Șef lucr. dr. ing. NICU ȘOR BAROIU [615862]

UNIVERSITATEA „DUN ĂREA DE JOS” DIN GALA ȚI
FACULTATEA DE MECANIC Ă

PROIECT DE DIPLOM Ă

Absolvent: [anonimizat] 2014

UNIVERSITATEA „DUN ĂREA DE JOS” DIN GALA ȚI
FACULTATEA DE MECANIC Ă

CONSIDERA ȚII PRIVIND ROLUL ȘI
FUNCȚIONALITATEA
PIVOTULUI ÎN SISTEMUL DE DIREC ȚIE

PROIECTAREA TEH NOLOGIEI DE
FABRICARE A REPERULUI PIVOT

Coordonator proiect:
Șef lucr. dr. ing. NICU ȘOR BAROIU

Absolvent: [anonimizat] 2014

CUPRINS

REZUMAT …………………………………………………………………………………………………………. 6

7
7
8
10
10
10

11
11 11 CAPITOLUL 1
SISTEMUL DE DIREC ȚIE AL AUTOVEHICULELOR ……………………………………..
1.1 Noț iuni introductive privind sistemul de direc ție ……………………………………………
1.2 Tipuri constructive de sisteme de direc ție ……………………………………………………..
1.3 Func ționarea sistemului de direc ție ………………………………………………………………
1.3.1 Ac ționarea sistemului de direc ție …………………………………………………………..
1.3.2 Revenirea sistemului de direc ție ……………………………………………………………
1.4 Între ținerea sistemului de direc ție. Defecte în exploatarea și repararea sistemului
de direcție ……………………………………………………………………………………………………………..
1.4.1 Între ținerea sistemului de direc ție …………………………………………………………
1.4.2 Defectele în exploatare ale sistemului de direc ție ……………………………………
1.4.3 Repararea sistemului de direc ție …………………………………………………………… 12

14
14
18
19
19
21
22
22 CAPITOLUL 2
PIVOTUL. ROLUL ȘI FUNC ȚIONALITATEA REPERULUI PIVOT ÎN
SISTEMUL DE DIREC ȚIE ………………………………………………………………………………….
2.1. Puntea din fa ță. Destinație, clasificare, condiț ii impuse …………………………………..
2.2. Pivotul. Generalităț i. Elementele componente ale pivotului …………………………….
2.3 Unghiurile de a șezare ale pivotului ………………………………………………………………..
2.3.1 Unghiul de înclinare ……………………………………………………………………………
2.3.2 Unghiul de fugă ………………………………………………………………………………….
2.4 S t
abilitatea la rulare ……………………………………………………………………………….. …
2.4.1 Stabilitatea în linie dreapt ă …………………………………………………………………..
2.4.2 Stabilitatea în timpul vir ării ………………………………………………………………… 23

25
25
25
27 CAPITOLUL 3
STUDIU DE CAZ PRIVIND COMPORTAREA UNUI PIVOT ÎN CADRUL SISTEMULUI DE DIREC ȚIE ……………………………………………………………………………..
3.1. Teste de verificare ale reperului pivot la autoturismul Dacia Logan …………………
3.1.1 Introducere …………………………………………………………………………………………. 3.1.2Montarea și demontarea pivoț ilor la autoturismul Dacia Logan…………………..
3.1.3.Generalita ți.Descriere teste …… ……………………………………………………………
3.1.4.Rezultate teste.Înterpretarea rezultatelor. ……………………………………………… 30

57
57
57

60
61
61 CAPITOLUL 4
TEHNOLOGIA DE FABRICA ȚIE A REPERULUI PIVOT …………………………………
4.1. Etape de proiectare …………………………………………………………………………………….
4.1.1 Stabilirea compozi
ției chimice, a propriet ăților fizice, mecanice și
tehnologice a materialului pivotului …………………………………………………………………………
4.1.2 Alegerea semifabricatului, calculul adaosului de prelucrare ș i a
dimensiunilor intermediare ……………………………………………………………………………………..
4.1.3 Stabilirea traseului tehnologic și calculul regimurilor de a șchiere ……………..
4.2.Proiectarea tehnologiei de execu ție a reperului pivot …………………………………….
4.3. Planul de operaț ii pentru realizarea reperului pivot ……………………………………….. 75

80
80
82 CAPITOLUL 5
ASPECTE ECONOMICE PRIVIND REPERUL PIVOT ……………………………………..
5.1. Determinarea ciclurilor de repara ție a maș inilor-unelte ………………………………….
5.2. Determinarea fondurilor de timp de func ționare și a normelor de timp pe tipuri
de mașini-unelte ……………………………………………………………………………………………………
5.3 Determinarea productivităț ii anuale pe tipuri de ma șini-unelte ………………………… 85

86
87
88 5.4 Determinarea timpului de produc ție. Metoda indicelui de constan ță …………………
5.5 Amplasarea locurilor de muncă și a mașinilor-unelte ………………………………………
5.6 Dimensionarea suprafe țelor ………………………………………………………………………..
5.7 Costul tehnologic. Costul de produc ție ………………………………………………………… 89

95 95
96
97 97
101
102
103CAPITOLUL 6
PROIECTAREA UNEI SCULE A ȘCHIETOARE DE TIP CU ȚIT DE STRUNG …
6.1. Stabilirea schemei de a șchiere ș i a tipului de ma șină-unealtă ………………………….
6.2. Alegerea materialului sculei și stabilirea tratamentului termic ………………………….
6.3 Stabilirea parametrilor geometrici optimi constructivi și a elementelor
constructiv-dimensionale ……………………………………………………………………………………….
6.4 Calculul regimului de a șchiere, a for țelor și momentelor de a șchiere …………………
6.5 Stabilirea sistemului de pozi ționare-fixare ……………………………………………………..
6.6 Verificarea la rezisten
ță și rigiditate a p ărții așchietoare și a părții de fixare a
scule …………………………………………………………………………………………………………. …………
6.7 Stabilirea schemei de ascu țire ………………………………………………………………………
6.8 Stabilirea condi țiilor tehnice de calitate și a normelor de protecț ia muncii …………. 104
CONCLUZII ………………………………………………………………………………………………………. 107
BIBLIOGRAFIE …………………………………………………………………………………………………. 109
OPIS …………………………………………………………………………………………………………………… 111

7
Fig. 1.1 Schema de principiu a unui
sistem de direc ție clasic [3]

Fig. 1.2 Schema virajulu i automobilului [3] Capitolul 1

SISTEMUL DE DIREC ȚIE AL AUTOVEHICULELOR

1.1 Noțiuni introductive privind sistemul de direc ție

Sistemul de direc ție (fig. 1.1) al unui autovehicul are multiple mecanisme cu ajutorul c ărora
conducătorul auto poate schimba în func ție de necesitate, direc ția de deplasare a vehiculului.
Sistemul de direc ție al unui vehi cul trebuie s ă nu influen țeze poziția corectă a roților, să nu fie
influențat de oscila țiile suspensiei, s ă nu transmită la
volan șocurile primite de la ro ți și să permită
schimbarea direc ției de înaintare a vehiculului cu un
efort minim din partea conduc ătorului.
Sistemul de direc ție servește la modificarea direc ției
de deplasare a automobilului. Schimbarea direcț iei de mers se
obține prin schimbarea planului (bracarea) ro ților de
direcție în raport cu planul long itudinal al autovehiculului.
Condi țiile impuse sistemului de direc ție sunt:
– să permită stabilizarea mi șcării rectilinii (roț ile de
direcție, după ce virajul s-a efectuat s ă aibă tendința de a
reveni în pozi ția m
ersului în linie dreapt ă);
– efortul necesar pent ru manevrarea direc ției să fie cât
mai redus;
– randamentul s ă fie cât mai ridicat;
– șocurile provenite din neregularităț ile căii de rulare s ă nu fie transmise la volan;
– să permită reglarea și întreținerea ușoare;
– să nu prezinte uzuri ex cesive care pot duce la jocuri mari și, prin aceasta, la mic șorarea siguran ței
conducerii;
– să aibă o construc ție simplă și să prezinte o
durabilitate cât mai mare. În figura 1.2 este prezentat ă schema
virajului unui automobil cu dou ă punți. Virajul
automobilului este corect, adică roțile ruleaz ă
fără alunecare, când toat e descriu cercuri
concentrice în centrul de viraj O. Acest centru trebuie s ă se găsească la intersec ția dintre
prelungirea axei ro ților din spate și a axelor
fuzetelor celor dou ă roți de direc ție. Aceasta
însea
mnă că, în viraj, ro țile de direc ție nu sunt
paralele ci înclinat e (bracate) cu unghiuri
diferite. Astfel unghiul de bracare gi, al roții
interioare este mai ma re decât unghiul de
bracare ge al roții exterioare.

8 Starea tehnic ă a sistemului de direc ție este de o deosebită importan ță pentru securitatea
circulației rutiere. Ea contribuie decisiv la asigurarea performanț elor de manevrabilitate și stabilitate
ale automobilului și influențează intensitatea uz ării anvelopelor.
Circa 17… 18% din accidentele de circula ție, din cauze tehni ce, revin sistem ului de direc ție,
ca urmare a blocă rii direcției, a jocurilor excesive ale volanului, desprinderii articulaț iilor pârghiilor
de direcție etc. În exploatarea normal ă a automobilului, modificarea st ării tehnice a sistemului de
direcție constă în:
– procese de uzare: în mecanismul casetei de direc ție, în articula țiile pârghiilor, în lag ărele de
ghidare ale axul ui volanului și în cuplajele dintre acesta și caseta de direc ție:
– gripă ri în caseta de direcție și în articulaț iile pârghiilor;
– slăbirea sau deteriorarea pr inderii casetei de direc ție pe șasiu;
– deformarea pârghiilor mecanismului de direc ție;
– deformări ale componentelor pun ților ce determin ă geometria ro ților de direc ție.
Efectul schimb ării stă rii te hnice a sistemului de direc ție, se concretizeaz ă prin cre șterea
jocului unghiular al volanului peste 15… 18 grade, prin apari ția jocului axial al axului volanului, prin
înrăutățirea stabilit ății direcției de deplasare a autovehiculului și uneori prin cre șterea efortului de
acționare a volanului.
Parametrii de diagnosticare sunt: jocul liber al volanului (jocul unghiular), for ța de acționare
a volanului, existen ța jocurilor în articula țiile mecanismul ui de direc ție si ale bra țelor punților.

1.2 Tipuri constructive de sisteme de direc ție

Mecanismele de ac ționare a direc ției se clasific ă în funcție de tipul elementului conducă tor și
condus prin care se transmite momentul de la volan la axul le vierului de direc ție. Ca element
conducător se utilizeaz ă melcul cilindric, melcul globoidal, șurubul sau roata din țată, iar ca element
condus poate fi uti lizat sectorul din țat, sectorul elicoidal, rola, manivela, piuliț a sau cremaliera. În
prezent cele mai r ăspândite sunt mecanismele de ac ționare cu melc globoidal și rolă și cu pinion și
cremalieră .
Din motive de securitate, la autoturisme se utilizeaz ă soluția cu coloana volanului
deformabil ă, sub acțiunea unui ș oc puternic, r ăspândindu-se solu ția coloanei telescopice, compus ă
din două tuburi, care devin te lescopice la o anumit ă forță axială.
La toate automobilele, pozi ția volanului poate fi reglat ă (prin deplasarea în direc ție axială și
înclinare cu un anumit unghi).
Elementele componente ale sistemului de direc ți e s e î m p a r t î n d o u ă grupe, în func ție de
destinația lor și anu me:
– mecanismul de ac ționare sau comand ă a direcției, ce serve ște la transmiterea mi șcării de la volan la
levierul de direc ție;
– transmisia direc ției, cu ajutorul c ăreia mișcarea este transmis ă de la levier ul de direc ție la fuzetele
roților.
Figura 1.3 descrie elementele compon ente ale unui si stem de direc ție.
Sistemele de direc ție se clasific ă după mai multe criterii și anume: locul de dispunere a
mecanismului de ac ționare, tipul mecanismului de ac ționare, particularit ățile transmisiei, locul unde
sunt plasate ro țile de direc ție.
Dup ă locul de dispunere a mecanismului de ac ționare a direc ției, se deosebesc sisteme de
direcție pe dreapta și sisteme de direcț ie pe stânga.

