă, bazată pe două
elemente definitorii: criteriul de plasticitate și legea de ecruisare. Pro gramul DYNAFORM oferă
libertatea alegerii între mai multe criterii de plasticitate. Dintre acestea, cel mai frecvent utilizate
în aplicații sunt modelele Hill 1948 și Barlat 1989. Experiența majorității celor care se ocupă de
simularea proceselor de deform are a tablelor a demonstrat superioritatea criteriului de plasticitate
Barlat 1989 [ETA2008a, ETA2008b]. Iată de ce, toate simulările numerice efectuate pe parcursul
prezentului studiu au recurs la acest model. În structura criteriului de plasticitate Barl at 1989
intervin trei constante de material și anume, coeficienții de anizotropie plastică r0, r45 și r90.
Programul DYNAFORM este la fel de flexibil și în privința alegerii legilor de ecruisare.
Utilizatorul are posibilitatea să opteze între modelele Swif t, Voce și o descriere tabelară a curbei
de ecruisare [ETA2008b]. Simulările numerice efectuate pe parcursul prezentului studiu au făcut
uz de modelul Swift, întrucât experiența altor utilizatori și documentația programului
DYNAFORM recomandă adoptarea ace stuia în cazul oțelurilor carbon [ETA2008a, ETA2008b].
În structura legii lui Swift intervin trei constante de material: modulul plastic de rigiditate ( K),
predeformarea plastică ( a) și exponentul ecruisării ( n).
Pentru cazul semifabricatelor de tablă DC04 cu grosimea nominală de 0,8 mm, biblioteca
de materiale a programului DYNAFORM furnizează următoarele valori ale caracteristicilor
mecanice:
 modulul lui Young: E = 2,07.105 N/mm2;
 coeficientul lui Poisson: ν = 0,28;
 coeficienții de anizotropie plastică: r0 = 2,582; r45 = 1,921; r90 = 2,193;
 modulul plastic de rigiditate: K = 530,7 N/mm2;
 predeformarea plastică: a = 0,0045;
 exponentul ecruisării: n = 0,231.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 23
Configurația reperului „Aripă față” definește în mare parte forma suprafeței de lucru a
plăcii active . În prima fază este necesară dezdoirea marginii bordurate a modelului geometric din
figura 2.1. După realizarea acestei operații (fig. 3.1.a), trebuie generată zona de strângere pe
elementul de reținere al matriței (fig. 3.1.b). Etapa finală constă în rac ordarea conturului dezdoit
la zona de reținere (fig. 3.1.c).
Înainte de a trece la modelarea efectivă a plăcii active este necesară orientarea corectă a
reperului ambutisat în raport cu direcția de mișcare a elementelor care compun matrița. În acest
scop, programul DYNAFORM furnizează asistență prin intermediul unui modul specializat care
permite repoziționări ale piesei și controlul unor parametri precum unghiurile de extragere din
matriță, respectiv adâncimea de ambutisare. Apelând la respectivele facilit ăți, reperul „Aripă
față” a fost orientat de așa -manieră încât unghiurile de extragere să nu fie mai mici decât
valoarea minim admisă de 6° [ETA2008a, ETA2008b] și cursa elementelor mobile să fie
minimă.
(a)
(b)

(c)
Fig. 3.1. Etapele proiectării supra feței de lucru a plăcii de ambutisare:
a) dezdoirea marginii bordurate a reperului „Aripă față”;

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 24
b) definirea zonei de strângere a semifabricatului;
c) racordarea conturului dezdoit al reperului la zona de strângere
După realizarea poziționării optime, mod elul piesei a fost salvat ca fișier IGES, în
vederea transferului spre programul de proiectare SolidWorks. Deși DYNAFORM posedă funcții
de preprocesare geometrică destul de evoluate, utilizarea acestora este în general dificilă.
Funcțiile de modelare cu su prafețe ale programului SolidWorks sunt mai eficiente, în special în
faza generării zonei de reținere a plăcii active. Din acest motiv, după realizarea poziționării
spațiale a piesei, a fost preferată recurgerea la suportul unei aplicații CAD specializate.
Lucrările de specialitate [Ica1983, Smi1990] recomandă ca, pe cât posibil, zona de
reținere să aibă caracteristicile unei suprafețe de tip riglat. Dacă se respectă această cerință, nu va
exista pericolul apariției cutelor în faza de strângere a semifabric atului între placa activă și
elementul de reținere. De asemenea, întinderea materialului va fi mai uniformă pe tot parcursul
operației de ambutisare. Modelul geometric al zonei de reținere din figura 3.1.b respectă cerința
de mai sus.

3.2. Dimensionarea s emifabricatului plan

Pentru a stabili geometria semifabricatului de pornire a fost utilizat modulul de calcul
MStep al programului DYNAFORM [ETA2008c]. MStep are la bază un model cu elemente
finite ceva mai rudimentar, destinat fazelor incipiente ale proi ectării tehnologice, atunci când
parametrii de proces nu sunt încă bine definiți. Pentru a se putea servi de programul MStep,
utilizatorul trebuie să aibă la dispoziție un volum minim de informații:
 modelul geometric al piesei finite sau al suprafeței de lucru a plăcii de ambutisare;
 grosimea nominală și proprietățile mecanice ale semifabricatului.
În cazul reperului din figura 2.1, calitatea rezultatelor furnizate de MStep este garantat mai bună
dacă se pleacă de la reprezentarea geometrică a suprafeței p lăcii de ambutisare. Acest model
înglobează și zonele asociate reținerii, unde trebuie să rămână material sub nervurile de frânare
până la finalizarea formării piesei în matriță. Dacă semifabricatul este tras total sau parțial de sub
nervuri, controlul pro cesului de ambutisare își pierde din eficiență. Lucrările de specialitate
[Ica1983, Smi1990] recomandă ca pentru fiecare șir de nervuri să fie prevăzut un adaos marginal
suplimentar de 30 ÷ 50 mm. În baza sugestiei de mai sus, configurația semifabricatului a fost

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 25
stabilită furnizând programului MStep un model geometric de felul celui prezentat în figura 3.2.
Acest model a rezultat în urma decupării suprafeței de reținere cu o echidistantă amplasată la 60
mm față de conturul focarului de deformare al plăcii active. Zona astfel delimitată corespunde
adaosului marginal prevăzut pentru acoperirea nervurilor și definește o configurație ideală a
piesei ambutisate.

Fig. 3.2. Configurație ideală a piesei rezultate în urma ambutisării (transferată
modulului de cal cul MStep pentru dimensionarea semifabricatului de pornire)

Fig. 3.3. Discretizarea suprafeței transferate modulului de calcul MStep

În prima fază a utilizării modulului MStep s -a procedat la discretizarea piesei țintă (fig.
3.3). După generarea rețel ei de elemente finite a fost apelată interfața grafică din figura 3.4.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 26
Aceasta permite definirea unui set minimal de parametri, cu ajutorul cărora modulul MStep este
capabil să determine configurația semifabricatului de pornire. În cazul reperului „Aripă f ață”, a
fost de ajuns precizarea materialului de bază (tablă DC04, cu grosimea nominală de 0,8 mm) prin
selecție din biblioteca DYNAFORM – fig. 3.5. După alegerea semifabricatului, a fost lansat în
execuție modulul MStep. Figura 3.6 prezintă conturul de de cupare rezultat în urma calculelor.
După cum s -a menționat în capitolul 2, reperele din structura caroseriilor de automobil se
ambutisează aproape fără excepție pornind de la semifabricate de formă simplă. Iată de ce, în
practică se procedează la tehnologizarea conturu –

Fig. 3.4. Interfața grafică a modulului MStep

Fig. 3.5. Selectarea materialului de bază al reperului „Aripă față”
din biblioteca DYNAFORM (tablă DC04, cu grosimea nominală de 0,8 mm)

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 27

lui calculat de MStep. Rezultatul acestei o perații este de asemenea prezentat în figura 3.6. După
cum se observă, conturul tehnologic este de formă poligonală și urmărește îndeaproape conturul
generat prin calcul. În practică, semifabricatul va fi debitat pe foarfece -ghilotină (cota de 1445
mm fii nd orientată pe lățimea ruloului de tablă).

Fig. 3.6. Conturul semifabricatului de pornire determinat cu ajutorul
programului MStep și ajustarea acestuia pe criterii tehnologice

Programul MStep oferă și estimări referitoare la distribuția de grosime (fig. 3.7),
respectiv nivelul de siguranță al deformațiilor (fig. 3.8), însă numai pentru configurația de la
sfârșitul ambutisării. Aceste rezultate includ o doză serioasă de aproximări1, deci trebuie
analizate cu multă circumspecție. Pot fi însă reținute următoarele aspecte:

1 De exemplu, diagramele din figurile 3.7 – 3.8 au fost obținute de programul MStep pe un model care nu include și
nervuri de frânare. Acest fapt reprezintă, printre altele, una dintre aproximările ce impun precauție în analiza
rezultatelor numerice.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 28
 Ambutisarea va determina variații de grosime relativ reduse pe suprafața utilă a piesei
(fig. 3.7).
 În lipsa nervurilor de frânare, zone extinse ale semifabricatului vor forma cute (fig.
3.8).
 Diagrama din figura 3.8 nu evidențiază nic ăieri pericolul de rupere a materialului,
indicând chiar existența unei rezerve mari de deformabilitate care, în condițiile
utilizării nervurilor de frânare, ar putea fi exploatată pentru ameliorarea calitativă a
produsului finit.

Fig. 3.7. Distribuția d e grosime a piesei ambutisate (estimare furnizată de modulul MStep)

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 29

Fig. 3.8. Nivelul de siguranță al deformațiilor piesei ambutisate
(estimare furnizată de modulul MStep)
3.3. Simularea deformării gravitaționale a semifabricatului la așezarea în
matriț ă

Datorită ariei relativ mari (peste 2 m2) și a grosimii reduse (0,8 mm), semifabricatul se va
curba sub propria greutate la așezarea pe suprafața de reținere a plăcii de ambutisare. În cazul de
față, analiza deformării gravitaționale este importantă sub cel puțin două aspecte:
1. Curbarea poate fi atât de mare, încât semifabricatul să nu se așeze corespunzător în matriță.
2. Simularea numerică a procesului de ambutisare va câștiga în precizie dacă pornește de la o
configurație realistă a semifabricatului. În pl us, și cursele elementelor mobile ale matriței vor
fi mai corect determinate atunci când se ține cont de curbarea gravitațională a tablei.
După cum s -a precizat în capitolul 2, ambutisarea reperului „Aripă față” se realizează pe o presă
cu dublă acțiune. P laca activă este amplasată în pachetul inferior al matriței și are o poziție fixă,
în timp ce poansonul și elementul de reținere se atașează celor doi berbeci ai utilajului, executând

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 30
mișcări de translație împreună cu aceștia. Drept urmare, atunci când est e așezat în matriță,
semifabricatul vine în contact numai cu placa activă. Modelul procesului de curbare
gravitațională poate deci neglija prezența componentelor din pachetul superior.
Construcția unui model curbare gravitațională începe cu importul descri erilor geometrice
ale semifabricatului și plăcii active. În cazul de față, aceste descrieri au fost transferate
programului DYNAFORM ca fișiere IGES. Suprafața semifabricatului a fost discretizată în
elemente finite de tip învelitoare deformabilă. Cât priv ește suprafața de lucru a plăcii de
ambutisare, pentru discretizarea acesteia au fost utilizate fațete rigide (fig. 3.10).
Prin intermediul modulului AutoSetup [ETA2008a, ETA2008b], programul
DYNAFORM permite generarea rapidă a modelului unui proces de def ormare gravitațională. În
prima fază, programul solicită precizarea unor informații generale care definesc tipologia
procesului analizat și grosimea nominală a semifabricatului (fig. 3.11). Etapele construirii
modelului presupun parcurgerea pagină cu pagin ă a interfeței grafice AutoSetup și specificarea
următoarelor detalii:
 selectarea semifabricatului și definirea proprietăților mecanice ale acestuia prin accesarea
bibliotecii de materiale a programului DYNAFORM (fig. 3.12);
 selectarea plăcii active și definirea coeficientului de frecare asociat zonelor de contact cu
semifabricatul (fig. 3.13);
 poziționarea semifabricatului nedeformat pe suprafața plăcii active (fig. 3.14).
Odată precizate aceste informații, utilizatorul poate lansa în execuție programul care efectuează
simularea procesului de deformare gravitațională.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 31

Fig. 3.9. Importul descrierilor geometrice ale semifabricatului și plăcii active
în vederea simulării unui proces de curbare gravitațională

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 32

Fig. 3.10. Discretizarea semifabricatului ș i plăcii active

Fig. 3.11. Precizarea caracteristicilor generale ale procesului analizat
(deformarea semifabricatului la așezarea în matriță)

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 33

Fig. 3.12. Selectarea semifabricatului și definirea proprietăților mecanice ale acestuia

procesorul ETA/Post [ETA2008d] permite reprezentarea grafică și interpretarea rezultatelor
numerice. În cazul de față, importantă este doar configurația atinsă la sfârșitul deformării
gravitaționale, când tensiunile interne și reacțiunile exercitate de suprafața plăcii activ e reușesc
să echilibreze greutatea semifabricatului. Așa cum se poate remarca analizând figura

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 34

Fig. 3.13. Definirea plăcii active și a coeficientului de frecare
asociat zonelor de contact cu semifabricatul

Fig. 3.14. Poziționarea semifabricatului nedeformat pe suprafața plăcii active

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 35
3.15, datorită ariei mari și a grosimii reduse, tabla ajunge în contact cu toată zona de reținere.
Configurația de echilibru a semifabricatului corespunde unor deplasări verticale foarte mari
(valoarea maximă depășește 727 mm – vezi și diagrama din figura 3.16). Neglijarea acestor
deformații ar fi generat erori importante în etapa de analiză a operației de ambutisare.