9

Fig. 1.3 Analiza unui sistem de direc ție [5]

Dup ă tipul mecanismului de ac ționare, sistemele de direc ție se clasific ă în funcție de:
– raportul de transmitere, care po ate fi constant sau variabil;
– tipul angrenajului, întâlnindu-se mecanismele cu melc, cu șurub, cu manivel ă și roți dințate;
– tipul comenzii, care poate fi mecanic ă, mecanic ă cu servomecanism: hidr aulic (fig. 1.4a), electric
(fig. 1.4b), electrohidraulic (fig. 1.4c).
Dup ă locul unde sunt plasate ro țile de direc ție, automobilele pot fi: cu roț i de direc ție la
puntea din fa ță, la puntea din spat e sau la ambele pun ți.

a) hidraulic b) electric c) electrohidraulic

Fig. 1.4 Clasificarea sistemelor de servodirecț ie [3]
Condi țiile impuse sistemului de direc ție sunt satisf ăcute în mare m ăsură de construc ția
mecanismului de ac ționare, care trebuie s ă îndeplineasc ă următoarele condi ții:
– să fie reversibil pentru a permite revenirea ro ților de direc ție în poziția corespunz ătoare mersului în
linie dreaptă după încetarea efortulu i aplicat volanului;
– să aibă un randament ridicat, pierderile prin frecare în mecanismul de direc ție să fie cât mai mici în
scopul uș urării conducerii.

10

Fig. 1.5 Funcț ionarea sistemului de direc ție [6]

Fig. 1.6 Revenirea sistemului de direc ție [6]Este indicat să aibă un randament cât mai mare la transmiterea mi șcării de la volan la levierul de
direcție și un randament mai redus de la levier la volan pentru ca șocurile provocate roț ilor de
neregularit ățile căii să fie absorbite în mare m ăsură în mecanism și să se transmit ă cât mai atenuate
la volan;
– să asigure caracterul și valorile necesare ale ra portului de transmitere;
– să aibă un număr minim de puncte de reglare, cu posibilitatea obligatorie de reglare a jocului
dintre elementul conduc ător și condus al mecanismului.

1.3 Funcționarea sistemului de direc ție

1.3.1 Acționarea sistemului de direc ție
Senzorul de cuplu (2), care
măsoară forța dezvoltat ă de ș ofer prin
acționarea volanului (1) și senzorul de
deplasare unghiular ă (3), care
analizează unghiului ș i viteza de
modificare a direc ției, transmit
informațiile modulului de control (4).
Acesta determin ă forța de asistare
necesară și comand ă motorul electric
(5), care antreneaz ă pinioanele
sistemului de transmisie și transfer ă
forța către cremalier ă. Forța transferat ă
(6) aplicat ă pinioanelor este dat ă de
suma dintre forț a de ac ționare a
volanului ș i cea de asistare (fig. 1.5).

1.3.2 Revenirea si stemului de
direcție
În urma detension ării
volanului (1), senzorul de
cuplu (2) calculeaz ă o viteză
de revenire în func ție de
forțele de revenire care
acționează asupra ro ților (3).
Modulul de control (4)
determină forța de asistare și
comandă motorul electric (5),
figura 1.6.

111.4 Întreținerea sistemului de direc ție. Defecte în exploatarea și repararea
sistemului de direcț ie

1.4.1 Între ținerea sistemului de direc ție
Întreținerea sistemului de direc ție constă în: măsurarea jocului volanului, verificarea jocului
din articulaț ii, reglarea mecanismului de ac ționare, verificarea și reglarea unghiurilor de poziț ie ale
roților de direc ție și pivoților (geometria direc ției), strângerea șuruburilor de fixare a casetei de
direcție, strângerea articula țiilor sferice și ungerea conform sc hemei de ungere.
Verificarea jocului la vo lan se face în modul urm ător:
– se aduce automo bilul pentru pozi ția de mers în linie dreapt ă;
– se rotește volanul spre dreapta și apoi spre stânga pân ă la pozițiile maxime în care acesta se
manevreaz ă ușor fără să se roteasc ă roțile.
Jocul la volan nu trebuie s ă depăș ească 15° deoarece , în aceast ă situație, manevrarea direc ției
devine nesigur ă.
Cauzele jocului mare la volan pot fi uzura articula țiilor mecanismului de direc ție sau a
pieselor m
ecanismului de comand ă.

Reglarea mecanismului de ac ționare a direc ției
Modul de reglare a mecanismului de ac ționare a direc ției diferă în func ție de tipul
constructiv al acestuia. În toate cazurile, îns ă, operația de reglare se va executa numai dup ă
înlăturarea jocurilor din articula țiile mecanismului.
Controlul geometriei ro ților de direc ție. Aparatele de m ăsurat și control al geometriei
roților de direc ție pot fi mecanice sau optice. Aparatel e mecanice sunt relativ simple și mai
ieftine decât cele optice, având îns ă o precizie mai redus ă. Fiecare aparat are întocmite
instrucțiuni de folosire de c ătre întreprinderea produc ătoare.
Unghiurile de a șezare ale ro ților și pivoților trebuie s ă se încadreze în limitele
prevăzute în cartea tehnic ă a automobilului respectiv.
Ungerea sistemului de direc ție
Piesele mecanismului de direc ție, care necesit ă ungere sunt: caseta de direc ție,
articulațiile sferice și pivoții.
Ungerea casetei de direc ție se face, de regulă , cu ulei de transmisie, respectând
periodicitatea prescris ă de fa
brică. Periodic, se controlează nivelul și, la nevoie, se
completeaz ă pierderile cu acela și tip de ulei. Dacă pierderile de ulei devin prea mari
trebuie depistat ă și înlăturată cauza care le genereaz ă, pentru a evita avariile. În cazul
servodirec ției hidraulice, o dat ă cu înlocuirea uleiului se schimb ă și filtrul de ulei.
Articula țiile sferice și pivoții se ung cu unsoare consistent ă tip U, introdus ă sub
presiune prin gresoarele cu care sunt prev ăzute. Periodicitatea de ungere variaz ă între
1000 și 2000 km parcur și.

1.4.2 Defectele în ex ploatare ale sistemului de direcț ie
Defec țiunile sistemului de direc ție se pot manifesta sub forma:
– manevrarea vola nului necesit ă un efort mare;
– roțile de direc ție oscilează la viteze reduse;
– roțile de direc ție oscilează la viteze mari;
– direcția trage într-o parte;
– direcția transmite volanului șocurile de la ro ți;
– zgomote anormale ale direc ției.

12 Manevrarea volanului necesita un efort mare
Defectul se datoreaz ă următoarelor cauze: frec ărilor mari în articula ții; frecărilor anormale în
caseta de direcț ie la pivo ții fuzetelor; deform ării axului volanului precum ș i unor defec țiuni ale
pneurilor.
Frec ările mari în articulaț ii se produc ca urmare a unui montaj sau reglaj incorect, a
gresajului nesatisf ăcător sau a p ătrunderii prafului într e elementele articula ției.
Defec țiunile se remediaz ă în atelierul de repara ții, prin demontarea organelor respective, prin
curățarea și ungerea lor.
Frec ările anormale în caseta de direc ție se produc datorit ă gresajului insuficient, uz ării sau
deteriorării șurubului melc, rulmen ților uzați sau incorect monta ți, jocului insuficient între
elementele casetei sau fix ării incorecte a casetei de direc ție pe cadrul automobilului.
Defec țiunile, cu excep ția gresajului insuficient, nu se pot remedia decât la atelier.
Frec ările anormale la pivo ții fuzetelor se datoreaz ă gresajului nesatisf ăcător, jocului
insuficient între pivo ți și rulmenți sau bucșe, gripării p ivoților.
Remedierea const ă în curățarea și gresarea pivoț ilor, organele deteriorate se schimb ă la
atelier.
Zgomotele anormale ale or ganelor sistemului de direc ție
Cauzele ce conduc la zgom ote anormale pot fi: jocu ri excesive în articula țiile transmisiei di-
recției, slăbirea coloanei volanului și a suportului acestuia sau a casetei de direc ție, deteriorarea
rulmenților sau montarea lor gre șită, frecări anormale datorită gresării nesatisf ăcătoare.
Pe parcurs se remediaz ă numai acele defec țiuni care nu necesit ă demontarea organelor
sistemului de direcț ie.

1.4.3 Repararea sist emului de direc ție
Caseta de direcț ie poate prezenta urm ătoarele defecte, care se înl ătură după cum urmează :
– fisuri sau rupturi ale flan șei de prindere – se elimin ă prin crăițuirea fisurilor sau rupturilor pe
adâncimea de 4 mm, înc ărcarea cu sudur ă electrică și polizarea pân ă la nivelul materialului de baz ă;
– filetul orificiilor d
e fixare a capacelor deterior at se remediaz ă prin: încărcarea cu sudur ă electrică,
polizarea suprafe ței frontale pân ă la nivelul mate rialului de baz ă al flanșei, după care se g ăurește și
se fileteaz ă la dimensiunea nominal ă; majorarea g ăurilor filetate;
– alezajele pentru rulmenț ii axului melcului uzate se recondi ționează prin buc șare, după care
urmează : se strunje ște locașul la o cot ă majorată, se confec ționează o bucșă din OLT 64 sau țeavă,
se preseaz ă bucșa în locaș, se alezeaz ă bucșa la cota nominal ă și se teșește;
– alezajul pentru buc șa arborelui levierului uzat se recondi ționează prin înlocuirea buc șei astfel: se
lărgește locașul, s e confecționează prin roluire o bucșă cu diametrul exterior majorat, se preseaz ă
bucșa în locaș, după care se alezeaz ă la cota nominal ă:
– găurile din urechile pentru fixare uzate se recondi ționează prin încărcarea cu sudur ă electrică ,
polizarea suprafe țelor frontale pân ă la nivelul materialului de baz ă, după care se g ăurește la cota
nominală.
Axul asamblat cu melc ul poate prezenta urm ătoarele defecte care se înl ătură după cum
urmează :
– uzura, știrbirea și exfolierea suprafeț elor active ale melcului determin ă înlocuirea melcului cu unul
nou; – suprafe țele conice ale melcului pentru rulmen ți uzate se recondi ționează prin: rectificarea
conurilor; cromarea dur ă (se rectific ă conurile pentru un iformizarea suprafeț ei. se cromeaz ă și se
rectifică la cota nominală ).

13 Răsucirea ș i încovoierea a xului determin ă înlocuirea lui.
Axul levierului de direc ție asamblat cu rola poate prezenta urm ătoarele defecte care se
înlătură după cum urmeaz ă:
– știrbirea și exfolierea suprafe ței active a rolei determin ă înlocuirea rolei astfel : se taie stratul de
sudură de la capetele axului rolei, se scoate rola și se în¬locuie ște: se sudeaz ă din nou axul rolei la
capete și se ajusteaz ă prin polizare;
– dacă filetul ș urubului de reglaj are mai mult de dou ă spire deteriorate, șurubul se înlocuie ște;
– fusul scurt al axului uzat se recondi ționează prin: rectificare de uniformizare. urmată de cromarea
dură, apoi rectificarea la cota nominal ă;
– fusul lung al axului uzat se recondi ționează prin cromare dur ă și rectificarea la cota nominal ă;
montarea unei buc șe noi cu diametrul interior micș orat;
– dacă diametrul suprafe ței active a a xului rolei scade sub o anumit ă valoare, axul se înlocuie ște;
– dacă diametrul loca șului interior al rolei pentru rul menții cu role-ace dep ășește limita admis ă, rola
se înlocuie ște;
– suprafața laterală a rolei uzate se remediază prin rectificarea suprafe țelor rolei și montarea rolei cu
șaibe de presiune majorate corespunz ător.

14

Fig. 2.1 Punte fa ță [9] Capitolul 2

PIVOTUL. ROLUL ȘI FUNCȚIONALITATEA REPERULUI PIVOT
ÎN SISTEMUL DE DIREC ȚIE

2.1 Puntea din fa ță. Destinație, clasificare, condi ții impuse.

Destinația punții din față
Puntea din fa ță realizeaz ă legătura dintre roț ile de direcț ie și cadrul (caroseria)
automobilului, transmiț ând forța de împingere la ro ți în scopul învingerii rezistentei care apare la
rularea ro ților, (fig. 2.1).
In timpul frânarii puntea din fa ța transmite cadrului (caroseriei) for țele care apar între ro ți si
calea de rulare. De asemenea, puntea din fa ță permite schimbarea direc ției de mers si transmite c ăii
de rulare partea din greutatea automobilului care ii revine acesteia.
În cazul in care puntea din fa ță este o punte combinat ă (de direc ție sau motoare), aceasta
transmite ro ților de direc ție si un moment motor, pe care, in acela și timp, îl si m ărește cu ajutorul
transmisiei principale.

Clasificarea pun ților din fa ță
Punțile din față se clasific ă
după destinație și după soluția
constructiv ă adoptată.
După destinație, punțile din
fața pot fi: de direc ție si de direc ție

motoare (combinate).
În general, puntea din fa ță
este o punte de direc ție
(neantrenat ă) care serve ște la
schimbarea direc ției de mers a
automobilului. Autovehiculele
destinate s ă se deplaseze în teren se
construiesc cu ambele pun ți
motoare. Puntea din fa ță este o
punte combinat ă și la automobilele
organizate dup ă soluția „totul în
față”.
Din punct de vedere
constructiv, punț ile din față se împart în pun ți rigide și în punți articulate.

15

Fig. 2.2 Punte fa ță rigidă [4]

Fig. 2.3 Punte fa ță articulată [7] Puntea din fa ța rigidă
Puntea din fa ță rigidă se întâlne ște la automobilele cu suspensia dependent ă a roților. Puntea
din față rigidă , cunoscut ă și sub denumirea de osia din fa ță rigidă, se compune dintr-o grind ă, la
capetele c ăreia sunt montate artic ulat, cu ajutorul pivo ților, două fuzete. Grinda sau osia propriu-zis ă
1 (fig. 2.2) are o sec țiune în forma de profil „I”.

Capetele grinzii, de care se articuleaz ă
fuzetele, sunt în form ă de pumn. Fixarea
arcurilor suspensiei de grind ă se face pe dou ă
suprafețe de sprijin 2 de pe talpa superioar ă.
Pentru a reduce în ălțimea centrului de mas ă al
automobilului, grinda are partea central ă
curbată în jos în scopul de a putea coborî cât
mai mult motorul. Fuzetele 3 sunt articulate
prin intermediul pivoț ilor 4 de grind ă și
servesc drept osii pentru ro țile de direc ție.
Fuzeta se compune din doua p ărți cilindrice
de diametre diferite, pe care se monteaz ă
rulmenții exteriori și interiori, ai butucului
roții (solidari cu tam
burul), legate printr-o
porțiune tronconică . De asemenea, fuzeta are
și o porțiune filetat ă pe care se în șurubează piulița de fixare a butucului ro ții. Fuzeta care se g ăsește
pe partea volanului este prev ăzută cu un bra ț de comand ă a fuzetei, articulat cu bara longitudinal ă de
direcție și cu un levier articulat la bara transversal ă de direcție.
Pentru a reduce frec ările cu pivo ții, în orificiile furcii fuzetei, se g ăsesc presate buc șe de
bronz, iar pentru a reduce frecarea, sprijinirea pun ții pe fuzet ă se face prin intermediul unui rulment
axial cu bile, montat între punte și brațul inferior al furcii fuzetei. Pe flan șa fuzetei se g ăsește montat
suportul portsabot, pivotul fii nd imobilizat în osie de c ătre un bolț și îmbrăcat în garnitura de
etanșare (burduf), care împiedic ă pătrunderea prafului la rulmen ți.
Puntea din fa ță articulată
Puntea din fa ță articulată se folose ște la
automobile cu suspensie independent ă. În
funcție de construc ția s
uspensiei, la aceste pun ți
se întâlne ște o mare varietate de realiz ări
practice. Totu și, cea mai r ăspândită, în special la
autoturisme, este solu ția cu patrulater cu bra țe
neegale și oscilația roților în plan transversal.

16

Fig. 2.5 Punte fa ță de direcț ie și
motoare articulat ă [8]

Fig. 2.4 Punte fa ță de direcț ie și motoare rigid ă [10] Această punte se compune dintr-o
traversă de care sunt articulate bra țele
oscilante superioare și inferioare. Aceste
brațe au partea exterioar ă articulat ă la
suporturile fuzetelor, pe care se g ăsesc
montate fuzetele, prin intermediul pivo ților
(fig. 2.3).
Puntea din fa ță de direc ție și
motoare rigid ă
Aceasta se întâlne ște la automobilele cu
tracțiune integral ă (fig. 2.4).
Puntea de direc ție și motoare rigid ă
este prevăzută, în partea central ă, cu transmisia principal ă și diferențialul.
De la diferen țial mișcarea se transmite la ro țile motoare prin arbor ii planetari, arborii
conducători ai articula ției sincrone duble, articula ția dublă, la arborele condus, apoi la fuzet ă, pe
care se montează butucul ro ții. Grinda este din oț el forjat și are la partea superioară suporturile
pentru arcuri.
Arborele planetar se reazem ă în carcasa reductorului late
ral (transmisiei finale), prin doi
rulmenți cu role. Arborele conduc ător al articula ției duble se sprijin ă pe doi rulmen ți cu role, unul
fixat în alezajul din capul grinzii, iar al doilea în bosajul din peretele frontal al carcasei reductorului.
Carcasa reductorului îndepline ște și funcția de suport al fuzetei. Articula ția sincrona dubl ă permite
ca arborele condus s ă se roteasc ă împreună cu fuzeta, respectiv s ă oscileze în plan orizontal fa ță de
axa arborelui conduc ător. Fuzeta are o parte sub form ă de țeavă (ce se termin ă cu o flan șă), pe care
se fixează butucul ro ții, prin intermediul a doi rulmen ți tronconici și brațele – interior și superior – în
care se montează cei doi pivo ți, cel superior ș i cel inferior. Pivotul inferior este dintr-o bucat ă cu
levierul de direc ție, iar la fuzeta din partea vola nului, pivotul este dintr-o bucat ă, cu brațul de
comandă al fuzetei. Ungerea reductoarelor latera le (transmisiei finale) se realizeaz ă cu ajutorul unei
pompe, care este antrenat ă de un excentric montat pe carcasa diferen țialului.

Puntea din fa ță de direcț ie și motoare articulat ă
Aceasta este com
pusă din bra țele
oscilante superioare și brațele oscilante
inferioare, care sunt ar ticulate la partea
centrală a punții (fig. 2.5). Cape tele exterioare
ale braț elor oscilante sunt articulate direct cu
fuzeta, fiind și o punte motoare, momentul se
transmite de la diferen țial la fuzet ă prin
intermediul unei transm isii tripode duble cu
galeți sferici. Aceasta transmisie tripod ă este
compusă dintr-un cuplaj tripod unghiular-
axial, arborele planetar și un cuplaj tripod
unghiular.

17 La majoritatea pun ților din fa ță articulate, pivotul propriu-zis lipse ște, el fiind înlocuit de
articulații sferice, prin intermediul c ărora brațul port-fuzet ă este articulat cu bra țele oscilante. Axa ce
unește centrele celor dou ă articulații sferice, define ște axa pivotului fals în jurul c ăreia se rote ște la
bracarea ro ții, fuzeta împreun ă cu brațul portfuzet ă. Cuplajul tripod de lâng ă roată permite, în timpul
funcționării, înclinarea cu unghiuri de pân ă la 40°, iar limitarea axial ă se realizează prin intermediul
unui element elastic.
Cuplajul amplasat la ie șirea din cutia de viteze este de tip tripod unghiular-axial, permi țând
transmiterea simultan ă a mișcării de rota ție și a mișcării de culisare axial ă, precum și o înclinare
maximă de 25° a arborelui planetar.

Condițiile impuse pun ții din față
Puntea din fa ță trebuie s ă îndeplineasc ă următoarele condiț ii: sa fie rezist entă, să asigure o
bună stabilitate ro ților de direc ție, să asigure cinematica corect ă a direc ției la oscila țiile
automobilului: s ă aibă greutate proprie cât mai mic ă pentru a reduce greutatea nesuspendat ă a
automobilului etc.

Materiale utilizate în construcț ia punț ilor din fa ță
Osia propriu-zis ă se confec ționează din oț el carbon de calitate prin forjare și matrițare (se
utilizează, în special, OLC 45 și OLC 50). Fuzetele se execut ă din oț eluri aliate Cr-Ni, ce se supun
unui tratament de îmbun ătățire.

Întreținerea pun ților din fa ță
Întreținerea pun ților din fa ță cuprinde lucr ări de gresare, de verificare a îmbin ărilor
subansamblurilor, strângerilor și jocurilor rulmen ților și pivoților, lucrări de verificare a nivelului
uleiului de transmisie și de schimbare a acestuia în axul pun ților de direc ție și motoare.
Gresarea pivo țilo
r și a articula țiilor duble cu ro le se efectueaz ă după un parcurs de 5.000 km
echivalen ți, iar gresarea rulmen ților butucilor roț ilor după 60.000 km echivalen ți. Verificarea
nivelului uleiului de transmisie din reductoarele (transmisii finala) și diferențialul punții combinate
și efectueaz ă după un parcurs de 5000 km echivalen ți, iar înlocuirea uleiului dup ă 20.000 km.
Verificarea jocului de pivo ți și butucii ro ților precum și reglarea acestuia se efectueaz ă după
un parcurs de 20.000 km echivalen ți.
Defectele în exploatare ale pun ții din față
În exploatare, puntea din fa ță poate prezenta urm ătoarele defecte: încovoierea și răsucirea
sau ruperea pun ții propriu-zise, ruperea fuzet ei, deteriorarea sau ruperea filetului fuzetei, ruperea
pivoț ilor.
Defectul de încovoiere sau r ăsucire a pun ții propriu-zise se produce datorit ă șocurilor primite
la trecerea automobilului înc ărcat peste obstacole. Ca urmare a încovoierii pun ții propriu-zise se
modifică unghiurile de a șezare ale ro ților și pivoților, iar conducerea auto mobilului devine m
ai
greoaie, anvelopele se uzeaz ă prematur, iar consumul de combustibil cre ște. Înlăturarea defectului se
poate face numai în atelierul de repara ții.

18Defectul de rupere a pun ții propriu-zise are dr ept cauze: fisuri sau defecte ascunse,
supraîncărcarea automobilului. Înl ăturarea defectului se face la atelierul de repara ții, până când
automobilul va fi remorcat, cu puntea din fa ță suspendat ă.
Ruperea fuzetei sau pivotului se produce datorit ă oboselii materialului sau șocurilor primite
la trecerea automobilului supraînc ărcat peste obstacole. Aces t defect nu se poate înl ătura pe parcurs,
ci în atelierul de repara ții până când automobilul va fi remorcat cu puntea din fa ță suspendat ă.
Filetul fuzetei se poate rupe din cauza for țelor axiale mari care ac ționează asupra piuliț ei ca
urmare a uzurii excesive a rulmentului conic exteri or, ceea ce duce la jocuri axiale. În cazul acestui
defect, automobilul se va deplasa cu vitez ă redusă până la atelierul de repara ții.

Repararea punț ii din față
Puntea propriu-zis ă poate prezenta urm ătoarele defecte, care se înl ătură după cum urmează :
– uzura în în ălțime a um ărului punții se înlătură prin frezare plan ă și montarea unor șaibe ca
să se obțină înălțimea la cot ă nom inală;
– gaura uzat ă pentru pivot se recondi ționează prin presarea unei buc șe din oțel în orificiul
pentru pivotul majorat, dup ă care bucșa se alezeaz ă la cota nominal ă;
– suprafața de fixare uzat ă a arcului se recondi ționează prin frezare plan ă, puntea încovoiat ă
se îndreapt ă la rece cu ajutorul unei prese hidraulice de 10.000 daN:
– g ăurile uzate ale bridelor și butucul central de arc se recondi ționează prin încărcarea cu
sudură electrică , urmată de frezare plan ă și găurire la cota nominal ă.
Fuzetele pot prezenta urm ătoarele defecte, care se înl ătură astfel:
– filetul pentru piuli ța de strângere a rulmen ților, uzat. Dac ă filetul are mai mult de o spir ă
smulsă se repară prin încărcare cu sudură prin vibrocontact, dup ă care se refileteaz ă, se frezeaz ă un
canal de
pană și apoi se execut ă o gaură șplint. Se mai poate recondi ționa prin înc ărcare cu sudură
electrică, urmată de aceleaș i operații;
– fusurile uzate pe care se monteaz ă rulmenții se recondi ționează prin încărcare cu sudur ă
vibrocontact, urmată de strunjire și rectificare între vârfuri, la cota nominal ă;
– fusul pentru garnitura de etan șare uzat se recondiț ionează ca fusurile pentru rulmen ți.

2.2 Pivotul. Generalit ăți. Elementele componente ale pivotului

În construc ția unui vehicul, un rol vital îl constituie sistemul de direc ție, cu fuzetele și
pivoț ii. Construc ția fuzetelor și pivoților depinde de tipul constructiv al pun ții din față și anume:
punte motoare sau nemotoare, punte monobloc (rigid ă) sau din mai multe elemente (articulat ă) etc.
Punțile rigide se utilizeaz ă, în general, la camioane, autobuze și tractoare, iar cele articulate la
autoturisme și autoutilare.
Lagărul fuzetă-pivot are importan ță hotărâtoare asupra frec ărilor din sistemul de direc ție,
apreciindu-se că 50% din pierderile prin frecare se datoreaz ă acestui lag ăr, 35% frecă rilor din caseta
de direcție și 15% frec ărilor din articula țiile sferice. În exploatare, în ansamblul pivot-fuzet ă-roată,
datorită frecării mărite, prin p ătrunderea impurit ăților în lag ăre, se produce uzura rulmen ților, uzura
pivoț ilor și a bucșelor de pivot. Pentru prevenirea acestor inconvenien te este necesar ă schimbarea

19

Fig. 2.8 Elementele componente ale pivotului

Fig. 2.9 Unghiul de înclin are al pivotului [1] periodică a lubrifiantului, reglarea jocurilor, înlocuirea rulmen ților și bucșelor mari, înlocuirea
garniturilor de etan șare deteriorate etc.
Una dintre piesele cele mai solicitate piese ale sistemului de direc ție este pivotul (fig. 2.6 și
fig. 2.7), acesta fiind un elemen t al sistemului de direc ție care face jonc țiunea între bascul ă și fuzetă.