Fig. 3.15. Configurația de echilibru atinsă de semifabricat prin deformare gravitațională

Fig. 3.16. Distribuția deplasărilor verticale determinate
de curbarea semifabricatului la așezarea în matriță
Fiindcă procesul de curbare gravitațională aduce semifabricatul în contact cu toată zona
de reținere a plăcii active, configurația din figura 3.1 5 poate fi utilizată pentru a determina cu
precizie aria zonei de flanșă
.fA Cu ajutorul acestei mărimi este posibil calculul forței
Q

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 36
exercitate de berbecul exterior al presei pe parcursul operației de ambut isare [Doe2007, Ili1977,
Rom1970, Ros1987, Smi1990, Suc2006, Tap1985, Teo1977, Tsc2006]:

.f Q q A (3.1)
În relația (3.1),
q este presiunea de reținere, a cărei valoare depinde de natura și grosimea
semifabricatului. Pentru table de oțel cu un conț inut redus de carbon și grosime mai mare de 0,5
mm, lucrările de specialitate [Doe2007, Ili1977, Rom1970, Ros1987, Smi1990, Suc2006,
Tap1985, Teo1977, Tsc2006] recomandă adoptarea unei presiuni

22 2,5 N/mm .q (3.2)
Aria flanșei
fA a fost determinată direct, folosind facilitățile programului DYNAFORM. În
prima etapă, semifabricatul deformat gravitațional a fos t perforat pe conturul interior al zonei de
reținere (fig. 3.17). Pentru efectuarea acestei operații s -a recurs la comanda „Trim” a
programului DYNAFORM. În cea de a doua etapă, aria porțiunii rămase a fost măsurată direct,
folosind comanda „Area of select ed elements”. S -a obținut astfel valoarea

2617129,75 mm .fA (3.3)

Fig. 3.17. Decuparea zonei de reținere a semifabricatului

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 37
Prin înlocuire în relația (3.1) au rezultat următoarele nivele extreme ale forței de reținere
:Q

min min
max max2 617129,75 1234259,5 N,
2,5 617129,75 1542824,3 N.f
fQ q A
Q q A    
     (3.4)
Întrucât tragerea zonei de flanșă în cavitatea plăcii active este controlabilă mai eficient prin
nervuri de frânare, pentru forța
Q s-a adoptat o valoare apropiată minimului prescris de formula
(3.4):

1250000 N 1250 kN.Q (3.5)

3.4. Simularea operației de ambutisare

Pentru o simulare realistă a procesului de ambutisare, pe lângă modelul geometric al
plăcii active, sunt necesare și modelele suprafețelor de lucru ale celorlalte scule (poanson,
respectiv element de reținere). Programul DYNAFORM oferă posibilitatea construirii acestor
suprafețe ca echidistante la suprafața plăcii. Potrivit informațiilor din literatura de specialitate
[Doe2007, Ica1983, Ili1977, Rom1970, Ros1987, Smi1990, Suc2006, Tap1985, Teo1977,
Tsc2006], ambutisarea într -o singură operație poate determina îngroșări locale ale tablei
reprezentând aproximativ 10 % din grosimea sa nominală. Luând în considerare acest fapt,
echidistantele la supr afața plăcii au fost construite la distanța de 0,9 mm. Modelele geometrice
astfel obținute sunt prezentate în figura 3.18.
Predicțiile furnizate de modulul MStep (vezi §3.2) au evidențiat necesitatea utilizării
nervurilor de frânare. Programul DYNAFORM atr ibuie o descriere simplificată acestor elemente
cu rol în controlul deformării. Propriu -zis, nervurile sunt modelate ca trasee curbilinii cărora li se
asociază forțe rezistive asemănătoare frecărilor. DYNAFORM posedă și un modul specializat
care face posib ilă detalierea caracteristicilor de profil ale fiecărui tronson de nervură, în funcție
de nivelul frânării exercitate asupra semifabricatului. Pentru a simplifica execuția matriței și
curățarea acesteia pe parcursul exploatării, a fost adoptată varianta ut ilizării unui singur tronson
de nervură prelucrat pe suprafața de reținere a plăcii de ambutisare2 (fig. 3.19).

2 În cazul matrițelor instalate pe prese cu dublă acțiune, nervurile se află de regulă pe suprafața plăcii de
ambutisare. În zona corespunzătoare nervurilor, elementul de reținere este prevăzut cu locașe. Această dispunere
ușurează eliminarea impurităților (praf, bavuri rămase de la operațiile de decupare anterioare etc.) de pe

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 38
Potrivit modelului mecanic al nervurilor de fânare pe care îl folosește programul
DYNAFORM, o forță rezistivă de 348 N/mm blochează complet trecerea peste nervură a unui
semifabricat de tablă cu grosimea nominală de 0,8 mm (fig. 3.19). Simularea numerică a ope –

Fig. 3.18. Definirea și poziționarea sculelor folosite la ambutisarea
reperului „Aripă față” pe o presă cu dublă acțiune

suprafețele sculelor prin utilizarea unui jet de aer comprimat. Dacă nervurile ar fi în elementul de reținere, iar
locașele în placa de ambutisare, efectele gravitaționale ar îngreuna curățarea matriței pe durata exploatării.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 39

Fig. 3. 19. Calculul forței rezistive care blochează trecerea peste nervură
a unui semifabricat de tablă DC04 cu grosimea nominală de 0,8 mm

Fig. 3.20. Profilul nervurii de frânare (forță rezistentă de aproximativ 230 N/mm)

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 40
rației de ambutisare a fost efectuată limitând rezistența la 66 % din valoarea maximă (0,66 · 348
≈ 230 N/mm). Caracteristicile de profil ale nervurii care exercită o asemenea frânare asupra
semifabricatului sunt prezentate în figura 3.20. Dimensiunile din figura 3.20 sunt informative,
întruc ât au fost determinate cu ajutorul modelului de calcul al programului DYNAFORM.
Profilul nervurii poate suferi ajustări în faza de testare a matriței.
Și în cazul de față, modelul operației de ambutisare a fost elaborat cu ajutorul interfeței
grafice AutoS etup. În prima fază, programul solicită precizarea unor informații generale care
definesc tipologia procesului de deformare plastică și grosimea nominală a semifabricatului (fig.
3.21). Etapele următoare ale construirii modelului presupun parcurgerea pagin ă cu pagină a
interfeței grafice și specificarea următoarelor detalii:
 definirea proprietăților mecanice ale semifabricatului prin accesarea bibliotecii de
materiale a programului DYNAFORM (fig. 3.22);

Fig. 3.21. Precizarea caracteristicilor generale ale procesului analizat
(ambutisare pe o presă cu dublă acțiune)

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 41

Fig. 3.22. Definirea proprietăților mecanice ale semifabricatului
 definirea sculelor și a coeficientului de frecare asociat zonelor de contact cu
semifabricatul (fig. 3.23 – 3.25);
 poziționarea semifabricatului în raport cu sculele (fig. 3.26);
 specificarea parametrilor care controlează cele două faze ale operației de ambutisare
(strângerea zonei de flanșă a semifabricatului – fig. 3.27, respectiv tragerea acestuia în
cavitatea plăci i active – fig. 3.28);
 definirea forței rezistive exercitate de nervură și proiectarea acesteia pe suprafața plăcii
de ambutisare (fig. 3.29).
Odată precizate informațiile de mai sus, utilizatorul poate lansa în execuție programul care
efectuează simulare a ambutisării. După încheierea calculelor, post -procesorul ETA/Post permite

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 42
reprezentarea grafică și interpretarea rezultatelor numerice. Pentru operațiile de ambutisare, cele
mai importante informații sunt următoarele:
 severitatea deformațiilor plastice a le semifabricatului în configurația finală (fig. 3.30);
 distribuția de grosime a piesei ambutisate (fig. 3.31);
 diagramele de variație ale forțelor exercitate asupra semifabricatului de către poanson și
elementul de reținere (fig. 3.32 – 3.34).

Fig. 3.23 . Definirea poansonului și a parametrilor de contact cu suprafața acestuia

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 43

Fig. 3.24. Definirea plăcii de ambutisare și a parametrilor de contact cu suprafața acesteia

Fig. 3.25. Definirea elementului de reținere și a parametrilor de contact cu supraf ața acestuia

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 44

Fig. 3.26. Poziționarea semifabricatului în raport cu suprafețele de lucru ale sculelor

Fig. 3.27. Specificarea parametrilor care definesc prima fază a operației de ambutisare
(strângerea zonei de flanșă a semifabricatului sub elementul de reținere)

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 45

Fig. 3.28. Specificarea parametrilor care definesc cea de a doua fază a operației de ambutisare
(tragerea semifabricatului în cavitatea plăcii active)

Fig. 3.29. Definirea forței rezistive exercitate de nervură
și proiectarea acesteia pe suprafața plăcii de ambutisare

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 46

Fig. 3.30. Severitatea deformațiilor plastice ale piesei ambutisate

Fig. 3.31. Distribuția de grosime a piesei ambutisate

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 47

Fig. 3.32. Diagrama de variație a forțelor verticale exercitate
de poanson și elementul de reți nere asupra semifabricatului

Fig. 3.33. Diagrama de variație a forțelor orizontale exercitate
de poanson și elementul de reținere asupra semifabricatului

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 48
pe direcție paralelă cu suprafața frontală a presei

Fig. 3.34. Diagrama de variație a forțelor ori zontale exercitate
de poanson și elementul de reținere asupra semifabricatului
pe direcție perpendiculară la suprafața frontală a presei

După cum se observă în figura 3.30, efectul rezistiv al nervurii de frânare determină o mult mai
pronunțată întindere a semifabricatului, precum și dispariția totală a tendinței de cutare pe
suprafața utilă care va rezulta în urma tunderii. Nervura de frânare determină o repartiție a
grosimilor în bună măsură diferită față de predicțiile modulului MStep (subțieri ceva mai
accentuate, respectiv îngroșări mai reduse – vezi spre comparație figurile 3.31 și 3.7).
Diagrama din figura 3.32 prezintă variația forțelor verticale pe care le dezvoltă
elementele mobile ale matriței de ambutisare. Valorile maxime (2020,25 kN, în cazul
poansonului, respectiv 1250 kN, în cazul elementului de reținere), cursa sub sarcină a
poansonului (119 mm), precum și dimensiunile de gabarit ale matriței sunt informații strict
necesare pentru alegerea presei.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 49
Datorită configurației asimetrice a sculelor (vezi, de exemplu, figura 3.18), poansonul și
elementul de reținere vor dezvolta și forțe orizontale. Variația acestor încărcări este prezentată în
figurile 3.33 – 3.34. Pe direcție paralelă cu suprafața frontală a presei (fig. 3.33), forța maximă
orizont ală este preluată de elementul de reținere (461 kN), poansonul dezvoltând o încărcare
sensibil mai redusă (123,5 kN). Raportul forțelor se inversează în cazul direcției perpendiculare
pe suprafața frontală a utilajului (fig. 3.34). De această dată, încărc area maximă este dezvoltată
de poanson (170,7 kN), elementul de reținere preluând o forță de numai 61,6 kN. Toate
componentele forțelor sunt preluate de sistemul tehnologic presă -matriță. Drept consecință, atât
utilajul pe care se va desfășura ambutisarea, cât și matrița trebuie să posede o rigiditate adecvată.
Neglijarea acestui aspect poate avea urmări nedorite (uzură prematură sau chiar defecțiuni ale
presei și matriței, calitate necorespunzătoare a reperelor ambutisate etc.).

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 50

Cap. 4. Construcția și funcționarea matriței

Proiectul matriței de ambutisare a fost elaborat în ideea că aceasta va fi instalată pe o
presă cu dublă acțiune PKnVT 800/VI TS. Matrițele care lucrează pe asemenea utilaje au
următoarele caracteristici cons tructive:
 Placa de ambutisare este amplasată în pachetul inferior și se fixează pe masa presei.
 Poansonul și elementul de reținere sunt componente mobile care se află în pachetul
superior și se fixează pe suprafețele de lucru ale celor doi berbeci.
Princip iile menționate anterior se regăsesc în desenul de ansamblu al matriței (planșele MAAF –
00.1, MAAF -00.2 și MAAF -00.3).
Centrarea elementului de reținere poz. 5 în raport cu placa de ambutisare poz. 8 este
realizată prin intermediul coloanelor poz. 9 și al bucșelor de ghidare poz. 10. Respectând
recomandările firmei producătoare Voest -Alpine [VOE2004], pe suprafața de centrare a
coloanelor în locașurile de montaj din corpul elementului de reținere a fost prevăzut un ajustaj cu
joc mic (H7/f6). Din acest moti v, a fost necesară fixarea fiecărei coloane cu ajutorul șuruburilor
poz. 11 și al bridelor poz. 12.
În ceea ce privește bucșele de ghidare poz. 10, pe suprafața lor de montaj în locașurile din
placa activă a fost prevăzut un ajustaj cu strângere (H7/r6, de asemenea recomandat în catalogul
firmei Voest -Alpine). Datorită fixării foarte ferme, în acest caz nu a mai fost necesară asigurarea
asamblării. Trebuie menționat faptul că bucșele de ghidare conțin pastile de grafit, eliminând
astfel necesitatea lubrifie rii. Respectând recomandările din catalogul firmei Voest -Alpine, pe
suprafața de centrare a coloanelor poz. 9 în bucșele poz. 10 a fost prevăzut un ajustaj cu joc mic
(E7/h6). Utilizarea unui ajustaj în sistem arbore unitar este justificată prin faptul că producătorul
execută un sortiment mai puțin diversificat de coloane, preferând să modifice jocul prin câmpul
de toleranță al bucșelor de ghidare (care sunt repere mai ieftine).
Pentru ca amplasarea semifabricatului poz. 7 să fie cât mai precisă și în acela și timp
comodă, zona de lucru a plăcii de ambutisare poz. 8 a fost prevăzută cu trei cepuri de poziționare

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 51
poz. 6. Aceste repere permit alinierea semifabricatului pe două laturi, definindu -i în mod unic
poziția în matriță.
Ghidarea poansonului poz. 4 în in teriorul elementului de reținere poz. 5 este asigurată
prin plăcile de uzură poz. 14 și 16. La fel ca și bucșele de ghidare poz. 10, plăcile poz. 14
încorporează pastile de grafit care elimină necesitatea lubrifierii. Sub fiecare placă de uzură a
fost intr odus câte un adaos poz. 13. Prin intermediul acestor adaosuri este posibilă ajustarea
poziției reciproce a poansonului în raport cu elementul de reținere, în faza de montaj a matriței.
În vederea transportului și manevrării pe durata prelucrărilor mecanice , ambele pachete
ale matriței au fost prevăzute cu bolțuri de ridicare poz. 3, asigurate împotriva desfacerii de
piulițele speciale poz. 1 și inelele excentrice poz. 2.
Având în vedere complexitatea traseului urmat de nervura de frânare, a fost preferată
varianta executării sale corp comun cu placa de ambutisare poz. 8. Această soluție elimină
inconvenientul prelucrării separate și al asamblării cu șuruburi/știfturi. Dificultatea asamblării
este sporită și de configurația complexă a elementului de reținere poz. 5. Geometria nervurii de
frânare a fost stabilită pe baza recomandărilor furnizate de programul DYNAFORM, în urma
simulării numerice a procesului de ambutisare. Totuși, la punerea în funcțiune a matriței, se
recomandă efectuarea unor teste și eventual a ajustare a profilului pe diverse tronsoane ale
nervurii.
Placa de ambutisare poz. 8, poansonul poz. 4 și elementul de reținere poz. 5 sunt repere
care vin în contact direct cu semifabricatul pe durata ambutisării. Ele au o formă complexă,
trebuie să bene ficieze de o rezistență mecanică adecvată și să își păstreze caracteristicile
geometrice un timp îndelungat, în condițiile unor solicitări de uzură importante. Pe aceste
considerente, a fost adoptată varianta realizării acestor repere prin turnare cu model e
gazeificabile, din fontă cenușie modificată FcX 350 (STAS 8541 -86). După prelucrarea
mecanică, poansonul, placa de ambutisare și elementul de reținere vor fi supuse unui tratament
termic superficial de călire cu flacără care le conferă o duritate de mini mum 415 HB [Ica1983].
O bună parte dintre componentele matriței sunt preluate din catalogul firmei Voest –
Alpine [VOE2004]: coloanele poz. 9, bucșele de ghidare poz. 10, bridele poz. 12, bolțurile poz.
3, piulițele speciale poz. 1, inelele de asigurare poz. 2 și plăcile de uzură poz. 14, respectiv poz.
16. Pentru aceste repere au fost alese materialele recomandate de producător.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 52
Pentru șuruburile care au rol de fixare a fost selectată grupa de materiale 6.8 (SR EN ISO
898-1:2009). De asemenea, pentru cepuril e poz. 6 a fost ales un oțel nealiat de calitate C45 (SR
EN 10083 -2:2007). În urma tratamentului termic de îmbunătățire, acest material dobândește o
tenacitate ridicată, precum și o foarte bună rezistență la șocuri. Adaosurile poz. 13 sunt piese care
preia u doar încărcări normale pe suprafață, fără să fie expuse unor frecări. Din acest motiv,
pentru execuția lor a fost adoptat un oțel carbon de construcție S275JR (SR EN 10025:2 -2004),
care posedă o suficient de bună rezistență mecanică.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 53

Cap. 5. Memoriu justificativ de calcul

5.1. Alegerea presei pe care se va realiza ambutisarea reperului „Aripă față”

La alegerea utilajului de presare se ține cont de următorii parametri:
 cinematica utilajului (de exemplu, presă cu simplă, dublă sau triplă acțiune, respectiv
existența unei perne hidraulice sau pneumatice);
 tipul procesului de deformare ce urmează a fi realizat (ștanțare, îndoire, ambutisare);
 forța pe care trebuie să o dezvolte elementele mobile ale presei și interva lul de reglare al
curselor;
 puterea utilajului;
 dimensiunile spațiului de lucru disponibil (dimensiunile suprafețelor pe care se va amplasa
matrița, respectiv distanțele minime/maxime între masă și elementele mobile ale presei).
În cazul ambutisării, vitez a de deformare a materialului este un parametru de care depinde în
mare măsură calitatea reperelor finite. Pentru oțeluri carbon cu maleabilitate ridicată, lucrările de
specialitate [Hec1981b, Rom1970, Ros1987, Tap1985, Teo1977] recomandă ca viteza
poanson ului să nu depășească 175 ÷ 275 mm/s. Vitezele mai mari conduc la o deformare din ce
în ce mai neomogenă a materialului și, implicit, la pericolul gâtuirii sau ruperii premature. Așa se
explică faptul că operațiile de ambutisare se realizează cu precădere pe prese hidraulice sau prese
mecanice lente. În nici un caz nu se recomandă utilajele de mare viteză.
Pe baza considerentelor de mai sus, dar având în vedere și dotarea tehnică a firmelor
specializate în producția de automobile, pentru ambutisarea reperul ui „Aripă față” a fost adoptată
varianta utilizării unei prese mecanice lente cu dublă acțiune.
La alegerea utilajului trebuie avută în vedere și facilitarea manevrelor de instalare a
semifabricatului în matriță, respectiv de extragere a piesei finite. În condițiile în care aria
semifabricatului din care se execută reperul „Aripă față” este de 2,03 m2, iar masa acestuia este

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 54
de 12,7 kg, cursa berbecului exterior ar trebui să fie de cel puțin 630 mm pentru ca suprafața
activă a plăcii de ambutisare să devină ușor accesibilă.
În urma simulării numerice a procesului de ambutisare a rezultat diagrama de variație a
forțelor verticale dezvoltate de poanson și elementul de reținere (vezi figura 3.32). Punctele de
maxim ale acestei diagrame corespund unei forțe la p oanson F = 2020,25 kN, respectiv unei
forțe de reținere Q = 1250 kN.
Matrița de ambutisare a reperului „Aripă față” are următoarele caracteristici dimensionale
(vezi planșele MAAF -00.1, MAAF -00.2 și MAAF -00.3):
 dimensiuni în plan orizontal (lungime x lățime): placă de ambutisare și element de reținere:
2550 mm x 1825 mm; poanson: 1550 mm x 1600 mm;
 înălțimi în configurație închisă: placă de ambutisare – poanson: 1660 mm; placă de
ambutisare – element de reținere: 1307 mm;
 adâncimea de ambutisare: 119 m m.
Pe baza datelor menționate anterior, a fost aleasă o presă cu dublă acțiune PKnVT 800/VI
TS, având următoarele caracteristici [Hec1981a]:
 forță nominală la berbecul exterior: 5000 kN;
 forță nominală la berbecul interior: 3150 kN;
 cursa berbecului interi or: 800 mm;
 cursa berbecului exterior: 630 mm;
 lungimea de reglaj a bielelor: 500 mm;
 adâncimea maximă de ambutisare: 355 mm;
 dimensiuni de gabarit ale mesei: 3150 mm x 2100 mm;
 dimensiuni de gabarit ale suprafeței berbecului exterior: 3150 mm x 2100 mm;
 dimensiuni de gabarit ale suprafeței berbecului interior: 2500 mm x 1600 mm;
 înălțimea maximă a matrițelor instalabile pe presă: placă de bază – poanson: 1750 mm; placă
de bază – element de reținere: 1500 mm;
 cadența presei (la mers în gol): 16 cd/min;
 puterea nominală a presei (puterea motorului electric): 160 kW.
Prin măsurarea ariei de sub graficul forței verticale dezvoltate de poanson (fig. 3.32) a
rezultat lucrul mecanic consumat la ambutisarea reperului „Aripă față”:

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 55

54,6 kJ.L (5.6)
Având această valoare, se poate determina și puterea necesară [Ros1987]:

1,4 54,6 1634 kW.60 60 0,6max
neck L nN
(5.7)
În relația de mai sus,
1,4k coeficient de neuniformitate a mișcării berbecului interior
[Ros1987],
maxn 16 cd/min este cadența presei la mers în gol, iar
0,6 este randamentul
transmisiei mecanice a utilajului [Ros1987]. Se observă că puterea motorului electric al presei
PKnVT 800/VI TS depășește valoarea calculată:

34 kW 160 kW.nec motorNN   (5.8)
Prin urmare, ambutisarea reperului „Aripă față” se poate efectua fără probleme pe utilajul ales.