Fig. 2.6 Localizarea pivotului Fig. 2.7 Pivot

Elementele componente ale pivotului
sunt prezentate în figura 2.8. Astfel, acesta
este format din suportul de fixare (1) – corpul pivotului, care înglobeaz ă toate elementele
componente și se fixeaz ă rigid pe bascule,
axul pivotului (2) – elementul care se fixeaz ă
rigid pe fuzet ă și care, rotindu-se în suport,
permite bracarea fuzetei, elementele de
rigidizare (3) – confec ționate din plastic dur
sau alam ă, permit strângerea axului pivotului în supor tul de fixare, rigidizând îmbinarea prin
ambutisare și burduful de cauciuc (4 ) – folosit pentru a re ține vaselina în interiorul îmbin ării și să nu
permită prafului să pătrundă în aceasta.

2.3 Unghiurile de a șezare ale pivotului

2.3.1 Unghiul de înclinare
Înclinaț ia pivotului este unghiul, m ăsurat în
grade, format între linia median ă a pivotului și
perpendiculara pe sol, privind vehiculul din fa ță
(fig. 2.9 ).
Unghiul de că dere este unghiul care arat ă
modul în care se reduce devia ția pivotului,
reprezentat ă de distan ța B dintre proiec ția axei
pivotului pe sol și punctul de contact al ro ții, dar s-

20

Fig. 2.10 Unghiul de c ădere [1]

Fig. 2.11 Variaia unghiular ă [1]

Fig. 2.12 Unghiul de înclinare al pivotului
i axa de sigurană [1] a observat c ă o mărire a acestu i unghi creeaz ă
efecte negative, în spec ial când se folosesc ro țile cu
cauciucuri f ără cameră (tubeless). Astfel, s-a sim țit
nevoia reducerii unghiului de c ădere foarte mult,
aproape de valoarea zero, lucru necesar și pentru a
obține o uzur ă uniformă a cauciucurilor. Problema
a fost rezolvată prin înclinarea pivotului c ătre
partea de jos a ro ții (fig. 2.10).
În cazul suspensiilor cu punte rigid ă,
înclinația pivotului nu variaz ă sub efectul greut ății
și deplasării pe vertical a ro ții, cu condi ția ca axul
să nu se deformeze;
În cazul suspensiei independente, greutatea
și mișcarea pe vertical ă a vehiculului face ca atât
unghiul de c ădere, cât și înclinarea pivotului s ă varieze în aceea și măsură, din moment ce pivotul se
mișcă o dată cu butucul ro ții (fig. 2.11).

Înclinarea pivotului este considerat ă pozitivă
atunci când proiec ția axului pivotului ajunge aproape
de punctul de contact al ro ții cu suprafa
ța de rulare
(înclinată în partea opusă unghiului de c ădere); este
dificil, dac ă nu imposibil s ă existe o înclina ție
negativă a pivotului.

Efectele unghiului de înclinare
Unghiul de înclinare al pivotului, printre
altele, creeaz ă fenomenul de întoarcere a ro ții în
poziția de mers înainte; de asemenea, tinde să
mențină această poziție după un impact cu un
obstacol. Acest efect natural, care este de o
importanță vitală, datorită înclinației pivotului,
derivă din faptul c ă roata, atunci când se învârte în
jurul acestei axe oblice, formează un con cu vârful
în jos, aș a cum este ar ătat în fig. 2.12. Se poate
vedea din fig. 2.12 c ă, atunci când butuc ul este în
poziția 1, se afl ă în cel mai înalt punct în raport cu

21

Fig. 2.14 Unghiul de fug ă [1] solul și roata este în pozi ția de mers înainte. Atunci când se realizeaz ă virajul c ătre dreapta sau
stânga, pozi țiile 2 și 3, butucul coboar ă și, în consecin ță, roata tinde s ă se ducă sub nivelul solului;
din moment ce aș a ceva este imposibil, tendin ța este de a ridica caroseria într-o pozi ție instabil ă.
Astfel, atunci când întoarce volanul, șoferul nu numai c ă întoarce ro țile dar, de asemenea, datorit ă
efectului creat de greutate, ridic ă și caroseria vehiculului; imediat cum șoferul înceteaz ă să mai țină
volanul, caroseria, datorită tendinței natural create de pr opria greutate, revine în punctul cel mai jos
și, împreun ă cu această mișcare, face ca ro țile să revină în poziția de mers înainte. Evident, cu cât
vehiculul este mai greu sau mai mare înclina ția pivotului, cu atât for ța necesară virării și viteza de
revenire sunt mai mari.
Astfel, fiecare forță perturbatoare ( Fp) asupra direcț iei de mers înainte a ro țilo r va întâlni o
forță egală de sens contrar, datorit ă greutății vehiculului, ac ționând în direcț ie transversal ă de-a
lungul axei pivotului oblic și, astfel, contribuind enor m la conservarea stabilit ății vehiculului (Fig.
2.13).

Fig. 2.13 For țele ce influen țează direcț ia de mers [1]

2.3.2 Unghiul de fug ă
Unghiul de fugă dat de pivot creeaz ă două
tendințe/fenomene foarte importante ale rul ării
vehiculului: prima tendin ță este legat ă de
stabilitate, men ținând linia dreapt ă de rulare a
vehiculului, cu revenirea relativ ă a roților după o
curbă și, al doilea, este înclinarea ro ții în timpul
virării. Acesta, m ăsurat în grade, este format între
axa pivotului și perpendiculara pe sol privind
vehiculul din la teral (fig. 2.14).
Elementele componente din figura 2.14,
care prezint ă unghiul de fugă al pivotului, sunt
următoarele: înclinarea pivot ului (1), axa vertical ă
(2), axa pivotului (3), punctul de contact între axa pivotului și suprafața de rulare (4) i punctul de
contact cu solul (5).

22

Fig. 2.16 Cuplul antideviere S-R, în cazul
unghiului de fug ă pozitiv, în linie dreapt ă [1] 2.4 Stabilitatea la rulare

2.4.1 Stabilitatea în linie dreapt ă
Acest fenomen este creat datorit ă distanței B, distanța dintre punctul de proiec ție al axei
pivotului, punctul 1 (în raport cu direc ția de mers) ș i punctul de contact al pneului cu suprafa ța de
rulare (fig. 2.15). Figura 2.15 arat ă două roți cu unghi de fug ă pozitiv (extensia pivotului scade
înaintarea punctului de contact al pneului cu suprafa ța de rulare) folosind dou ă sisteme: unul este de
a înclina pivotul (fig. 2.15a) și celălalt este de a muta pozi ția pivotului în raport cu axa ro ții (fig.
2.15b). Stabilitatea la mersul în linie dreapt ă este prezentă în ambele cazuri .

a . b .
Fig. 2.15 Stabilitatea în linie dreapt ă [1]

De fapt, în cazul unghiului de fug ă pozitiv, roata este trasă, din moment ce este în linia de
acțiune a forț ei aplicate asupra axului, for ța ce trece
prin punctul 1 aflat în fa ța roții (fără a lua în
considerare direc ția de mers ). Orice încercare a
roții de a devia de la direc ția de mers (în linie
dreaptă) va fi contracarată de cuplul de îndreptare
generat de forț a S și de rezisten ța la rulare a ro ții R
(fig. 2.16).
Îns ă, în cazul unghiului de fug ă negativ,
roata este împins ă, din moment ce este pe linia de
aplicare a for ței ce acționează asupra axului, for ța
ce trece prin punctul 1, punct aflat în spatele ro ții
(fără a se lua în considerare direc ția de mers, figura
2.17). Orice încercare a ro ții de a devia de la
direcția de mers (în linie dreapt ă) va fi ajutat ă și
amplificat ă de cuplul generat de for ța S și de
rezist
ența la rulare a ro ții R).
În consecin ță, cea mai bun ă condiție de stabilitate pentru mersul în linie dreapt ă a roții este
obținută cu un unghi de fug ă pozitiv și deci, tragerea ro ții; de fapt, în aces t caz, fenomenul de
oscilare a ro ții și efectele negative ale acestuia sunt înl ăturate.

23

Fig. 2.17 Cuplul antideviere S-R, în cazul
unghiului de fug ă negativ, în linie dreapt ă [1]

Fig. 2.18 Stabilitatea la unghi de fug ă de 0o [1]

Fig. 2.19 Cuplul antideviere S-R, în cazul
unghiului de fug ă pozitiv, la virare [1]
2.4.2 Stabilitatea în timpul vir ării
În cazul unghiului de fug ă cu valoare
zero, axa de întoarcere va coincide cu punctul de
contact al pneului cu suprafa ța de rulare (fig.
2.18).
În acest caz comportamentul ro ții este
unul neutru și este sensibil la toate for țele
perturbatoare ce încearc ă să modifice traiectoria
dreaptă a acestora (deci instabil ă) și, în
consecință, nu prezint ă tendința de revenire la
direcția de mers înainte după efectuarea unei
curbe.
Dac ă roata are un unghi de fug ă pozitiv,
atunci când este întoars ă în jurul axei pivotului, î și
schimbă punctul de contact cu suprafa ța de rulare
și, în consecin ță, punctul în care rezisten ța la
înaintare R este aplicat ă, precum este ar ătat în
figura 2.19; forț a S, însă, întotdeauna ac ționează în
aceeași direcție. Acest lucru conduce la crearea
cuplului de întoarcere Mr de că tre forțele R și S, ce
tind să readucă roata în pozi ția de mers înainte.
Dac ă unghiul de fug ă este negativ, atunci
când roata este întoars ă în jurul axei pivotului, î și
schimbă punctul de contact cu suprafa ța de rulare
și, în consecin ță, punctul în care rezisten ța la
înaintare R este aplicat ă, precum este ară tat în
figura 2.20; for ța S, însă, întotdeauna ac ționează în
aceeași direcție. Acest lucru conduce la crearea
cuplului de că tre forț ele R și S care, în contrast cu
cazul anterior, tind s ă amplifice efectul vir ării
roților și împiedic ă revenirea acestora în pozi ția de
mers înainte. Comportamentul diferit al ro ților cu
unghi de fugă pozitiv și negativ poate fi verificat
practic prin conducerea aceluia și vehicul înainte și
înapoi; mai exact, atunci când vehiculul merge înainte și are un unghi de fug ă pozitiv, ro țile vor
reveni în poziț ia neutră după efectuarea unui viraj,
lucru care
nu se va întâmpla dup ă efectuarea unui
viraj în mar șarier; în cazul unghiului de fug ă
negativ, lucrurile vor fi exact invers, și anume,
roțile vor reveni numai dup ă efectuarea unui viraj în mar șarier.

24

Fig. 2.20 Cuplul antideviere S-R, în cazul
unghiului de fug ă negativ, la virare [1] În cele dou ă cazuri ilustrate în
figurile 2.19 și 2.20, se poate vedea c ă, cu
cât este mai mare unghiul de fug ă (fie el
pozitiv sau negativ), cu atât mai mare va
fi deplasamentul longitudinal B și
translația punctului de aplicare a for ței
rezistente în timpul vir ării R. De aceea, se
poate trage concluzia c ă, cuplul Mr este
atât cel care ajut ă la îndreptarea roț ilor
(fig. 2.19), cât ș i la auto-virare (fig. 2.20)
și este direct propor țional cu
deplasamentul longitudinal B. În cel mai
comun caz, cel cu unghi de fug ă pozitiv,
cuplul Mr, ce creeaz ă efectul de revenire
al roților, va ac ționa contrar for ței impuse
de șofer pentru a vira; astfel, se poate
spune că: cu cât este mai mare valoare
unghiului de fug ă pozitiv, cu atât este mai
mare forța necesar ă a fi aplicat ă pentru a vira, însă , în acelaș i timp, stabilitatea în cazul direc ție de
mers înainte, atunci când vor interveni for țe perturbatoare, va fi mai mare. Dac ă unghiul de fug ă este
diferit pe cele dou ă roți ale aceluia și ax (cauzând reac ții diferite în cazul va rierii traiectoriei),
vehiculul va tinde s ă devieze singur de la traiectorie, c ătre partea unde unghiul este mai mic, în
valoare absolută ; efectul este sim țit mai puternic în timpul acceler ării și frânării. Acest lucru este
ilustrat clar în figura 2.21.