5.2. Calculul de rezistență al bolțurilor de ridicare

Materialul bolțurilor este un oțel aliat 42CrMo4 (SR EN 10083 -3:2007/AC:2009) –
aproximativ echivalent cu marca 42MoCr11 (STAS 791 -88). Pentru acest material, firma
producătoare a bolțurilor (Voest -Alpine, Austria) garantează următ oarele caracteristici mecanice
în stare tratată termic [VOE2004]:
 limita de curgere minimă R p0,2 = 650 N/mm2;
 rezistența la rupere R m = 900 ÷ 1100 N/mm2 .
Pe considerente de protejare a matriței și a personalului care o manevrează în timpul
transportului , pentru calculele de rezistență se va adopta un coeficient de siguranță C = 2,5
[Ala1996]. Folosind această valoare, se obține rezistența admisibilă

0,2 2 650260 N/mm .2,5p
aR
C   (5.9)
Bolțurile de ridicare (cod de catalog 16472) au următoarele caracteristici dimensionale
[VOE2004]:
 diametrul secțiunii portante:
50 mm;d
 lungimea tronsonului portant:
231mm.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 56
În ceea ce urmează va fi prezentat calculul de verificare al celor patru bolțuri montate în
nervurile plăcii de ambutisare. Acestea preiau încărcarea maximă și anume, câte un sfert din
greutatea totală a matriței pe fiecare bolț (masa matriței este de 1903 3,2 kg – determinată cu
ajutorul programului de proiectare SolidWorks):

1119033,2 9,81 46679 N.44matrita P m g     
(5.10)
Schema de rezemare și încărcare a b olțurilor este prezentată în figura 5.1. Se observă faptul că
bolțurile sunt solicitate simultan la încovoiere și forfecare. Din această cauză, se impune
adoptarea unei teorii de rezistență. Materialul bolțurilor fiind un oțel cu o foarte bună tenacitate,
a fost adoptată a cincea teorie de rezistență [Ala1996, Buz1980]:

22
max max 3.ech     (5.11)
În formula (5.11),
max și
max sunt tensiunea normală maximă (asociată încovoierii), respectiv
tensiunea tangențială maximă (asociată forfecării). Atât
max , cât și
max corespund secțiunii de
la jumătatea lungimii portante
. Ca urmare, aceste mărimi se determină cu următoarele formule
[Buz1980]:

,max ,max 2
max 3 3 332 8 8 46679 231219,67 N/mm50iiMM P
W d d            
(5.12)

Fig. 5.1. Schema de rezemare și încărcare utilizată
pentru calculul de rezistență al bolțurilor de ridicare

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 57

2 max max
max 2 2 24 16 8 8 4667915,85 N/mm .3 3 3 3 50TT P
A d d            (5.13)
Prin înlocuire în relația (5.11), se obține tensiunea echivalentă

2 2 2219,67 3 15,85 221,38 N/mm .ech    (5.14)
Se observă că

22221,38 N/mm 260 N/mm ,ech a   (5.15)
deci bolțurile nu vor fi solicitate dincolo de limita admisibilă pe durata transportării matriței.

5.3. Normarea tehnică și costul manoperei la operația de ambutisare

Programul de fabricație al reperului „Aripă față” este de 1000 buc./zi. În ceea ce urmează
se va considera că lotul de fabricație include n0 = 1000 bucăți. Norma de timp la operația de
ambutisare se determină cu ajutorul formulei [Teo1977]

0[min/ buc]pi
T op dl irTN T T Tn    (5.16)
în care:
Tpi – timpul de pregătire -încheiere;
n0 = 1000 bucăți – numărul de piese din lot;
Top – timpul operativ;
Tdl – timpul de deservire a locului de muncă;
Tir – timpul de întreruperi reglementate.
Timpul de pregătire -încheiere Tpi este timpul consumat de presatori și reglor înaintea
prelucrării unui lot de piese, pentru crearea condițiilor necesare e xecutării acestora, precum și
după terminarea lui, pentru încheierea lucrării și readucerea locului de muncă la starea inițială.
Timpul de pregătire -încheiere depinde de tipul și de forța nominală a presei, de tipul și
dimensiunile matriței, de caracterul producției (masă sau serie). În cazul de față, timpul de
pregătire -încheiere corespunde următoarelor activități ([Teo1977], tabelul 15.1):
 pregătirea și predarea lucrării: 8 min/lot;
 amplasarea / scoaterea matriței pe / de pe presă: 55 min/lot.

8 55 63min/ lotpiT   (5.17)

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 58
Suma timpilor Top, Tdl și Tir, se numește timp unitar [Teo1977]:

[min/ buc]u op dl irT T T T   (5.18)
În cazul reperului „Aripă față”, ambutisarea se realizează din semifabricate individuale, cu
alimentare manuală. Ca urmare, Tu se va ca lcula cu ajutorul relației ([Teo1977], tab. 15.3):

1[min/ buc]u b aT t t k   (5.19)
în care:

110,063 min/buc16b
cdtn   (5.20)
este timpul de bază (inversul cadenței
cdn 16 cd/min – vezi datele tehnice ale presei PKnVT
800/VI TS precizate în §5.1), ta este timpul auxiliar, iar k1 este un coeficient care ține cont de
ponderea timpilor Tdl și Tir în ansamblul timpului unitar Tu . Timpul auxiliar ta corespunde
următoarelor manevre executate de cei doi operatori care deservesc presa:
 cuplarea mișcării: 0,0 18 min [Teo1977], tab. 15.6 (cuplare prin buton);
 aducerea semifabricatului la presă și așezarea acestuia în matriță: 0,071 min
[Teo1977], tab.15.14 (semifabricat de formă simplă poziționat cu opritori);
 scoaterea piesei din placa activă după ambutisare: 0 ,058 min [Teo1977], tab. 15.16
(extragere liberă, fără utilizarea unor echipamente speciale);
 lubrifierea semifabricatului pe ambele fețe, înaintea așezării în matriță: 0,720 min
([Teo1977], tab. 15.17).

0,018 0,071 0,058 0,720 0,867min/ bucat     (5.21)
În cazul ambutisării reperului „Aripă față”, coeficientul k1 are valoarea ([Teo1977], tab. 15.18):

11,16k (5.22)
Prin înlocuire în relația (5.19) se obține timpul unitar:

  0,063 0,867 1,16 1,079 min/ buc.uT    (5.23)
În final, din (5.16), (5.17), (5.18) și (5.23) rezultă norma de timp:

0631,079 1,142 min/ buc.1000pi
TuTNTn     (5.24)
Odată cunoscută norma de timp, se poate calcula costul manoperei la operația de
ambutisare. În acest scop se utilizează relația [Teo1977]:

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 59

0[RON/buc],30 60p pi r
man uST SCTn (5.25)
unde:
Sp = 4,50 RON/oră este retribuția orară a fiecărui presator (muncitor având o calificare
corespunzătoare categoriei a II -a);
Sr = 8 RON/oră este retribuția orară a reglorului (muncitor de înaltă calific are – categoria
a VII -a);
Tu = 1,079 min/buc. este timpul unitar (alocat celor doi presatori);
Tpi = 63 min/lot este timpul de pregătire -încheiere (alocat reglorului);
n0 = 1000 buc. este mărimea lotului de fabricație.
Prin înlocuire în relația (5.25), rezultă:

4,50 8 631,079 0,17 RON/buc.30 60 1000manC   (5.26)

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 60

Cap. 6. Recomandări de exploatare a matriței

După execuția și asamblarea matriței, producătorul trebuie să verifice funcționalitatea
acesteia, precum și calitatea reperelor ambutisate (absența cutelor, precizia dimensională, nivelul
revenirilor elastice etc.). Testele funcționale se realizează cu matrița instalată pe o presă având
caracteristici similare cu ale utilajului folosit de beneficiarul matriței (presă cu dublă acțiune
PKnVT 800/VI TS). În prima fază a verificărilor n u se vor realiza operații de ambutisare.
Producătorul va trebui să testeze doar caracteristicile funcționale ale matriței:
 posibilitatea montării și demontării pe presă (amplasamentul corect al locașurilor
pentru bridele de fixare, concordanța dintre dimen siunile de gabarit ale matriței și
spațiul de lucru disponibil pe presă);
 posibilitatea realizării curselor de ambutisare în parametrii prescriși de proiectant
(800 mm pentru berbecul interior, respectiv 630 mm pentru berbecul exterior);
 posibilitatea reți nerii semifabricatului în parametrii prescriși de proiectant (forța
exercitată de berbecul exterior asupra zonei de flanșă a semifabricatului trebuie să fie
de aproximativ 1250 kN);
 accesibilitatea zonei de lucru a matriței pentru operatorii care o vor des ervi;
 funcționarea corectă a matriței la mers în gol (închidere/deschidere lină, absența
blocajelor etc.).
După această primă serie de verificări, se poate trece la teste sub sarcină. Producătorul va
efectua ambutisarea unui lot de piese folosind același m aterial cu cel prescris în documentația de
execuție a reperului pentru care a fost proiectată matrița: tablă DC04 (SR EN 10130:2007) cu
grosimea nominală de 0,8 mm. Dacă se constată anumite vicii de funcționare (de exemplu,
închiderea incompletă a matriței , cutarea/ruperea semifabricatului din cauza jocurilor neuniforme
dintre poanson și placa activă) sau defecțiuni ale matriței (deteriorarea unor componente), se vor
lua neapărat măsuri de remediere. În cazul semnalării unor jocuri neuniforme, se procedează la
ajustarea suprafețelor de lucru ale poansonului, plăcii active și elementului de reținere, prin
operații de tușare [Ica1983]. Pentru eliminarea fenomenelor de cutare sau rupere, se impune

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 61
modificarea profilului nervurilor de frânare. Ruperea tablei în matriță este adeseori cauzată de
lubrifierea necorespunzătoare. La exploatarea matriței de ambutisare a reperului „Aripă față” se
recomandă utilizarea unui lubrifiant având următoarea compoziție [Tap1985]: ulei de lagăre
(43%), untură de pește (8%), grafit (15%), acid oleic (8%), sulf sub formă de pulbere fină (5%),
săpun verde (6%) și apă (15%).
Dacă matrița se defectează, trebuie verificată neapărat respectarea documentației de
execuție (în special, respectarea indicațiilor referitoare la alegerea materia lelor și tratamentele
termice aplicate reperelor componente). După efectuarea remedierilor, probele de mers sub
sarcină vor fi reluate până la constatarea unei funcționări corespunzătoare a matriței. Este
obligatoriu ca la sfârșitul verificărilor, producăt orul să poată garanta obținerea unor piese
ambutisate conforme cu documentația de execuție.
Matrița va fi expediată la beneficiar în configurație închisă, având o piesă ambutisată
între poanson și placa activă. Asamblarea celor două pachete ale matriței va fi asigurată
împotriva deschiderii accidentale. Matrițele trebuie expediate la beneficiar însoțite de un lot de
piese ambutisate la producător. Numărul pieselor din lot urmează a fi stabilit împreună cu
beneficiarul.
Testele de mers în gol și de funcționa re vor fi reluate și la beneficiar. Sunt frecvente
cazurile când se constată diferențe între calitatea pieselor executate la beneficiar și a celor
executate de producătorul matriței. În general, utilajul de presare este responsabil pentru aceste
discrepanț e. Trebuie avut în vedere faptul că presele beneficiarilor au un nivel de uzură mai
avansat decât presele producătorilor de matrițe. Ca urmare, multe deficiențe calitative ale
pieselor ambutisate sunt remediabile prin efectuarea unor reglaje suplimentare p e utilajul de
presare (reducerea jocurilor din ghidaje, îmbunătățirea paralelismului dintre masa presei și
suprafața de lucru a berbecilor etc.).
La instalarea matriței pe presă se impune parcurgerea următoarei succesiuni de operații:
 scoaterea bridelor sa u a sârmelor care au solidarizat cele două pachete ale matriței pe
durata transportului;
 verificarea asigurării bolțurilor de ridicare;
 controlul compatibilității dimensiunilor de gabarit ale matriței cu spațiul de lucru
disponibil pe presă;
 curățarea supr afețelor de așezare ale matriței, respectiv presei;

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 62
 fixarea plăcii de ambutisare pe masa presei, respectiv a poansonului și elementului de
reținere pe suprafețele de lucru ale celor doi berbeci.
După montarea matriței pe presa beneficiarului, înainte de în ceperea probelor, se realizează
următoarele operații:
 se deschide matrița;
 se îndepărtează piesa ambutisată introdusă de producător înainte de expediere;
 se îndepărtează straturile protectoare depuse de producător pe suprafețele de lucru ale
poansonului, plăcii active și elementului de reținere;
 se verifică dacă nu există corpuri străine între componentele mobile ale matriței;
 se execută probele de mers în gol;
 se execută probele sub sarcină pe un lot de piese care nu trebuie să fie mai mic de 200
bucăți [ Ica1983].
Formalitățile de omologare a matriței vor fi încheiate numai după ce verificările la beneficiar au
condus la obținerea unor piese conforme cu desenul de execuție.
Pe durata exploatării matriței se impune respectarea următoarelor norme generale de
protecție a muncii:
 Între spațiul de lucru al presei și panoul de comandă trebuie să fie o distanță care să
asigure ieșirea completă a operatorilor din raza de acțiune a matriței.
 În măsura în care considerentele de productivitate a muncii permit acest lu cru, presa
va fi dotată cu senzori de prezență sau cu un grilaj de protecție.
 Operațiile de reglaj sau de remediere a eventualelor defecțiuni vor fi realizate numai
de personalul calificat al secției.
 Matrița nu va fi utilizată decât pentru ambutisarea unor semifabricate de tablă DC04
având grosimea nominală de 0,8 mm. În nici un caz nu este permisă ambutisarea unor
materiale mai groase.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 63

Cap. 7. Tehnologia de prelucrare mecanică a reperului „Adaos”

7.1. Itinerarul tehnologic al reperului „Adaos”

În construcția matriței de ambutisare sunt prevăzute opt repere „Adaos”. Ca urmare, itinerarul
tehnologic a fost organizat pornind de la principiul concentrării fazelor, specific producției de
serie mică [Vla1983, Vla1985]. Lista operațiilor este prezenta tă mai jos.