Fig. 2.21 Devierea de la traiect orie în cazul unghiului de fug ă diferit pe cele două roți

Fenomenul de revenire în poziț ia de mers înainte este garantat de înclina ția transversal ă a
pivotului; unghiul de fug ă contribuie și el la acela și efect. În cazul autovehiculelor tradi ționale,
unghiul de fugă tinde către zero și este mai mare numai la vehiculele care prezint ă o sarcină mică pe
roțile care vireaz ă.

25

Fig. 3.1 Dacia Logan [12] Capitolul 3

STUDIU DE CAZ PRIVIND COMPOR TAREA UNUI PIVOT ÎN CADRUL
SISTEMULUI DE DIREC ȚIE

3.1 Teste de verificare ale reperulu i pivot la autoturismul Dacia Logan

3.1.1 Introducere
În prezentul capitol, se abordeaz ă aspecte privind modul în care se realizeaz ă demontarea,
respectiv montarea unui reper pivot la un autoturism Dacia Logan, berlin ă. Obiectivul principal al
acestei abord ări îl constituie verificarea modului în care se produce uzura reperului pivot dup ă
rularea de c ătre autoturism unui anumit num ăr de kilometri, scopul final fiind descoperirea
eventualelor neconformităț i privind materialele constitutive, fabrica ția, respectiv montajul reperului
pivot.
Testele s-au efectuat în cadrul societ ății belgiano-român ă SC SIDEM SRL Suceava, care are
ca domeniu de activitate produc ția și comercializarea de piese auto și accesorii pentru autovehicule
și motoare de autovehicule din import, dar și pentru cele din produc ția internă, unul dintre
colaboratorii principali fiind Uzin a de Autoturisme Dacia Mioveni.

Autoturismul Dacia Logan
Dacia, principalul produc ător de automobile din România, a luat fiin ță în anul 1966, odat ă cu
crearea Uzinei de Autoturisme de la Mioveni. Dup ă 2 ani, a fost produs ă prima Dacia 1100 sub
licență Renault 8. În anul 1999, Renault a achizi ționat 51% din ca pitalul societ ății în urma
procesului de privatizare, iar în prezent de ține 99,43% din capitalul Dacia [12]. Compania a parcurs
un amplu program de modernizare: refacerea instala țiilor industriale, reorganizarea re țelei de
furnizori, reconstruc ția rețelei comerciale, reorganizarea activit ăților și formarea angaja ților. Acestea
s-au concretizat în ob ținerea a trei standarde de management al calit ății, dintre care unul în domeniul
protecției mediului. Investi țiile totale rea lizate de Renault la Dacia, de peste 2 miliarde euro, au
contribuit la pozi ționarea Dacia ca una dintre cele ma i importante companii din economia
românească , cu o contribu ție semnificativ ă la produsul intern brut și la exporturile țării. Obiectivul
Dacia este acela de a produce o gam ă de vehicule robuste, fiabile și accesibile pentru clien ții români
și străini, la standarde de calitate Renault. Calitatea produselor Dacia este recunoscut ă la nivel
internațional. În cadrul sondajelo r realizate de institute ș i publicații de specialitate, clien ții Dacia se
declară foarte satisf ăcuți privind calitatea ma șinilor Dacia.
Dacia este a doua marc ă a Grupului
Renault, contribuind în mod semnificativ la
îmbunătățirea imaginii României în lume.
Succesul Dacia se explic ă prin faptul c ă
autovehiculele produse la Mioveni ofer ă un
raport pre ț/calitate/presta ții/fiabilitate imbatabil.
Peste 93% din produc ția Uzinei Vehicule de la
Mioveni este exportată în 34 de țări de pe patru
continente. Cu o capacitate de produc ție de
350.000 unit ăți pe an, Uzina Vehicule Dacia
asigură atât producț ia gamei de vehicule format ă
din Logan berlin ă (figura 3.1), Logan MCV,

26

Fig. 3.2 Repere auto – SC SIDEM Logan Van, Dacia Sandero și Dacia Duster, cât și fabricarea de piese de schimb. Caden ța de
fabricaț ie este de 64 de autovehicule/or ă, ceea ce înseamn ă că practic, la fiecare 55 de secunde de pe
banda de montaj iese o ma șină. În cei peste 40 de ani de existen ță, Uzina a produs 8 modele diferite:
Dacia 1100, Dacia 1300, Dacia Nova, Dacia SuperNova, Dacia Solenza, Dacia Logan (cu versiunile
berlina, break, furgon și pick-up), Dacia Sandero și Dacia Duster, în total peste 4 milioane de
vehicule [12].

Uzina este organizat ă în patru departamente de fabrica ție: Presaj, Caroserie, Vopsitorie și
Montaj. Presajul reprezintă începutul procesului de fabrica ție a unui vehicul și constă în
transformarea materiei prime, livrate sub form ă de tablă din oțel, în piese de caroserie. Piesele astfel
obținute sunt trimise în departamentul Caroserie , unde sunt asamblate prin sudur ă în puncte și,
împreună cu elementele mobile, formeaz ă caroseria ma șinii. Vopsitoria , a treia etap ă a procesului de
fabricaț ie, are ca misiune protejarea caroseriei împotriva coroziunii și realizarea unui aspect final
conform exigen țelor de calitate. Pentru vopsirea unei car oserii sunt necesare 8 kg de vopsea. În
ultima etap ă a procesului de fabrica ție, în departamentul Montaj , sunt asamblate și montate
elementele mecanice (grupul motopropulsor, puntea spate), postul de conducere, oglinzile,
elementele interioare și exterioare ale vehiculului (mochete, scaune, faruri etc.). O alt ă activitate
importantă a Uzinei Vehicule este fabricarea de piese pentru celelalte uzine Renault care asambleaz ă
modelele Logan si Duster: Brazilia, Rusia, Maroc, Columbia, Iran, India și Africa de Sud. Dacia are
în prezent cea mai mare uzin ă de vehicule din grupul Renault, cu un num ăr de 8.300 salaria ți, dintre
care 30% sunt femei.

SC SIDEM SRL Suceava
Societatea comercial ă SC SIDEM SRL este o
societate cu r ăspundere limitat ă, cu sediul în județ ul
Suceava, platforma industrial ă Șcheia, Str. Humorului
nr. 100. Domeniul de ac tivitate este, pe lâng ă producția
și comercializarea de piese auto, producerea și
comercializarea de accesorii pentru autovehicule și
motoare de autovehicule din import, figura 3.2, printre
cei mai importan ți clienți fiind Porche, Ford, MAN etc.

Istoric
SC SIDEM SRL a luat naș tere în aprilie 2001,
acționar unic fiind SIDEM NV din Belgia. Firma-mam ă este principalul furnizor de materie prim ă,
dar și principalul client. Sediul organiza ției, o fostă hală de produc ție a SC URB Rulmen ți Suceava
SA, a fost renovat și reproiectat, astfel în cât au fost create spa ții adecvate pentru birouri, sală de
ședințe, laborator calitate, magazie și hala de produc ție.
Producția a început în septembrie 2002 când în SC SIDEM SRL erau 30 de angaja ți și 8
utilaje. S-a început cu produc ția pivoților și a capetelor de bar ă pentru autoturisme, fiind asimilate
pentru început un num ăr de 13 repere. În aprilie 2010, SC SIDEM SRL are 150 de angaja ți, 80 de
utilaje, o linie de fosfatare și vopsire, 4 linii de montaj.
Gama produselor s-a extins cu urm ătoarele categorii: stabilizatori, capete de bară de
camioane, bare de camioane, bra țe din oțel și din aluminiu, bucș e și axe.
În cadrul unei pie țe globale, la nivel na țional, SC SIDEM SRL este singura unitate de profil
care a reu șit de peste 4 ani s ă exporte piese auto în Uniunea European ă, asta atât datorit ă asistenței
pe care o acord ă acționarul unic Sidem NV Belgia, precum și calității produselor implementate și
promovate.

27
În martie 2007, SC SIDEM SRL a pr imit certificate conform ISO 9001:2000 și ISO/TS
16949:2002.

Pe baza comenzilor de la clien ți se face aprovizionarea cu materie prim ă, materiale, scule,
utilaje și dispozitive de m ăsurare. Traseul tehnologic și planul de control necesar produc ției sunt
stabilite în faza de prototip. Eliberarea produselor de la o opera ție la alta și pentru livrare se face
după efectuarea controlului de c ătre persoanele abilitate, iar livrarea produselor c ătre beneficiari se
face la data la care au fost confirmate comenzile.
Gestionarea comenzilor, a materiei prime și a materialelor necesare produc ției sunt realizate
prin intermediul softului Axapta, iar partea de proiectare CAD, CAM, CAE este realizat ă prin
intermediul pachetului software NX Siemens. Totodat ă, pentru realizarea reperelor auto cu o
complexitate ridicat ă comandate de că tre clienți, se foloseș te tehnologia ingineriei inverse.
Utilizarea ingineriei inverse presupune într-o prim ă etapă scanarea 3D a componentei sau
subansamblului. Se capteaz ă astfel geometria, suprafeț ele compuse și numeroase caracteristici care
sunt dificil de m ăsurat utilizând tehnicile tradi ționale.
În unele ramuri industriale, în special în sectorul auto, apare necesitatea re-design-ului de
piese și subansambluri datorit ă faptului că producătorii trebuie s ă asigure piese de schimb pentru o
perioadă scurtă de timp pentru modelele creat e. Limitarea seriilor de produc ție, folosirea unor
produse soft de gestiune nesatisf ăcătoare la generarea reperelor componente sau chiar lipsa unor
specificații tehnice, duc în final ca metodele tradi ționale ce utilizeaz ă desenul tehnic și proiectarea
3D să nu aibă o eficacitate sporită . În vederea elimin ării acestui deziderat, se folosesc soluț ii
alternative.

3.1.2. Montarea și demontarea pivo ților la autoturismul Dacia Logan
În situațiile în care are loc o uzare a suprafe țelor, care se freac ă în bucșele pivotului sau
datorită pătrunderii impurit ăților prin fisurarea burdufului, este necesar ă schimbarea periodic ă a
lubrifiantului, reglarea jocurilor, înlocuirea rulmen ților și bucșelor mari, înlocuirea garniturilor de
etanșare deteriorate etc.
Procedura de montare și demontare a unui pivot la auto turismul Dacia Logan presupune
parcurgerea mai multor etape, dup ă cum urmează :

– Faza 1. Ridicarea autoturismului pe elevator pân ă la nivelul de lucru și demontarea ro ții
Se deșurubează piulițele și șuruburile pivotului, car e este fixat de bra țul de suspensie. Dac ă
brațul este fixat prin ni turi, acestea se îndep ărtează. Se foloseș te o unealt ă specială de montare
(separatorul de pivot), conform indica țiilor de demontare a pivotului date de c ătre produc ător.

– Faza 2. Demontarea basculei pe care este fixat pivotul, prin desfacerea șuruburilor ce o
fixează de ș asiul mașinii, prin folosi rea de unelte specifice: chei, șurubelnițe etc. Dac ă este necesar ă
înlocuirea buc șelor de pe bascul ă, se folose ște o presă corespunz ătoare (de exemplu, hidraulic ă), iar
dacă se înlocuie ște bascula sau bra țul de suspensie, trebuie s ă se asigure c ă acestea sunt aliniate
corect înainte s ă se strângă șuruburile de fixare. Nerespectarea acestor reguli poate provoca uzura
prematură a bucș elor, figura 3.3 a și b.

28

a . b .
Fig.3.3 Demontarea basculei pe care este fixat pivotul

– Faza 3. Depresarea pivotului vechi de pe bascul ă

După ce s-a demontat bascula de pe ma șină, se trece la depresarea pivotului în vederea
înlocuirii acestuia, depresarea f ăcându-se cu o presă hidraulic ă. La depresare se ține cont ca bascula
să fie atent pozi ționată pentru a nu ap ărea deformari la nivelul loca șului pivotului. De preferat,
înlocuirea pivotului pe aceea și basculă să nu se efectueze mai mult de o singur ă dată, deoarece apare
uzură în locaș ul acestuia, urmând ca alte înlocuiri s ă se facă cu tot cu bascul ă.
– Faza 4. Montarea pivotului nou pe bascul ă
Înainte de a monta pivotul trebuie s ă se asigure c ă partea inferioar ă a braț ului de suspensie
este curat ă și nu prezint ă praf, ca etap ă premergătoare împingerii pivotului în loca ș, figura 3.4. Se
folosesc întotdeauna unelte sp eciale de montare potrivite și se verific ă conectarea corect ă la partea
superioară a burdufului. Trebuie respectate cupl urile de strângere indicate de c ătre produc ătorul
vehiculului și nu se recomandă niciodat ă folosirea unei chei pneumatice de strângere. Toate
șuruburile și piulițele finale trebuie s ă fie noi. Trebuie avut ă o atenție deosebit ă asupra burdufului
pivotului pentru a nu-l fisura sau t
ăia, deoarece permite intrarea pr afului, apei etc. Acest lucru
grăbește uzura din interiorul articula ției, iar mi șcarea axului sferic duce inevitabil la uzura prematur ă
a pivotului.

a . b .
Fig. 3.4 Depresarea pivotului vechi și montarea pivotului nou pe bascul ă

29

Fig.3.6 Pivot cu șurub [11]- Faza 5. Montarea bra țului pe bieleta de direc ție – figura 3.5a
În funcție de uzura apă rută la ansamblul de direc ție capăt de bară-bieletă, acestea se pot
înlocui separat sau în totalitate. La înlocuirea acestui ansamblu, se procedeaz ă astfel:
1. Se desface piuliț a capătului de bar ă de pe port-fuzet ă cu ajutorul unei chei inelare ș i a unui imbus;
2. Se depreseaz ă capătul de bar ă de pe port-fuzetă ;
3. Se trece la separarea prin de șurubare a cap ătului de bar ă;
4. Urmeaz ă demontarea bieletei de pe caseta de direc ție;
5. Se scoate clema de la burduful de protecț ie și se deșurubează de pe axul casetei.
Se ține cont, la demontarea cap ătului de bar ă de pe bielet ă, de numărul de filete pentru a
ajunge cât mai aproape de pozi ția sa inițială. Aceasta simplific ă găsirea poziț iei corecte pentru
bieleta de direc ție mai târziu.