ITINERAR TEHNOLOGIC
de prelucrare mecanică a reperului „Adaos”
– desen de execuție: MAAF -06
– material: S275JR (SR EN 10025 -2:2004)
– lot de fabricație: 8 bucăți
1. Debitare
Utilaj: Ferăstrău circular

2. Frezare
Utilaj: Mașină de frezat universală FU1

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 64

Observație: Prelucrarea se efectuează din nouă prinderi.
3. Teșire fețe plane
Utilaj: Polizor de mână (biax)

4. Burghiere și teșire găuri
Utilaj: Mașină de găurit G25

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 65

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 66
Observație: Prelucrarea se efectuează din două prinderi.
5. Rectificare
Utilaj: Mașină de rectificat plan RP250

Observație: Prelucrarea se efectuează din două prinderi.
6. Spălare și uscare
Echipament: Mașină de spălat și tunel de uscare cu aer cald
7. Control tehnic final
Aparatură de control: Șubler, micrometru, comparator și masă de măsurare
Observație: Se verifică toate prescripțiile din desenul de execuție al reperului.
8. Conservare și depozitare

7.2. Adaosuri și dimensiuni intermediare

Obținerea cotei
0
0,0227,5

Lista prelucrărilor efectuate pe suprafețele plane care definesc cota:
1. Laminare la cald
2. Frezare de degroșare față 1
3. Frezare de degroșare față 2
4. Frezare de finisare față 2
5. Frezare de finisare față 1
6. Rectificare față 1
7. Rectificare față 2

Rectificare față 2 la cota
0
0,0227,5
Adaosul de prelucrare minim se alege din [Pic1992], tabelul 9.17:

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 67

, ,min 0,30 mmpiA (7.27)
(majorat cu 50%, fiindcă lățimea piesei este de peste zece ori înălțimea – vezi observațiile din
tabelul 9.17 [Pic1992]). Abaterile limită ale prelucrării anterioare (rectificare față 1 în clasa de
precizie IT8 [Pic1992]) sunt (vezi [Pic1992], tabelele 1.1 și 2.15):

1,inf 1,sup 0,022 mm, 0iiaa  (7.28)
Adaosul nominal la prelucrarea curentă este [Pic1992]

, ,nom , ,min ,sup 1,inf 0,30 0 0,022 0,322 mm.p i p i i iA A a a        (7.29)
Dimensiunea nominală a prelucrării anterioare este [Pic1992]

1,nom ,nom , ,nom 7,5 0,322 7,822 mm.i i p id d A     (7.30)
Întrucât verificatorul folosit la rectificare este micrometrul, cota calculată anterior se rotunjește la
sutimea de milimetru imediat superioară:

1,nom 7,83 mm.id (7.31)
În concluzie, rectificarea feței 1 se realizează la cota
0
0,022 7,83 . Din cauza rotunjirii efectuate, se
impune recalcularea adaosurilor la prelucrarea curentă:

, ,min 1,min ,max (7,83 0,022) 7,5 0 0,308 mmp i i iA d d       (7.32)

 , ,max 1,max ,min 7,83 0 7,5 0,022 0,352 mmp i i iA d d       (7.33)

, ,nom 1,nom ,nom 7,83 7,5 0,330 mm.p i i iA d d     (7.34)

Rectificare față 1 la cota
0
0,022 7,83
Adaosul de prelucrare minim se alege din [Pic1992], tabelul 9.17:

, ,min 0,30 mm.piA (7.35)
(majorat cu 50%, fiindcă lățimea piesei este de peste zece ori înălțimea – vezi observațiile din
tabelul 9.17 [Pic1992]). Abaterile limită ale prelucrării anterioare (frezare de finisare față 1 în
clasa de precizie IT10 [Pic1992]) sunt (vezi [Pic1992], tabelele 1.1 și 2.15):

1,inf 1,sup 0,058 mm, 0iiaa  (7.36)
Adaosul nominal la prelucrarea curentă este [Pic1992]

, ,nom , ,min ,sup 1,inf 0,30 0 0,058 0,358 mm.p i p i i iA A a a        (7.37)
Dimensiunea nominală a prelucrării anterioare este [Pic1992]

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 68

1,nom ,nom , ,nom 7,83 0,358 8,188 mm.i i p id d A     (7.38)
Întrucât verificatorul folosit la frezare este șublerul, cota calculată anterior se rotunjește la
zecimea de milimetru imediat superioară:

1,nom 8,2 mm.id (7.39)
În concluzie, frezarea de finisare a feței 1 se realizează la cota
0
0,0588,2 . Din cauza rotunjirii
efectuate, se impune recalcularea adaosurilor la prelucrarea curentă:

, ,min 1,min ,max (8,2 0,058) 7,83 0 0,312 mmp i i iA d d       (7.40)

 , ,max 1,max ,min 8,2 0 7,83 0,022 0,392 mmp i i iA d d       (7.41)

, ,nom 1,nom ,nom 8,2 7,83 0,370 mm.p i i iA d d     (7.42)

Frezare de finisare față 1 la cota
0
0,0588,2
Adaosul de prelucrare minim se alege din [Pic1992], tabelul 9.15:

, ,min 0,46 mm.piA (7.43)
Abaterile limită ale prelucrării anterioare (frezare de finisare față 2 în clasa de precizie IT10
[Pic1992]) sunt (vezi [Pic1992], tabelele 1.1 și 2.15):

1,inf 1,sup 0,058 mm, 0iiaa  (7.44)
Adaosul nominal la prelu crarea curentă este [Pic1992]

, ,nom , ,min ,sup 1,inf 0,46 0 0,058 0,518 mm.p i p i i iA A a a        (7.45)
Dimensiunea nominală a prelucrării anterioare este [Pic1992]

1,nom ,nom , ,nom 8,2 0,518 8,718 mm.i i p id d A     (7.46)
Întrucât verificatorul folosit la frezare este șublerul, cota calculată anterior se rotunjește la
zecimea de milimetru imediat superioară:

1,nom 8,8 mm.id (7.47)
În concluzie, frezarea de finisare a feței 2 se realizează la cota
0
0,0588,8 . Din cauza rotunjirii
efectuate, se impune recalcularea adaosurilor la prelucrarea curentă:

, ,min 1,min ,max (8,8 0,058) 8,2 0 0,542 mmp i i iA d d       (7.48)

 , ,max 1,max ,min 8,8 0 8,2 0,058 0,658 mmp i i iA d d       (7.49)

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 69

, ,nom 1,nom ,nom 8,8 8,2 0,600 mm.p i i iA d d     (7.50)

Frezare de finisare față 2 la cota
0
0,0588,8
Adaosul de prelucrare minim se alege din [Pic1992], tabelul 9.15:

, ,min 0,46 mm.piA (7.51)
Abaterile limită ale prelucrării anterioare (frezare de degroșare față 2 în clasa de precizie IT12
[Pic1992]) sunt (vezi [Pic1992], tabelele 1.1 și 2.15):

1,inf 1,sup 0,15 mm, 0iiaa  (7.52)
Adaosul nominal la prelucrarea curentă este [Pic1992]

, ,nom , ,min ,sup 1,inf 0,46 0 0,15 0,61mm.p i p i i iA A a a        (7.53)
Dimensiunea nominală a prelucrării anterioare este [Pic1992]

1,nom ,nom , ,nom 8,8 0,61 9,41mm.i i p id d A     (7.54)
Întrucât verificatorul folosit la frezare este șublerul, cota calculată anterior se rotunjește la
zecimea de milimetru imediat superioară:

1,nom 9,5 mm.id (7.55)
În concluzie, frezarea de degroșare a feței 2 se realizează la cota
0
0,159,5 . Din cauza rotunjirii
efectuate, se impune recalcularea adaosurilor la prelucrarea curentă:

, ,min 1,min ,max (9,5 0,15) 8,8 0 0,55 mmp i i iA d d       (7.56)

, ,max 1,max ,min 9,5 0 8,8 0,058 0,758 mmp i i iA d d       (7.57)

, ,nom 1,nom ,nom 9,5 8,8 0,700 mm.p i i iA d d     (7.58)

Frezare de degroșare față 2 la cota
0
0,159,5
Adaosul de prelucrare minim se alege din [Pic1992], tabelul 9.15:

, ,min 1,5 mm.piA (7.59)
Abaterile limită ale prelucrării ant erioare (frezare de degroșare față 1 în clasa de precizie IT12
[Pic1992]) sunt (vezi [Pic1992], tabelele 1.1 și 2.15):

1,inf 1,sup 0,18 mm, 0iiaa  (7.60)
Adaosul nominal la prelucrarea curentă este [Pic1992]

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 70

, ,nom , ,min ,sup 1,inf 1,5 0 0,18 1,68 mm.p i p i i iA A a a        (7.61)
Dimen siunea nominală a prelucrării anterioare este [Pic1992]

1,nom ,nom , ,nom 9,5 1,68 11,18 mm.i i p id d A     (7.62)
Întrucât verificatorul folosit la frezare este șubl erul, cota calculată anterior se rotunjește la
zecimea de milimetru imediat superioară:

1,nom 11,2 mm.id (7.63)
În concluzie, freza rea de degroșare a feței 1 se realizează la cota
0
0,18 11,2 . Din cauza rotunjirii
efectuate, se impune recalcularea adaosurilor la prelucrarea curentă:

, ,min 1,min ,max (11,2 0,18) 9,5 0 1,52 mmp i i iA d d       (7.64)

, ,max 1,max ,min 11,2 0 9,5 0,15 1,85 mmp i i iA d d       (7.65)

, ,nom 1,nom ,nom 11,2 9,5 1,70 mm.p i i iA d d     (7.66)

Frezare de degroșare față 1 la cota
0
0,18 11,2
Adaosul de prelucrare minim se alege din [Pic1992], tabelul 9.15:

, ,min 1,5 mm.piA (7.67)
Abaterile limită ale prelucrării anterioare (laminare la cald) sunt conform standardului SR EN
10058:2004 (valor ile corespund oțelului lat cu grosimea nominală de cel mult 20 mm):

1,inf
1,sup0,5 mm
0,5 mmi
ia
a

 (7.68)
Adaosul nominal la prelucrarea curentă este [Pic1992]

, ,nom , ,min ,sup 1,inf 1,5 0 0,5 2 mm.p i p i i iA A a a        (7.69)
Dimensiunea nominală a prelucrării anterioare va fi atunci [Pic1992]

1,nom ,nom , ,nom 11,2 2 13,2 mm.i i p id d A     (7.70)
Din standardul SR EN 10058:2004 se alege grosimea imediat superioară valorii calculate:

1,nom 15 mm.id (7.71)
În concluzie, prelucrarea se realizează din oțel lat cu grosimea
15 0,5. Din cauza rotunjirii
efectuate la alegerea semifabricatului, se impune recalcularea adaosurilor curente:

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 71

, ,min 1,min ,max (15 0,5) 11,2 0 3,30 mmp i i iA d d       (7.72)

, ,max 1,max ,min 15 0,5 11,2 0,18 4,48 mmp i i iA d d       (7.73)

, ,nom 1,nom ,nom 15 11,2 3,80 mm.p i i iA d d     (7.74)

Obținerea cotei
125 (pe lățimea semifabricatului)

Lista prelucrărilor efectuate pe suprafețele plane care definesc cota:
1. Laminare la cald
2. Frezare de degroșare față 1
3. Frezare de degroșare față 2
4. Frezare de finisare faț ă 2
5. Frezare de finisare față 1

Frezare de finisare față 1 la cota
0
0,16125 (clasa de precizie IT10, conform [Pic1992], tabelele
1.1 și 2.15)
Adaosul de prelucrare minim se alege din [Pic1992], tabelul 9.15:

, ,min 0,46 mm.piA (7.75)
Abaterile limită ale prelucrării anterioare (frezare de finisare față 2 în clasa de precizie IT10
[Pic1992]) sunt (vezi [Pic1992], tabe lele 1.1 și 2.15):

1,inf 1,sup 0,16 mm, 0iiaa  (7.76)
Adaosul nominal la prelucrarea curentă este [Pic1992]

, ,nom , ,min ,sup 1,inf 0,46 0 0,16 0,62 mm.p i p i i iA A a a        (7.77)
Dimensiunea nominală a prelucrării anterioare este [Pic1992]

1,nom ,nom , ,nom 125 0,62 125,62 mm.i i p id d A     (7.78)
Întrucât verificatorul folosit la frezare este șublerul, cota calculată anterior se rotunjește la
zecimea de milimetru imediat superioară:

1,nom 125,7 mm.id (7.79)
În concluzie, frezarea de finisare a feței 2 se realizează la cota
0
0,16 125,7 . Din cauza rotunjirii
efectuate, se impune recalcularea adaosurilor la prelucrarea curentă:

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 72

, ,min 1,min ,max (125,7 0,16) 125 0 0,54 mmp i i iA d d       (7.80)

, ,max 1,max ,min 125,7 0 125 0,16 0,86 mmp i i iA d d       (7.81)

, ,nom 1,nom ,nom 125,7 125 0,70 mm.p i i iA d d     (7.82)

Frezare de finisare față 2 la cota
0
0,16 125,7
Adaosul de prelucrare minim se alege din [Pic1992], tabelul 9.15:

, ,min 0,46 mm.piA (7.83)
Abaterile limită ale prelucrării anterioare (frezare de degroșare față 2 în clasa de precizie IT12
[Pic1992]) sunt (vezi [Pic1992], tabelele 1.1 și 2.15):

1,inf 1,sup 0,4 mm, 0iiaa  (7.84)
Adaosul nominal la prelucrarea curentă este [Pic1992]

, ,nom , ,min ,sup 1,inf 0,46 0 0,4 0,86 mm.p i p i i iA A a a        (7.85)
Dimensiunea nominală a prelucrării anterioare este [Pic1992]

1,nom ,nom , ,nom 125,7 0,86 126,56 mm.i i p id d A     (7.86)
Întrucât verificatorul folosit la frezare este șublerul, cota calculată anterior se rotunjește la
zecimea de milimetru imediat superioară:

1,nom 126,6 mm.id (7.87)
În concluzie, frezarea de degroșare a feței 2 se realizează la cota
0
0,4 126,6 . Din cauza rotunjirii
efectuate, se impune recalcularea adaosurilor la prelucrarea curentă:

, ,min 1,min ,max (126,6 0,4) 125,7 0 0,50 mmp i i iA d d       (7.88)

 , ,max 1,max ,min 126,6 0 125,7 0,16 1,06 mmp i i iA d d       (7.89)

, ,nom 1,nom ,nom 126,6 125,7 0,90 mm.p i i iA d d     (7.90)

Frezare de degroșare față 2 la cota
0
0,4 126,6
Adaosul de prelucrare minim se alege din [Pic1992], tabelul 9.15:

, ,min 1,5 mm.piA (7.91)

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 73
Abaterile limită ale prelucrării anterioare (frezare de degroșare față 1 în clasa de precizie IT12
[Pic1992]) sunt (vezi [Pic1992], tabelele 1.1 și 2.15):

1,inf 1,sup 0,4 mm, 0iiaa  (7.92)
Adaosul nominal la prelucrarea curentă este [Pic1992]

, ,nom , ,min ,sup 1,inf 1,5 0 0,4 1,9 mm.p i p i i iA A a a        (7.93)
Dimensiunea nominală a prelucrării anterioare este [Pic1992]

1,nom ,nom , ,nom 126,6 1,9 128,5 mm.i i p id d A     (7.94)
În concluzie, frezarea de degroșare a feței 1 se realizează la cota
0
0,4 128,5 . Adaosurile
corespunzătoare prelucrării curente sunt:

, ,min 1,min ,max 1,5 mmp i i iA d d   (7.95)

 , ,max 1,max ,min 128,5 0 126,6 0,4 2,3 mmp i i iA d d       (7.96)

, ,nom 1,nom ,nom 1,9 mm.p i i iA d d   (7.97)

Frezare de degroșare față 1 la cota
0
0,4 128,5
Adaosul de prelucrare minim se alege din [Pic1992], tabelul 9.15:

, ,min 1,5 mm.piA (7.98)
Abaterile limită ale prelucrării anterioare (laminare la cald) sunt conform standardului SR EN
10058:2004 (valorile corespund semifabricatelor cu lățimea nominală cuprinsă între 120 mm și
150 mm):

1,inf 1,sup 2,5 mm, 2,5 mmiiaa  (7.99)
Adaosul nominal la prelucrarea curentă este [Pic1992]

, ,nom , ,min ,sup 1,inf 1,5 0 2,5 4 mm.p i p i i iA A a a        (7.100)
Dimensiunea nominală a prelucrării anterioare este [Pic1992]

1,nom ,nom , ,nom 128,5 4 132,5 mm.i i p id d A     (7.101)
Din standardul SR EN 10058:2004 se alege lățimea imediat superioară valorii calculate:

1,nom 150 mm.id (7.102)

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 74
În concluzie, prelucrarea se realizează dintr -un semifabricat cu lățimea
150 2,5. Din cauza
rotunjirii efectuate la alegerea semifabricatului, se impune recalcularea adaosurilor la prelucrarea
curentă:

, ,min 1,min ,max (150 2,5) 128,5 0 19 mmp i i iA d d       (7.103)

, ,max 1,max ,min 150 2,5 128,5 0,4 24,4 mmp i i iA d d       (7.104)

, ,nom 1,nom ,nom 150 128,5 21,5 mm.p i i iA d d     (7.105)

Obținerea cotei
250 (pe lungimea semifabricatului)

Lista prelucrărilor efectuate pe suprafețele plane care definesc cota:
1. Debitare pe ferăstrău circular
2. Frezare de degroșare față 1
3. Frezare de degroșare față 2
4. Frezare de finisare față 2
5. Frezare de finisare față 1

Frezare de finisare față 1 la cota
0
0,185250 (clasa de precizie IT10, conform [Pic1992], tabelele
1.1 și 2.15)
Adaosul de prelucrare minim se alege din [Pic1992], tabelul 9.15:

, ,min 0,46 mm.piA (7.106)
Abaterile limită ale prelucrării anterioare (frezare de finisare față 2 în clasa de precizie IT10
[Pic1992]) sunt (vezi [Pic1992], tabelele 1.1 și 2.15):

1,inf 1,sup 0,21mm, 0iiaa  (7.107)
Adaosul nominal la prelucrarea curentă este [Pic1992]

, ,nom , ,min ,sup 1,inf 0,46 0 0,21 0,67 mm.p i p i i iA A a a        (7.108)
Dimensiunea nominală a prelucrării anterioare este [Pic1992]

1,nom ,nom , ,nom 250 0,67 250,67 mm.i i p id d A     (7.109)
Întrucât verificatorul folosit la frezare este șublerul, cota calculată anterior se rotunjește la
zecimea de milimetru imediat superioară:

1,nom 250,7 mm.id (7.110)

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 75
În concluzie, frezarea de finisare a feței 2 se realizează la cota
0
0,21 250,7 . Din cauza rotunjirii
efectuate, se impune recalcularea adaosurilor la prelucrarea curentă:

, ,min 1,min ,max (250,7 0,21) 250 0 0,490 mmp i i iA d d       (7.111)

 , ,max 1,max ,min 250,7 0 250 0,185 0,885 mmp i i iA d d       (7.112)

, ,nom 1,nom ,nom 250,7 250 0,700 mm.p i i iA d d     (7.113)

Frezare de finisare față 2 la cota
0
0,21 250,7
Adaosul de prelucrare minim se alege din [Pic1992], tabelul 9.15:

, ,min 0,46 mm.piA (7.114)
Abaterile limită ale prelucrării a nterioare (frezare de degroșare față 2 în clasa de precizie IT12
[Pic1992]) sunt (vezi [Pic1992], tabelele 1.1 și 2.15):

1,inf 1,sup 0,52 mm, 0iiaa  (7.115)
Adaosul nominal la prelucrarea curentă este [Pic1992]

, ,nom , ,min ,sup 1,inf 0,46 0 0,52 0,98 mm.p i p i i iA A a a        (7.116)
Dimensiunea nominală a prelucrării anterioare este [Pic1992]

1,nom ,nom , ,nom 250,7 0,98 251,68 mm.i i p id d A     (7.117)
Întrucât verificatorul folosit la frezare este șublerul, cota calculată anterior se rotunjește la
zecimea de milimetru imediat superioară:

1,nom 251,7 mm.id (7.118)
În concluzie, frezarea de degroșare a feței 2 s e realizează la cota
0
0,52 251,7 . Din cauza rotunjirii
efectuate, se impune recalcularea adaosurilor la prelucrarea curentă:

, ,min 1,min ,max (251,7 0,52) 250,7 0 0,48 mmp i i iA d d       (7.119)

 , ,max 1,max ,min 251,7 0 250,7 0,21 1,21mmp i i iA d d       (7.120)

, ,nom 1,nom ,nom 251,7 250,7 1mm.p i i iA d d     (7.121)

Frezare de degroșare față 2 la cota
0
0,52 251,7
Adaosul de prelucrare minim se alege din [Pic1992], tabelul 9.15:

, ,min 1,5 mm.piA (7.122)

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 76
Abaterile limită ale prelucrării anterioare (frezare de degroșare față 1 în clasa de precizie IT12
[Pic1992]) sunt (vezi [Pic1992], tabelele 1.1 și 2 .15):

1,inf 1,sup 0,52 mm, 0iiaa  (7.123)
Adaosul nominal la prelucrarea curentă este [Pic1992]

, ,nom , ,min ,sup 1,inf 1,5 0 0,52 2,02 mm.p i p i i iA A a a        (7.124)
Dimensiunea nominală a prelucrării anterioare este [Pic1992]

1,nom ,nom , ,nom 251,7 2,02 253,72 mm.i i p id d A     (7.125)
Întrucât verificatorul folosit la frezare este șublerul, cota calculată anterior se rotunjește la
zecimea de milimetru imediat superioară:

1,nom 253,8 mm.id (7.126)
În concluzie, frezarea de degroșare a feței 1 se realizează la cota
0
0,52 253,8 . Din cauza rotunjirii
efectuate, se impune rec alcularea adaosurilor la prelucrarea curentă:

, ,min 1,min ,max (253,8 0,52) 251,7 0 1,58 mmp i i iA d d       (7.127)

 , ,max 1,max ,min 253,8 0 251,7 0,52 2,62 mmp i i iA d d       (7.128)

, ,nom 1,nom ,nom 253,8 251,7 2,10 mm.p i i iA d d     (7.129)

Frezare de degroșare față 1 la cota
0
0,52 253,8
Adaosul de prelucrare minim se alege din [Pic1992], tabelul 9.15:

, ,min 1,5 mm.piA (7.130)
Abaterile limită ale prelucrării anterioare (debitare pe ferăstrău circular în clasa de precizie IT14,
conform [Pic1992], tabelul 4.11) sunt conform (vezi [Pic1992], tabelul 2.15):

1,inf 1,sup 0,65 mm, 0,65 mmiiaa  (7.131)
Adaosul nominal la prelucrarea curentă este [Pic1992]

, ,nom , ,min ,sup 1,inf 1,5 0 0,65 2,15 mm.p i p i i iA A a a        (7.132)
Dimensiunea nominală a prelucrării anterioare este [Pic1992]

1,nom ,nom , ,nom 253,8 2,15 255,95 mm.i i p id d A     (7.133)
Întrucât reglajul ferăstrăului circular se efectuează cu ajutorul unei rigle gradate în milimetri,
cota calculată anterior se rotunjește la întreg:

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 77

1,nom 256 mm.id (7.134)
În concluzie, debitarea pe ferăstrău circular se realizează la cota
256 0,65. Din cauza rotunjirii,
se impune recalcularea adaosurilor la prelucrarea curentă:

, ,min 1,min ,max (256 0,65) 253,8 0 1,55 mmp i i iA d d       (7.135)

 , ,max 1,max ,min 256 0,65 253,8 0,52 3,37 mmp i i iA d d       (7.136)

, ,nom 1,nom ,nom 256 253,8 2,20 mm.p i i iA d d     (7.137)
7.3. Regimuri de așchiere pentru operația 2 – Frezare

În ceea ce urmează vor fi stabilite regimurile de așchiere pentru o fază de tipică de degroșare,
respectiv o finisare. Fiind vorba de prelucrarea unui număr mic de piese, parametrii determinați
mai jos se vor păstra și la celelalte faze de tip degroșare, respectiv finisare.