– Faza 6. Montarea bieletei de direc ție pe autoturism, figura 3.5b
Înainte de montare, se mi șcă întotdeauna axul și burduful de câteva ori. Se verific ă ca
mișcarea să nu fie obstrucț ionată , se evacuează aerul din burduf și se unge axul cu ulei. Nu se
foloseș te vaselin ă. Pentru a evita deterioră rile, se ț ine cont de cuplurile de strângere indicate în
instrucțiunile producă torului ma șinii. În cazul bieletelor cu buc șe, acestea se instaleaz ă fără tensiune.
După montarea ansamblului bielet ă-capăt de bară se verific ă si celelalte articula ții ale sistemului de
direcție pe fiecare parte a autoturism ului (stânga, dreapta). Se monteaz ă roata și se coboar ă mașina
de pe elevator, f ăcând mișcări înainte și înapoi de câteva ori. Dup ă aceasta, se efectueaz ă o cursă de
probă cu maș ina, urmeaz ă verificarea geometriei ro ților cu o aparatură specială, pentru a
preîntâm
pina uzura prematură a pneurilor și a articula țiilor din sistemul de direc ție.

a . b .
Fig. 3.5 Montarea bra țului pe bieleta de direc ție si montarea acesteia pe autoturism

Nerespectarea principiilor tehnice ale mont ării și
demontării unui pivot, poate duce la o serie de dezavantaje ce
vizează, în ultim ă instanță, chiar siguran ța în trafic a
autoturismului și a conduc ătorului auto. Spre exemplu, la un
autoturism Dacia Logan, s- au folosit pentru repara ția brațelor
suspensie stânga și dreapta 2 pivo ți cu șurub, figura 3.6. Dup ă
parcurgerea unei distan țe, articula țiile sferice au devenit

30

Fig. 3.7 Deforma ții pe
inelul pivotului [11]

Fig. 3.8 Linii de uzur ă provocate de
lovitura cu ciocanul [11]

Fig. 3.9 Indicatori de
montare corect ă a
pivotului [11] slăbite în braț ele suspensiei, acest fapt fiind indicat de b ătăile puternice
în timpul rul ării, în special la viraje.
În locul unei prese hidraulice s-a folosit un ciocan greu. A fost
o soluție rapidă , dar nu o decizie sigur ă pentru repararea ma șinii.
Deformațiile de pe inel (figura 3.7) ar putea fi cauzate de lovirea
brațului de suspensie de c ătre articula ția sferică slăbită.
În imaginea m ărită din figura 3.8, liniile vizibile fac dovada
montării incorecte. Fiecare linie este echivalentul unei schimb ări de
poziție cauzată de un ciocan.
De asemenea, este destul de vizibil c ă aceste linii nu sunt
orizontale. O montare care nu este perfect orizontală va lărgi diametrul
lăcașului din braț ul de suspensiei, acest lucru ducând la sl ăbirea forț ei
de strângere și are ca rezultat sl ăbirea articula țiilor
sferice.

În aceste condi ții, nervurile nu mai sunt
vizibile și sunt umplute cu un lichid de blocare a
filetului, figura 3.9. În cazul repara ției corecte
nervurile s-ar vedea clar (pozi ția 1). În pozi ția 2,
indicatorul lichidului de blocare a filetului este
definit printr-o culoare albastr ă.
Pentru realizarea unei înlocuiri corecte este
indicat să se foloseasc ă o presă hidraulic ă de sine
stătătoare pentru a
presa ușor articula ția
sferică, poziționată corect și nu înclinat ă în braț ul de suspensie. Pentru
a introduce articula ția în braț, acesta din urm ă trebuie demontat de pe
mașină și apoi remontat. În acela și timp, se folose ște o presă hidraulic ă
specială mobilă , care permite extragerea și introducerea articula ției
sferice în bra țul de suspensie f ără demontarea acestuia de pe ma șină.
Avantajul principal al folosirii ace stei prese speciale mobile este
rapiditatea opera ției, dezavantajul este îns ă o investiție mai mare (presa
mobila este mult mai scump ă decât cea universal ă. fixă .)
O altă soluție de montare rapid ă este folosirea unui bra ț de
suspensie care are deja buc șele și articulaț iile sferice montate.
Avantajul principal este c ă nu necesit ă investiție în unelte și nici riscul
de a monta articula ția sferică incorect, dar nu trebuie neglijat faptul c ă
brațul de suspensie trebuie demontat. În aceste condi ții, în cazul
mașinilor mai vechi, schimbarea articula ției sferice ar fi mai eficient ă ca și cost.

3.1.3 Descriere teste. Generalit ăți
Testele de rezisten ță funcționale și de exploatare, necesare pentru definirea gradelor de
libertate specifice unor componente ale direc ției sunt incluse, de regul ă, într-un plan mai amplu de
testare, stabilit de comu n acord între furnizor ș i producătorul de vehicule. Obie ctivul testelor de
verificare este de a analiza, prin sondare, gradul de funcț ionare optim pentru unele componente
produse în condi ții de serie.

31
În cazul articula ției sferice, situa ție în care este inclus și reperul pivot, înc ărcările se pot
grupa în mai multe clase:
– articulații cu încărcare predominant radial ă, fig. 3.10 a;
– articulații cu încărcare predominant axial ă, fig. 3.10 b;
– articulații cu încărcare radial-axial ă, fig. 3.10 c.

a. b. c.

Fig. 3.10 Definirea articula ției sferice în func ție de direc ția de aplicare a sarcinii de înc ărcare

în care:
raF – forț a radială;
axF – forț a axială.
Pentru buna desf ășurare a testelor se im pune o serie de cerin țe generale, cele mai importante fiind
legate de:
– sarcinile de înc ărcare: gradul de intensitate al sarcinilor care urmeaz ă să fie aplicate pentru
proiectarea, validarea și verificarea procesel or sunt, de regul ă, specificate de constructorul
autovehiculului;
– temperatura de testare: dac ă nu se indică o valoare specific ă, temperatura considerat ă optimă
pentru a nu influen ța rezultatele m ăsurătorilor, se alege RT = (23 ± 3) °C;
– gradul de lubrifiere cu unsoare a articula țiilor (volum și calitate); înainte de a se realiza
testele, bol țul filetat (pinul) și alezajele trebuie s ă fie degresate și, în acela și timp, nu trebuie
să conțină alte urme de contaminare (d e exemplu, vopsea); în alte condiț ii, vopseaua din
unele zone ale burdufului de etan șare nu va avea nici un efect negativ asupra materialului
acestuia, respectiv nu influen țează funcț ia articula ției sferice;
– materialul burdufului de etan șare se testeaz ă în conformitate cu solicit ările mecanice, termice
și chimice care apar în condi ții reale de func ționa
re la locul de instalare;
– limitele de toleran ță, dacă nu sunt specificate stri ct în desen, se consideră , conform DIN
4768, ca fiind: Rz ≤ 10 m – pentru suprafe țele sferice ale articula ției.
În tabelul 3.1 se prezint ă parametrii de bază care intervin în test ele la care sunt supu și pivoții.

32

a. b.
Fig. 3.11 Testul de mobilitate la articula ția sferică
radială
Tabelul 3.1 Parametri de baz ă ai testelor

Element testat / Scopul testului Simbol Unitate de m ăsură
Momentul de rota ție dLM Nm
Frecare static ă Momentul de înclinare kLM Nm
Momentul de rota ție dM Nm
Frecare de alunecare Momentul de înclinare kM Nm
Radială ras mm
Deviaț ia Axială axs mm
Radială ras mm
Elasticitate Axială axs mm
Radială min, rac kN / mm
Rigiditate minim ă Axială min, axc kN / mm
Unghiul de înclinare K o

Teste de examinare a mobilităț ii articula ției

Aspectele privind calitatea, costul și greutatea tuturor compone ntelor testate trebuie s ă
reprezinte un obiectiv principal, toate epruvetele trebuind s ă treacă testele pentru ca reperul s ă poată
fi dat în exploatare în condi ții de siguran ță.
Măsurarea momentelor la pivot sunt efectuate cu burduful de etan șare montat. Direc țiile
specificate trebuie respectate cu exactitate la aplicarea for țelor, momentelor, la stabilirea deplas ărilor
axiale și a deplas ărilor relative a
secțiunilor paralele și transversale.
Testele au loc în pozi ția zero sau
începând din pozi ția de zero. Cerin țele
trebuie să fie îndeplinite indiferent de
sensul de rota ție (fig. 3.11a) sau
înclinare (fig. 3.11b), iar locurile de
aplicare a for țelor și deplas ărilor
trebuie să fie specificate atât pentru
pin, cât și pentru carcas ă.

33
Determinarea momentului de rota ție și a momentului de înclinare la frecare static ă
În scopul de a asigura lubrifierea complet ă a articula țiilor, se realizeaz ă o serie de activit ăți
pregătitoare: 5 mi șcări de înclinare peste întreaga gam ă de pivotare de la pozi ția zero și 5 rotații în
jurul axei principale (360°) pân ă la unghiul de înclinare. Rota ția pivotului în ju rul axei proprii nu
este necesar ă.
Înainte de m ăsurarea pieselor, acestea trebuie s ă fie pă strate mai mult de 24 de ore la profilul
de temperatur ă cerut, fără a li se aplica nici o sarcin ă. În cazul în care perioada de depozitare este
schimbată , trebuie s ă se realizeze o nou ă corelare a acestei perioade. Viteza de m ăsurare este de
10°/s.

Determinarea momentului de rota ție și a momentului de înclinar e la frecare de alunecare
În același mod ca la determinarea momentului de rota ție și a momentului de înclinare la
frecare static ă, și la frecarea de alunecare exist ă activități pregătitoare, dup ă care se aplic ă cinci
cicluri de mi șcare de rota ție de ± 30°, care urmeaz ă să fie realizată în jurul axei pinului. Al cincilea
ciclu de mi șcare este înregistrat.
Momentul de frecare în func ție de unghiul de rota ție este aproximat prin intermediul a dou ă
linii drepte paralele, figura 3.12, fiind definit ca distan ța dintre aceste dou ă linii paralele. Aceast ă
valoare trebuie s ă se situeze în limita de toleran ță specificat ă în desen. Fluctua ția de-a lungul liniilor
paralele nu trebuie s ă fie mai mare de ± 0,6 N . m. Momentul / curba unghiului de rota ție trebuie s ă
fie înregistrat pentru întreaga gam ă, gama de analiză fiind de ± 25°.
Momentul de înclinare trebuie s ă fie înregistrat când se atinge o valoare de peste 80% din întreaga
gama de pivotare (începând de la poziț ia zero). Valorile maxime și minime trebuie s ă se situeze în
limitele de toleran ță specificate. La pivot, unghiul de înclinare este egal cu 0°.

Fig. 3.12 Determinarea moment ului la frecare de alunecare

34

Fig. 3.14 Determinarea elasticit ății Determinarea devia ției radiale și axiale
În funcție de direc ția de aplicare a for ței, se identific ă și deviația, care poate fi radial ă (fig.
3.13a), sau axial ă (fig. 3.13b), ras sau axs.

a. b.
Fig. 3.13 Determinarea devia ției axiale și radiale

Dacă direcția principal ă a aplicării sarcinii, atunci deviaț ia se consider ă "radială", iar la 90° în raport
cu aceasta, deviaț ia este considerat ă axială. În funcț ie de aceste specifica ții, dar și de diametrul
sferei, se stabilesc forț ele de înc ărcare, în conformitate cu tabelul 3.2. Viteza de test are este de 500
[N / s].

Tabelul 3.2 Valorile for țelor de înc ărcare

Diametrul sferei [mm] For ța pe direc ție radială [N] For ța pe direc ție axială [N]
19÷21 ± 1000 ± 400
22÷32 ± 3000 ± 1000

Determinarea elasticit ății și a rigidit ății
minime radiale și axiale
Determinarea elasticit ății și a rigidității
minime radiale ș i axiale (rasaxsmin, racmin, axc )
se realizeaz ă în funcție de valorile for țelor de
încărcare aplicate reperului pivot. În aceste
condiții, se definesc o serie de parametri, dup ă cum
urmează, figura 3.14:
– deviația, ca fiind distan ța dintre vârfurile
de histerezis;
– elasticitatea, s, ca fiind l ățimea
histerezis-ului în zona în care valoarea for ței de
încărcare este zero;
– rigiditatea minim ă, minc, ca fiind valoarea
unghiului format între tangenta la zona cea mai
„plată” din curba de histerezis și abscisă.

35

Fig. 3.16 Testul de
tragere Determinarea unghiului de înclinare
Pentru determinarea unghiului de înclinare, trebuie să se țină cont de valorile momentului de
înclinare, kM, a cărui valoare este de ± 10 Nm, respectiv de vite za de testare, a c ărei valoare este
de 5Nm/s , figura 3.15.

Fig. 3.15 Determinarea unghiului de înclinare

Teste de determinare a capacit ății de deformare

Determinarea forț elor de tragere și de apăsare în articula ția sferică
Testele servesc la determinarea for ței de tragere, respectiv de ap ăsare în articula ția sferică a
pivotului. Determinarea se realizeaz ă în condi țiile în care pivot ul se consideră montat în carcasa
acestuia. Viteza de testare, AD/Zv , este de aproximativ 100 [mm/min].
Se definesc, astfel, AZF [kN] – forț a de tragere, respectiv ADF [kN] – forț a de apăsare.

Deformarea permanent ă a articula ției se stabile ște în condi țiile în
care prinderea articula ției sferice a pivot ului se realizeaz ă în
conformitate cu poziț ia de rulare, în condiț ii normale, a autovehiculului.
Încărcările cvasistatice se reg ăsesc pe suprafa ța articula ției sferice în
direcția axială a centrului sferei, figur a 3.16. Testele se realizeaz ă
ținându-se cont de o serie de parametri specifici: temperatura T [°C];
cuplul de strângere AM [Nm]; viteza de testare cvasistatic ă, Bv = 100
mm/min; duritatea suportului: 55-60 HRC.
În aceste condiț ii se va determina for ța minimă minF [N], fă ră
deformare permanent ă. Ulterior, articula ția este înc ărcată până la rupere,
situație în care se va determina valoarea forț ei de rupere, VersF [N].

36

Testul de impact

De regulă, testele de impact sunt efectuate de c ătre constructorul vehiculului și presupun
utilizarea unui dispoz itiv de testare la șoc, sau a unui alt dispozitiv de testare echivalent. Acesta are
loc în întreg ansamblul în care se g ăsește articula ția sferică a pivotului. Modul în care se
configureaz ă testele, precum și cerinț ele impuse trebuie s ă fie corespunză toare cu reglement ările de
calitate ce privesc atât articula țiile, cât și întreg ansamblul, în condi ții de montare pe șasiu. Ca și
procedură, articulațiile sunt testate în ceea ce prive ște temperatura înregistrat ă în centrul capacului
carcasei; în cazul articula țiilor axiale, aceasta se face pe carcas ă, axial la nivelul diametrului nominal
al articula ției sferice, sau într-un alt loc corespunz ător acestei pozi ții.
Înainte de încercare, epuveta-pivot de trebuie s ă fie încălzită uniform la temperatura de
testare necesară și păstrată la această temperatur ă, în stare neînc ărcată timp de 2 ore. For țele de
încărcare se aplic ă articulației sferice, în confor mitate cu reprezentarea din figura 3.17a, pentru for ța
radială , respectiv figura 3.17b, pentru for ța axială.

a. b.
Fig. 3.17 Înc ărcări maxime la testul de impact

Testul de îndoire

Pentru testarea articulaț iei sferice a pivotului la solicitarea unei for țe de îndoire, capul sferic
este prins într-un suport rigid, care are dimensiuni interioare corespunz ătoare cu dimensiunile
exterioare ale articula ției sferice. Ca alternativ ă, testul se poate realiza di rect cu pivotul montat în
suportul propriu, tip bra ț. Încărcare cvasistatic ă are loc perpendi cular pe axa sferei, în direc ție axială,
figura 3.18.
În timpul testului se înregistreaz ă o traiectorie a for ței de apăsare, corelat ă cu deforma ția
specifică atribuită forței.

37

Fig. 3.18 Testul de îndoire la articula ția sferică a pivotului

3.1.4 Rezultate teste. Interpretarea rezultatelor

Obiectivul în sine a fost verificarea unui set de pivo ți, supuși la mai multe teste, din faza de nou, ei
fiind montaț i pe un autoturism Dacia Logan, demonta ți după 2500 km și retestati pentru a analiz ă
uzură produsă și de ce nu, anumite defecte de produc ție.
Testarea pivotului la jocul ciclic-axial , acesta fiind solicitat la întindere și compresiune cu o anumit ă
forță și pe o anumit ă deplasarea,acestea fiind specificate în grafice. Testul momenului de rota ție,
constă în verificarea pivotului la frecarea static ă și frecarea de alunecare.Punc tul de pornire este din
momentul primar(maxim) ,de unde pivotul face jum de rota ție(15 grade),apoi î și schimbă direcția de
rotație,făcând o rota ție complet ă de 30 de grade. Fluctua ția de-a lungul liniilor paralele nu trebuie s ă
fie mai mare de ± 0,6 N . m. Momentul / curb ă unghiului de rota ție trebuie s ă fie înregistrat pentru
întreagă gama, gama de analiz ă fiind de ± 25°.
La testul de smulgere, se determina forță de tragere, respectiv de ap ăsare în articulaț ia sferică
a pivotului.Ulterior, articula ția es
te încărcată până la rupere, situa ție în care se va determina valoarea
forței de rupere.Primul care cedeaz ă este inserț ia din plastic a articula ției,apoi intr ă în contact metal
cu metal,axul pivotului(pinul), și carcasa(suportul de fixa re).În final,la o anumit ă valoare a for ței de
smulgere, pinul iese din carcasa .Testul de stapungere verific ă rezisten ță închiderii la
străpungere.Pivotul este supus unei for țe la compresiune,pân ă la o valoare a for ței anume,în care
pinul străpunge ansamblul în direc ția închiderii(spre capac),moment în care ,închiderea și capacul
pivotului cedeaz ă.

38
Testul momentului de rotaț ie asupra pivotului la frecarea statică și frecarea de aluncare

39
Testul deviaț iei axiale și radiale asupra pivotului

40
Testul de smulgere asupra insert articula ție sferică

41
Testul momentului de rotaț ie asupra braț ului(sg) la frecarea static ă și frecarea de aluncare

42
Testul deviaț iei axiale și radiale asupra bra țului(sg.)

43
Testul de smulgere asupra braț ului(sg.)

44
Testul de împingere asupra bra țului(sg.)

45
Testul momentului de rotaț ie asupra braț ului(dr.) la frecarea static ă și frecarea de aluncare

46
Testul deviaț iei axiale și radiale asupra bra țului(dr.)

47
Testul de smulgere asupra braț ului(dr.)

48
Testul de împingere asupra bra țului(dr.)

49
Dupa 2500 km

Testul momentului de rotaț ie asupra pivotului(sg.) la frecarea statică ș i frecarea de aluncare

50
Testul momentului de rotaț ie asupra pivotului(dr.) la frecarea static ă și frecarea de aluncare

51
Testul deviaț iei axiale și radiale asupra pivotului(sg.)

52
Testul momentului de rotaț ie asupra braț ului(sg) la frecarea static ă și frecarea de aluncare

53
Testul momentului de rotaț ie asupra braț ului(dr.) la frecarea static ă și frecarea de alunecare

54
Testul deviaț iei axiale și radiale asupra bra țului(sg.)

55
Testul deviaț iei axiale și radiale asupra insert articula ție sferică(sg.)

56
Testul deviaț iei axiale și radiale asupra insert articula ție sferică(dr.)

57

Fig. 4.1 Pivot Capitolul 4

TEHNOLOGIA DE FABRICA ȚIE A REPERULUI PIVOT

TEMA DE PROIECTARE
Sa se proiecteze procesul tehnologic de prelucrare
mecanică a reperului pivot, num ărul pieselor din
lot fiind n = 100 buc., figura 4.1
4.1 Etape de proiectare
1. Stabilirea compoziț iei chimice, a
proprietăților fizice, mecanice și tehnologice a
materialului pivotului;
2. Alegerea semifabricatului, calculul
adaosului de prelucrare și a dimensiunilor
intermediare;
3. Stabilirea traseului tehnologic și calculul
regimurilor de a șchiere.

4.1.1 Stabilirea compozi ției chimice, a propriet ăților fizice, mecanice și tehnologice a
materialului pivotului
Conform desenului de execu ție, reperul de tip pivot este confec ționat din materialul
41MoCr11, STAS 791-80, cu urm ătoarele caracteristici:

Tabelul 4.1 Compoziț ia chimică a materialului reperului pivot
Compoziție chimică %
Marca C Si Mn Cr Mo S max P max V
41MoCr11 0,38 0,17 0,40 0,90-1,30 0,15 (0,030) (0,030) –

Tabelul 4.2 Tratamente termice tipice

Tabelul 4.3 Caracteristici de rezisten ță la 20°
Marca oțelului σr σc δs Z KCU HB
41MoCr11 90 75 11 50 8 217

Temperatura Tratamentul termic 41MoCr11 Răcire
Normalizare
Revenire înalt ă 850-870
680-720 aer aer
Călire
Revenire 830-850
500-600 ulei aer, ulei

58
în care:
– σr – rezisten ța normală la rupere [daN/mm2];
– σc – limita de curgere [daN/mm2];
– δs – alungirea la rupere [%];
– Z – gâtuire sau stric țiune [%];
– KCU – rezilien ța [daN.m/cm2];
– HB – duritate Brinell.

Tabelul 4.4 Propriet ăți mecanice în func ție de presiune

Tabelul 4.5 Limita de curgere σc [daN/mm2] la temperaturi ridicate
T [°C] 20 100 200 300 350 400 450 500
41MoCr11 71 65 60 50 46 35 20 10

Tabelul 4.6 Caracteristici tehnologi ce ale materialului 41MoCr11
Prelucrare prin aș chiere
Stare HB Tra % V60R V60C Sudare
Recopt globulizare
Recopt obi șnuit 192 57 75 225 t < 15; P 200-250; D 600-650
Îmbunătățit
Îmbunătățit 15 < t < 50; P 300-350;
Menținut 1 h după sudare

Domeniul de utilizare
Oțelul 41MoCr11 este utilizat pentru confec ționarea de piese puternic solicitate, cu sec țiune mare,
ca material de îmbun ătățire pentru turbine cu abur (ro ți, discuri, arbori), pentru construc ția de
componente pentru motoare cu ardere intern ă, ca arbori, pivo ți, roți dințate, eventual cianizate,
cilindri de motor, biele, dornuri de g ăurit sau de ap ăsat, pățri de matri țe combinate care lucreaz ă în
regim de temperatură ridicată, miezuri, cilindri, pistoane, știfturi pentru turnarea centrifug ă a
matricelor neferoase etc.

Proprietăți fizice
– Greutatea specific ă a oțelurilor depinde de elementele de aliere. Conductivitatea termic ă variază în
funcție de temperatură și de sumă elementelor înso țitoare;
– Coeficientul de dilata ție liniară α, exprimat în 1/°C, variaz ă cu temperatura;
– Contracția termică sau volumică se manifest ă prin scăderea volumului piesei în timpul solidific ării;
– Contrac ția de turnare a o țelului-carbon are valori practice de 2%. Aceast ă contracție este
influențată și de construc ția piesei.
Marca oțelului 40 < d ≤ 100
σc [daN/mm2] σr [daN/mm2] δs [%] Z [%] 41MoCr11 70 90-105 12 50

59
Mediul coroziv provoac ă o degradare superficial ă continuă a oțelurilor numită coroziune
chimică. Pentru a fi protejate, o țelurile sunt acoperite cu un strat prot ector (Cr, Al, Ni etc.) pentru a-i
reduce considerabil viteza de coro ziune. Printr-un astfel de tratament termochimic se produce o
difuziune a diferitelor metale (Al, Cr etc. ) în stratul superficia l al pieselor din o țel.