Frezare de degroșare față 1 la cota
0
0,18 11,2
Utilaj: Mașină de frezat universală FU1
Sculă: Freză cilindrică (SR ISO 2584:1993) având următoarele caracteristici:
 diametrul exterior: D = 100 mm;
 diametrul alezajului: d = 40 mm;
 lungimea părții așchietoare: L = 160 mm;
 numărul de dinți: z = 10;
 materialul părții așchietoare: oțel rapid3 HS18 -0-1 (SR EN ISO 4957:2002)
Adaos de prelucrare maxim (vezi relația (7.73)):

,max 4,48 mmpA (7.138)
Număr de treceri:

2N (7.139)
Adâncime de așchiere:

,max
14,482,24 mm2pAtN   (7.140)
Lungime de contact a frezei (cea mai mare lățime posibilă a semifabricatului):

3 Echivalentul vechii mărci de oțel rapid Rp3 (STAS 3611 -88).

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 78

131mmt (7.141)
Avans pe dinte al frezei ([P ic1992], tab. 14.3):

0,10 mm/dinteds (7.142)
Avans pe rotație a frezei [Pic1992]:

0,10 10 1mm/rotrds s z     (7.143)
Viteza de așchiere se calculează cu formula ([Pic1992], tabelul 14.8 și relația (14.20))

0,45
mv s1 0,33 0,3 0,2 0,1 0,1
162,5[m/min]
dDv K KT t s t z      (7.144)
unde:

180 minT (7.145)
este durabilitatea economică a frezei ([Pic1992], tab. 14.13), iar
mvK și
s1K sunt coeficienți de
corecție dependenți de materialul supus prelucrării și starea suprafeței semifabricatului.
mvK se
determină cu formula ([Pic1992], tab. 14.9)

v 0,9
mv m
m750 7501 1,3560n
KCR       (7.146)
în care
mR = 560 N/mm2 este rezistența la rupere maximă a oțelului nealiat de construcții S275JR
(conform standardului SR EN 10025 -2:2004, cazul semifabricatelor plate cu grosime nominală
cuprinsă între 3 mm și 100 mm), iar Cm = 1 și nv = 0,9 sunt coeficienți care d epind la rândul lor
de materialul prelucrat și de materialul sculei (aleși potrivit recomandărilor din lucrarea
[Pic1992], tabelul 14.10). Cât privește parametrul
s1K , valoarea acestuia este ([Pic1992], tabelul
14.12, cazul laminatel or cu crustă)

s10,9 K (7.147)
Prin înlocuire numerică în relația (7.144) se obține viteza de așchiere necesară

0,45
0,33 0,3 0,2 0,1 0,162,5 1001,3 0,9 63,54 m/min180 2,24 0,10 131 10v       (7.148)
Tura ția necesară a frezei este determinată de formula [Pic1992]

1000 1000 63,54202,25 rot/min100vnD   (7.149)
Din gama de turații a mașinii FU1 ([Vla1985], tab. 10.1) se alege turația efectivă:

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 79

190 rot/minefn (7.150)
Viteza de așchiere efectivă este

100 19059,69 m/min1000 1000ef
efDnv     (7.151)
Diferența relativă dintre valorile necesară și efectivă ale vitezei de așchiere este

59,69 63,54100 100 100 6,06 %63,54efvv v
vv       (7.152)
Se observă că această abatere este în intervalul recomandat și anume, –10 % ÷ 5 % în jurul
optimului reprezentat de viteza de așchiere necesară [Pic1992].
În acest stadiu al calculelor se poate determina și viteza de avans necesară [Pic1992}:

1 190 190 mm/minf r efv s n     (7.153)
Valoarea obținută corespunde unuia dintre avansurile longitudinale ale mașinii de frezat FU1
([Vla1985], tab. 10.1), deci se poate adopta ca atare:

, 190 mm/minf ef fvv (7.154)
Componenta tangențială a forței de așchiere se calculează cu formula [Pic1992]

1[N]F F F
FFx y u
Fd
t mF qw
efC t s t zFKDn    (7.155)
în care:

682FC (7.156)

0,86Fx (7.157)

0,72Fy (7.158)

1Fu (7.159)

0,86Fq (7.160)

0Fw (7.161)
sunt parametri dependenți de materialul supus prelucrării și materialul părții așchietoare a frezei
(au fost aleși potrivit recomandărilor din lucrarea [Pic1992], tabelul 14.7), iar

0,3 0,3
m 5600,916750 750mFRK     (7.162)

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 80
este un coeficient de corecție care ține cont de natura și rezistența mecanică a materialului frezat
(vezi [Pic1992], relația (14.8)). Prin înlocuire numerică în formula (7.155), se obține

0,86 0,72 1
0,86 0682 2,24 0,10 131 100,916 5945,2 N100 190tF      (7.163)
Puterea necesară la frezar e se calculează cu relația [Pic1992]

5945,2 59,697,39 kW60000 60000 0,8t efFvN    (7.164)
în care
 0,8 este randamentul mecanic al mașinii -unelte [Pic1992]. Se observă că

FU1 7,39 kW 7,5 kWNN   (7.165)
unde
FU1 7,5 kW N este puterea motorului electric al mașinii FU1 ([Vla1985], tab. 10.1). În
concluzie, parametrii tehnologici anterior determinați permit degroșarea pe o freză FU1.

Frezare de finisare față 2 la cota
0
0,0588,8
Utilaj: Mașină de frezat universală FU1
Sculă: Freză cilindrică (SR ISO 2584:1993) având următoarele caracteristici:
 diametrul exterior: D = 100 mm;
 diametrul alezajului: d = 40 mm;
 lungimea părții așchietoare: L = 160 mm;
 numărul de dinți: z = 10;
 materialul părții așchietoare: oțel rapid HS18 -0-1 (SR EN ISO 4957:200 2)
Adaos de prelucrare maxim (vezi relația (7.57)):

,max 0,758 mmpA (7.166)
Număr de treceri:

1N (7.167)
Adâncime de așchiere:

,max
10,7580,758 mm1pAtN   (7.168)
Lungime de contact a frezei (cea mai mare lățime posibilă a semifabricatului):

131mmt (7.169)
Avans pe rotație a frezei ([Pic1992], tab. 14.5):

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 81

1,7 mm/rotrs (7.170)
Avans pe dinte al frezei [Pic1992]:

1,70,17 mm/dinte10r
dssz   (7.171)
Viteza de așchiere se calculează cu formula ([Pic1992], tabelul 14.8 și relația (14.20))

0,45
mv s1 0,33 0,3 0,4 0,1 0,1
141[m/min]
dDv K KT t s t z      (7.172)
unde:

180 minT (7.173)
este durabilitatea economică a frezei ([Pic1992], tab. 14.13), iar
mvK și
s1K sunt coeficienți de
corecție dependenți de materialul supus prelucrării și starea suprafeței semifabricatului.
mvK se
determină cu formula ([Pic1992], tab. 14.9)

v 0,9
mv m
m750 7501 1,3560n
KCR       (7.174)
în care
mR = 560 N/mm2 este rezistența la rupere maximă a oțelului nealiat de construcții S275JR
(conform stand ardului SR EN 10025 -2:2004, cazul semifabricatelor plate cu grosime nominală
cuprinsă între 3 mm și 100 mm), iar Cm = 1 și nv = 0,9 sunt coeficienți care depind la rândul lor
de materialul prelucrat și de materialul sculei (aleși potrivit recomandărilor di n lucrarea
[Pic1992], tabelul 14.10). Cât privește parametrul
s1K , valoarea acestuia este ([Pic1992], tabelul
14.12, cazul laminatelor cu crustă)

s10,9 K (7.175)
Prin înlocuire numerică în relația (7.172) se obține viteza de așchiere necesară

0,45
0,33 0,3 0,4 0,1 0,141 1001,3 0,9 73,95 m/min180 0,758 0,17 131 10v       (7.176)
Turația necesară a frezei este determinată de formula [Pic1992]

1000 1000 73,95235,39 rot/min100vnD   (7.177)
Din gama de turații a mașinii FU1 ([Vla1985], tab. 10.1) se alege turația efectivă:

235 rot/minefn (7.178)

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 82
Viteza de așchiere efectivă este

100 23573,83 m/min1000 1000ef
efDnv     (7.179)
Diferența relativă dintre valorile necesară și efectivă ale vitezei de așchiere este

73,83 73,95100 100 100 0,16 %73,95efvv v
vv       (7.180)
Se observ ă că această abatere este în intervalul recomandat și anume, –10 % ÷ 5 % în jurul
optimului reprezentat de viteza de așchiere necesară [Pic1992].
În acest stadiu al calculelor se poate determina și viteza de avans necesară [Pic1992}:

1,7 235 399,5 mm/minf r efv s n     (7.181)
Din gama de avansuri longitudinale a mașinii de frezat FU1 ([Vla1985], tab. 10.1) se alege
valoare inferioară cea mai apropiată:

,375 mm/minf efv (7.182)
Componenta tangențială a forței de așchiere se calculează cu formula [Pic1992]

1[N]F F F
FFx y u
Fd
t mF qw
efC t s t zFKDn    (7.183)
în care:

682FC (7.184)

0,86Fx (7.185)

0,72Fy (7.186)

1Fu (7.187)

0,86Fq (7.188)

0Fw (7.189)
sunt parametri dependenți de materialul supus prelucrării și materialul părții așchietoare a frezei
(au fost aleși potrivit recomandărilor din lucrarea [Pic1992], tabelul 14.7), iar

0,3 0,3
m 5600,916750 750mFRK     (7.190)
este un coeficient de corecție care ține cont de natura și rezistența mecanică a materialului frezat
(vezi [Pic1992], relația (14.8)). Prin înlocuire numerică în fo rmula (7.183), se obține

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 83

0,86 0,72 1
0,86 0682 0,758 0,17 131 100,916 3430,8 N100 235tF      (7.191)
Puterea necesară la frezare se calculează cu relația [Pic1992]

3430,8 73,835,28 kW60000 60000 0,8t efFvN    (7.192)
în care
 0,8 este randamentul mecanic al mașinii -unelte [Pic1992]. Se observă că

FU1 5,28 kW 7,5 kWNN   (7.193)
unde
FU1 7,5 kW N este puterea motorului electric al mașinii FU1 ([Vla1985], tab. 10.1). În
concluzie, parametrii tehnologici anterior determinați permit finisarea pe o freză FU1.

7.4. Normarea tehnică și costul manoperei la operația 2 – Frezare

Normarea se efectuează în maniera producției de serie mică, aplicând formula [Vla1985]

pi
T opi pd d oTN T T T Tn     (7.194)
în care:
opiT – timp operativ incomplet (corespunzător fazei)
pdT
– timp auxiliar pentru prinderea –desprinderea semifabricatului
dT
– timp de deservire a locului de muncă
oT
– timp de odihnă și satisfacere a necesităților fiziologice
piT
– timp de pregătire -încheiere (corespunzător lotului de piese prelucrate)
n
– numărul pieselor din lotul de fabricație (
n = 8 bucăți)
TN
– norma de timp (corespunzătoare prelucrării unei piese din lot).

Lista fazelor care formează operația
Prindere semifabricat
1. Frezare de degroșare 150 × 256 × 11,2 (2 treceri – se obține cota
0
0,18 11,2 )
Desprindere + prinde re semifabricat
2. Frezare de degroșare 150 × 256 × 9,5 (1 trecere – se obține cota
0
0,159,5 )
3. Frezare de finisare 150 × 256 × 8,8 (1 trecere – se obține cota
0
0,0588,8 )

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 84
Desprindere + prindere semifabricat
4. Frezare de finisare 150 × 256 × 8,2 (1 trecere – se obține cota
0
0,0588,2 )
Desprindere + prindere semifabricat
5. Frezare de degroșare 256 × 8,2 × 128,5 (11 treceri – se obține cota
0
0,4 128,5 )
Desprindere + prindere semifabri cat
6. Frezare de degroșare 256 × 8,2 × 126,6 (1 trecere – se obține cota
0
0,4 126,6 )
7. Frezare de finisare 256 × 8,2 × 125,7 (1 trecere – se obține cota
0
0,16 125,7 )
Desprindere + prindere semifabricat
8. Frezare de finisare 256 × 8,2 × 125 (1 trecere – se obține cota
0
0,16125 )
9. Frezare de degroșare 125 × 8,2 × 253,8 (1 trecere – se obține cota
0
0,52 253,8 )
10. Frezare de degroșare 125 × 8,2 × 251,7 (1 trecere – se obține cota
0
0,52 251,7 )
11. Frezare de finisare 125 × 8,2 × 250,7 (1 trecere – se obține cota
0
0,21 250,7 )
12. Frezare de finisare 125 × 8,2 × 250 (1 trecere – se obține cota
0
0,185250 )
Desprindere semifabricat

Determinarea timpilor operativi incompleți
1. Frezare de degroșare 150 × 256 × 11,2 × 2 treceri ([Vla1985], tabelele 11.1 și 11.82)

3,6 1,35 1 0,81 0,90 2 7,086 minopiT       (7.195)
2. Frezare de degroșare 150 × 256 × 9,5 × 1 trecere ([Vla1985], tabelele 11.1 și 11.82)

3,6 1,35 1 0,81 0,90 1 3,543 minopiT       (7.196)
3. Frezare de finisare 150 × 25 6 × 8,8 × 1 trecere ([Vla1985], tabelele 11.2 și 11.82)

3,0 1,20 1 0,76 0,90 1 2,462 minopiT       (7.197)
4. Frezare de finisare 150 × 256 × 8,2 × 1 trecer e ([Vla1985], tabelele 11.2 și 11.82)

3,0 1,20 1 0,76 0,90 1 2,462 minopiT       (7.198)
5. Frezare de degroșare 256 × 8,2 × 128,5 × 11 treceri ([Vla1985], tabelele 11.1 și 11.82)

2,90 1,35 1 0,81 0,90 11 31,394 minopiT       (7.199)
6. Frezare de degroșare 256 × 8,2 × 126,6 × 1 trecere ([Vla1985], tabelele 11.1 ș i 11.82)

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 85

2,90 1,35 1 0,81 0,90 1 2,854 minopiT       (7.200)
7. Frezare de finisare 256 × 8,2 × 125,7 × 1 trecere ([Vla1985], tabelele 11.2 și 11.82)

2,30 1,20 1 0,76 0,90 1 1,888 minopiT       (7.201)
8. Frezare de finisare 256 × 8,2 × 125 × 1 trecere ([Vla1985], tabelele 11.2 și 11.82)

2,30 1,20 1 0,76 0,90 1 1,888 minopiT       (7.202)
9. Frezare de degroșare 125 × 8,2 × 253,8 × 1 trecere ([Vla1985], tabelele 11.1 și 11.82)

1,75 1,20 1 0,81 0,90 1 1,531minopiT       (7.203)
10. Frezare de degroșare 125 × 8,2 × 251,7 × 1 trecere ([Vla1985], tabelele 11.1 și 11.82)

1,75 1,20 1 0,81 0,90 1 1,531minopiT       (7.204)
11. Frezare de finisare 125 × 8,2 × 250,7 × 1 trecere ([Vla1985], tabelele 11.2 și 11.82)

1,35 1,20 1 0,76 0,90 1 1,108 minopiT       (7.205)
12. Frezare de finisare 125 × 8,2 × 250 × 1 trecere ([Vla1985], tabelele 11.2 și 11.82)

1,35 1,20 1 0,76 0,90 1 1,108 minopiT       (7.206)
Suma timpilor operativi incompleți este

7,086 3,543 2,462 2,462 31,394 2,854 1,888 1,88 8
1,531 1,531 1,108 1,108 58,855 min 58,9 min.opiT        
    
(7.207)

Determinarea timpilor auxiliari pentru manevre de prindere -desprindere
Considerând că fixarea se realizează într -o menghină cu șurub, iar piesa se sprijină pe o placă
(fără cerințe deosebite de centr are), din [Vla1985], tabelul 11.88 rezultă

0,60 min / prindere-desprindere 6 manevre= 3,6 min.pdT (7.208)

Determinarea timpului de pregătire -încheiere
Pentru cazul unei lucrări de complexitate redusă, cu prinderea semifabricatului în menghină, din
lucrarea [Vla1985], tabelul 11.94 rezultă

20 min / lot.piT (7.209)

Determinarea timpului de deservire a locului de muncă și a timpului alocat satisfacerii
necesităților fiziologice

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 86
Din lucrarea [Vla1985], tabelul 11.94 rezultă valoarea cumulată a acestor timpi ca fracțiune din
suma timpilor operativi inco mpleți:

0,10 0,10 58,9 5,9 min.d o opiT T T    
(7.210)
Calculul normei de timp
Prin înlocuire numerică în relația (7.194) rezultă norma de timp

2058,9 3,6 5,9 70,9 min.8TN     (7.211)

Costul manoperei
Considerând că operația este realizată de un frezor cu nivelul de calificare corespunzător
categoriei a IV -a (retribuție S = 8,50 RON/oră), costul manoperei la operația 2 – Frezare va fi:

8,5070,9 10,04 RON/buc.60 60man TSCN  
(7.212)

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 87

8. Concluzii

Proiectarea asistată de calculator și simularea numerică sunt instrumente utilizate din ce
în ce mai mult la elaborarea tehnologiilor de ambutisare a reperelor din componența caroseriilor
auto. Până nu demult, configurația suprafețelor active ale matrițelor era definitivată abia în faza
de testare pe presă. Pe lângă caracterul empiric, această metodă de lucru are dezavantaj ul de a fi
lentă și foarte costisitoare (în principal datorită volumului mare de manoperă și al nivelului
ridicat de calificare pe care trebuie să îl posede personalul implicat în operațiile de ajustare a
matrițelor).
Odată cu apariția programelor de simul are, modificarea suprafețelor active ale sculelor a
devenit posibilă încă din fazele timpurii ale procesului de proiectare tehnologică. Deși testarea pe
presă nu a fost complet eliminată, timpii alocați fazei de punere la punct a matriței s -au redus
simțit or, în paralel cu îmbunătățirea calității reperelor ambutisate.
Această lucrare a căutat să valorifice avantajele pe care le oferă simularea numerică în
domeniul proiectării asistate de calculator a tehnologiilor de presare la rece a tablelor. Pentru
simul area procesului de ambutisare a reperului „Aripă față” a fost utilizat programul de analiză
cu elemente finite DYNAFORM. Dintre informațiile de ieșire furnizate de acest program, cele
mai importante sub aspectul aplicabilității tehnologice au fost următoar ele:
 forma și dimensiunile semifabricatului plan de la care pornește ambutisarea;
 date cu privire la deformarea gravitațională a semifabricatului la amplasarea în
matriță;
 recomandări cu privire la geometria și amplasamentul nervurilor de frânare;
 distribu ția de grosime a piesei ambutisate;
 nivelul de siguranță al deformațiilor în stadiul final al operației de ambutisare
(evaluarea riscului de apariție a unor defecte de tip gâtuire, rupere sau pliuri);
 evoluția forțelor pe care trebuie să le dezvolte elemen tele mobile ale matriței.
Datele furnizate de programul DYNAFORM au servit la proiectarea matriței pe care se
realizează cea mai complexă operație din itinerarul tehnologic al reperului „Aripă față” și anume,
ambutisarea. Modelul 3D al matriței a fost elab orat cu ajutorul programului SolidWorks, iar

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 88
documentația 2D (desenul de ansamblu) a fost generată în AutoCAD, prin importarea unor
vederi și secțiuni ale modelului 3D.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 89
Bibliografie

[Ala1996] Alămoreanu, E. Îndrumar de calcul în ingineria mecanică . București: Editura
Tehnică, 1996.
[Bol2004] Boljanovic, V. Sheet Metal Forming Process and Die Design . New York:
Industrial Press, 2004.
[Buz1980] Buzdugan, Gh. Rezistența materialelor . București: Editura Tehnică , 1980.
[Doe2007] Doege, E., Behrens, B.A. Handbuch Umformtechnik. Grundlagen,
Technologien, Maschinen. Berlin: Springer, 2007.
[ETA2008a] *** eta/DYNAFORM. Application Manual (Documentație electronică –
versiunea 5.6.1). Engineering Technology Associates, 2008.
[ETA2008b] *** eta/DYNAFORM. User’s Manual (Documentație electronică – versiunea
5.6.1). Engineering Technology Associates, 2008.
[ETA2008c] *** eta/DYNAFORM. BSE Training Manual (Documentație electronică –
versi unea 5.6.1). Engineering Technology Associates, 2008.
[ETA2008d] *** eta/POST. User’s Manual (Documentație electronică – versiunea 1.7.9).
Engineering Technology Associates, 2008.
[Hec1981a] Hecht, Gh., Irimie, I. Îndrumător pentru tehnologia ștanțării ș i matrițării la
rece, vol. I . București: Editura Tehnică, 1981.
[Hec1981b] Hecht, Gh., Irimie, I. Îndrumător pentru tehnologia ștanțării și matrițării la
rece, vol. II . București: Editura Tehnică, 1981.
[Ica1983] Ică, C., Ică, O. Ambutisarea la rece. Realizarea pieselor cu forme neregulate .
București: Editura Tehnică, 1983.
[Ili1977] Iliescu, C. Tehnologia ștanțării și matrițării la rece. București: Editura
Tehnică, 1977.
[MON2012] http://www.montanamg.ro (pagina Internet a S.C. Montana S.A. Câmpulun g,
România)
[Paq1987] Paquin, J.R., Crowley, R.E. Die Design Fundamentals . New York: Industrial
Press, 1987.
[Pic1992] Picoș, C. ș.a. Proiectarea tehnologiilor de prelucrare mecanică prin așchiere.

LUCRARE DE DIPLOMĂ

Page 90
Manual de proiectare, vol. I. Chișinău: Editura Universi tas, 1992.
[Rom1970] Romanovski, V.P. Ștanțarea și matrițarea la rece . București: Editura Tehnică,
1970.
[Ros1987] Rosinger, Șt. Procese și scule de presare la rece. Culegere de date pentru
proiectare. Timișoara: Editura Facla, 1987.
[Sch1998] Schuler Gmbh (ed.) Metal Forming Handbook . Berlin: Springer, 1998.
[Smi1990] Smith, D.A. Die Design Handbook . Dearborn: Society of Manufacturing
Engineering, 1990.
[Suc2006] Suchy, I. Handbook of Die Design . New York: McGraw -Hill, 2006.
[Tap1985] Tăpăla gă, I. ș.a. Tehnologia presării la rece, vol. I . Cluj -Napoca: Litografia
Institutului Politehnic, 1985.
[Teo1977] Teodorescu, M. ș.a. Elemente de proiectare a ștanțelor și matrițelor.
București: Editura Didactică și Pedagogică, 1977.
[Tsc2006] Tschaetsch , H. Metal Forming Practise. Processes – Machines – Tools . Berlin:
Springer, 2006.
[Vla1983] Vlase, A. ș.a. Regimuri de așchiere, adaosuri de prelucrare și norme tehnice
de timp , vol. I. București: Editura Tehnică, 1983.
[Vla1985] Vlase, A. ș.a. Regimuri de așchiere, adaosuri de prelucrare și norme tehnice
de timp , vol. II. București: Editura Tehnică, 1985.
[VOE2004] http://www.voestalpine -nem.at/de/_scripts/cad/werbung/wf750_katalog.pdf
Catalog electronic pentru elemente normalizate din construcția ștan țelor și
matrițelor de mari dimensiuni. Voest -Alpine Giesserei GmbH, Linz, Austria,
2004.