Proprietăi mecanice
Rezistența mecanic ă este cea mai important ă proprietate a o țelului. Prin această noțiune se în țelege
capacitatea pieselor din o țel de a se opune ac țiunii de deforma ție, ceea ce se poate exprim ă analitic
printr-o corela ție dintre for țele exterioare aplicate și diferitele aspecte ale deforma țiilor
corespunz ătoare.
– Limita de propor ționalitate, σp, reprezint ă tensiunea maxim ă până la care alungirea ε este
proporțională cu tensiunea σ;
– Limita de elasticitate, σe , reprezint ă tensiunea maxim ă până la care deformaț iile sunt elastice;
– Limită de curgere, σ c, reprezint ă tensiunea la care epruveta începe s ă se deformeze plastic;
– Gâtuirea specific ă la rupere Z, apare când for ța F se apropie de Fmax și se dezvolt ă până se
produce ruperea, timp în care forță F scade;
– Elasticitatea se exprim ă atât prin modulul de elasticitate l ongitudinal, E, sau modulul de elasticitate
transversal, G.

E


în care:
– σ este efortul unitar;
– ε – alungirea specific ă.

Duritatea este una din cele mai importante propriet ăți mecanice ale o țelului, caracterizând
rezistența la acțiuni mecanice de distrugerea a suprafe ței oțelului. Prin cunoa șterea durit ății se pot
aprecia calit ățile obținute dup ă aplicarea unor tratamente termice, termochimice, mecanice (presare,
trefilare, rulare etc.) sau depuneri electrochimice asupra unor piese construite din o țel.
Cele mai uzuale metode folosite în determinarea static ă a durității sunt metodele Brinell, HB
(STAS 165-88) pentru durit ăți mici (350-500 HB) Vickers, HV (STAS 492-85) și Rockwell, HR
(STAS 493-91) cu trei variante (H RA, HRB, HRC) pentru suprafe țe mai dure (HB>350-500).

Rezistența la uzură se ia în consideraie în special pentru piesele din o țel în contact, supuse
mișcării relative, cât ș i în cazul uzurii corozive, eroziunii, etc.

Reziliența, KCU, m ăsurată în daN/cm2, exprimă comportarea o țelului la sarcini dinamice
(aplicate brusc, prin șoc), în prezen ța crestăturilor și se exprim ă prin relațiaLKCUA
în care:
– L este lucrul mecanic necesar ruperii;
– A – secțiunea inițiată în zona crestată .

60

Fig. 4.2 Semifabricate forjate pentru pivot Fluajul , sau curgerea lentă – se consideră , pentru calculele de rezisten ță, în special pentru
dimensionarea pieselor care au func ționarea de regim la temperatur i ridicate, mai mari de 0.4 T t
(°K): T t – temperatura de topire (°K).

4.1.2 Alegerea semifabricatului, calc ulul adaosului de prelucrare și a dimensiunilor
intermediare
Orice pies ă poate fi obț inută prin mai multe
procedee tehnologice de prelucrare, îns ă numai
unele sunt recomandate atât din punct de vedere al
proprietăților ob ținute sau caracteristicilor
geometrice, cât și din punct de vedere economic.
Piesa se poate executa prin laminare, a șchiere și
forjare liber ă la ciocan.
Reperul prezentat în studiul de caz se ob ține
inițial dintr-un semifabric at forjat, figura 4.2,
urmând a fi prelucra t ulterior prin a șchiere.
Forjarea este termenul pentru deformarea metalului folosind foț re de compresiune. Forjarea la rece este realizat ă la temperatura camerei sau la o
temperatură apropiată de cea a camerei. Forjarea la că ldură extremă se realizeaz ă la temperaturi
înalte, care fac metalul mai u șor de deformat f ără să se ajungă la ruperea (distrugerea) lui. Forjarea
la cald se realizeaz ă la temperaturi cuprinse între temperatura camerei și temperaturi înalte de
forjare. Piesele forjat e pot fi clasificate după mărime. Piesele forjate necesit ă prelucrare în
continuare pentru a se obine piesa finit ă. Forjarea la rece este definit ă ca prelucrarea metalului sub
temperatura sa de recristalizare, dar, de obicei, la o temperatur ă apropiată de cea a camerei.
Metalul prelucrat prin forjare este mai rezistent decât cel ob inut prin turnare sau cel din
piesele prelucrate pe ma șini-unelte. Aceasta se datoreaz ă curgerii gr ăunilor în urma forj ării. Pe
măsură ce metalul este presat (lovit), gr ăunții se deformeaz ă și urmăresc forma piesei, astfel încât
aceștia îș i păstrează continuitatea în sec țiune. Unele tehnologii m
oderne beneficiaz ă de avantajul
acestui raport mare între rezisten ță-sarcină.
Multe metale sunt forjate la cald, dar fierul și aliajele feroase sunt aproape întotdeauna
forjate la c ăldură extremă. Aceasta din dou ă motive: dac ă vor fi tratate termic prin c ălire, materialele
dure ca fierul și oțelul ar deveni extrem de greu pr elucrabile, iar în al doilea rând o țelul poate fi
durificat prin alte mijloace decât prelucra rea la cald, astfel încât este mai economic ă forjarea la cald
față de tratamentul termic. Aliajele care sunt pretabile la c ălirea prin precipitare, precum majoritatea
aliajelor de aluminiu și titan, pot fi, de asemenea, forjate la cald în loc s ă fie tratate termic. Celelalte
materiale trebuie s ă fie durificate pirntr-un pr oces propriu de forjare.

Avantaje: Nu este folosită înc ălzirea, finisare mai bun ă a suprafe ței, control superior asupra
dimensiunilor, o mai bun ă reproductibilitate și interschimbabilitate, propriet ățile pe cele trei direc ții
pot fi distribuite uniform în in teriorul metalului, problemele de contaminare sunt minimizate.
Dezavantaje: Se cer fore mai mari, se cer echipamente mai puternice și unelte mai
rezistente, metalul este mai pu țin ductil, suprafeț ele metalice trebuie cur ățate și debavurate, c ălirile
intermediare pot fi necesare pentru comp ensarea pierderii de ductilitate care înso țește tensiunile de
călire, proprietă ile distribuite pe cele trei direc ții pot fi afectate, se pot produce tensiuni reziduale
nedorite.

61
Pivotul se poate ob ține și din semifabricate sub forma unor bare, în func ție de lungimea și
diametrul semifabricatului se va alege adao sul de prelucrare conform [12] tab. 1.1/pag. 11 și tab.
1.5/12.
Astfel, se alege:
– 2Al = 1 mm, în care 2 Al – adaosul de prelucrare pentru strunjirea longitudinal ă exterioar ă,
de finisare, dup ă strunjirea de degro șare;
– At = 0,7 mm, în care At – adaosul de prelucrare pentru strunjirea frontal ă, de finisare, dup ă
strunjirea de degro șare;
În final, dimensiunea ini țială a semifabricatului va fi 65,5×23 mm, figura 4.3.

Ø23

Fig. 4.3 Forma și dimensiunile semifabricatului

4.1.3 Stabilirea traseului tehnologic și calculul regimurilor de a șchiere
După stabilirea caracteristicilo r materialului piesei și analiza procedeelor de semifabricare,
trebuie realizat ă descompunerea piesei în suprafe țe de bază, simple (plane, cilindrice, conice etc.),
notate precum în figura 4.4.
123 4 5 6 7 8 9

Fig. 4.4. Împă rirea și numerotarea suprafeț elor de bază

Următoarea etap ă în realizarea reperului pivot const ă într-un cumul de subetape, care trebuie sa ia în
considerare proiectarea operai ților și fazelor de prelucrare, calculul regimului de a șchiere și
întocmirea planului de opera ții.

4.2. Proiectarea tehnologiei de execu ție a reperului pivot

Proiectarea opera țiilor și fazelor de prelucrare

Alegerea ma șinilor unelte
În funcție de forma piesei și de fazele necesare ob ținerii reperului pivot, în conformitate cu
normativele de între ținere tehnic ă și reparații la mașinile, utilajele și instalațiile pentru construc ții de
mașini se ca ma șină-unealtă de prelucrare strungul normal SN 400.

62
SN 400 are urm ătoarele caracteristici: diametrul maxim de prelucrat h = 400-750 mm;
lungimea maxim ă de prelucrat L= 1000-1500 mm; gama de tura ții a arborelui principal, rot/min: 12,
15, 19, 24, 30, 38, 46, 58, 76, 96, 120, 150, 185, 230, 305, 380, 480, 600, 765, 955, 1200, 1500;
gama de avansuri longitudinale, mm/rot: 0,06; 0,12; 0,24; 0,48; 0,96; 0,08; 0,16; 0,32; 0,64; 1,28;
0,10; 0,20; 2,024; 3,52; gama de avansuri tran sversale, mm/rot: 0,15; 0,30; 0,60; 1,20; 1,624; 2,024;
1,36; 2,72; puterea P=7,5 kW [11].

Calculul regimului de a șchiere

OPERAȚIA 1 (Strunjire I)
FAZA 1: Strunjire de degro șare transversal ă ø23×0,7

Stabilirea adâncimii de a șchiere : 2
2pAt ;
în care: A p – adaosul de prelucrare transversal; Ap = 0,7 [mm], vezi [12], tab. 1.5/13; Rezultă
t = 0,7 mm.

Alegerea sculei a șchietoare : Pentru degro șare s-a ales un cu țit de strunjit exterior la 45o,
STAS 6379-80, 25×25 P30/dr.

Stabilirea avansului: Din [11], tabel 2.7/pag. 33, în func ție de materialul prelucrat, de
diametrul piesei, scula a șchietoare și adâncimea de a șchiere, s-a ales avansul: s = 0,5 mm/rot. Din
caracteristicile ma șinii unelte SN 400 [11, pa g. 268] s-a ales avansul sr = 0,45 mm/rot, în care sr este
avansul real al ma șinii-unelte.

Durabilitatea sculei a șchietoare: Din [11], tabel 2.19/p ag. 44, în func ție de sec țiunea
cuțitului, a materialului prelucrat ș i a materialului cu țitului, se alege Tec = 90 min.

Uzura admis ă a sculei așchietoare: Din [11], tabel 2.3/pag. 23, în funcț ie de materialul
prelucrat și tipul cuțitului, se alege h = 1,7 mm.

Stabilirea vitezei de a șchiere și turaia piesei: Din tabelul 9.15 pag. 164 [ 13], s-a ales viteza
de așchiere v = 42 m/min.
Turația este dat ă de relația: 1000vnd[rot/min], în care d = 23 mm. Rezult ă, deci n = 581,55
rot/min.

Din caracteristicile ma șinii unelte SN 400 [11], pag. 268 s-a ales tura ția reală nr = 500 rot/min. Se
recalculeaz ă viteza reală de așchiere:

1000rdnv = 36,11 m/min.

63

Verificarea puterii: Din [11]pag. 62;

Din tabelul 9.15, pag. 164 [13] se alege componenta principal ă a forței de așchiere: Fz = 56
daN.
Puterea motorului electric al ma șinii-unelte este dată de rela ția:

6000zr
e
tFvP [kW], în careteste randamentul total al ma șinii-unelte. t= 0,70-0,75. Se
alege t= 0,70.
Rezultă, a șadar, puterea Pe = 0,48 kW.

Având în vedere c ă puterea reală a motorului electric al ma șinii unelte SN 400 [11], pag.
268] Pr = 7,5 kW, rezult ă că Pe < Pr , deci rezult ă că prelucrarea se poate executa pe strungul SN
400, cu urm ătorii parametri reali ai regimului de a șchiere:
t = 0,7 mm; s r = 0,45 mm/rot; v r = 36,11 m/min; nr = 500 rot/min; F z = 56 daN; Pr = 7,5 kW.

OPERAȚIA 2 (Strunjire II)
FAZA 1: Strunjire longitudinal ă de degro șare ø22,1×49

Stabilirea adâncimii de a șchiere : 2Ddt ;
în care: D este diametrul semifabricatului, în mm; D = 23 [mm];
d – diametrul piesei dup ă strunjire, în mm; d = 22,1 [mm];

Rezultă t = 0,55 mm.

Alegerea sculei a șchietoare : Pentru degro țare s-a ales un cuț it de strunjit exterior, STAS
6381, 25×25 P30.
Stabilirea avansului:
Din [11], tabel 2.7/pag. 33, în func ție de materialul prelucrat, de
diametrul piesei, scula a șchietoare și adâncimea de a șchiere, s-a ales avansul: s = 0,5 mm/rot. Din
caracteristicile ma șinii unelte SN 400 [11], pag. 268, s-a ales avansul sr = 0,63 mm/rot, în care s r
este avansul real al mașinii-unelte.

Stabilirea vitezei de a șchiere și turația piesei: Din tabelul 9.15 pag. 164 [13], s-a ales viteza
de așchiere v = 42 m/min.
Turația este dat ă de relația: 1000vnd[rot/min], în care d = 22,1 mm. Rezult ă, deci n = 605,27
rot/min.

64
Din caracteristicile ma șinii unelte SN 400 [11], pag. 268 s-a ales tura ția reală nr = 500 rot/min. Se
recalculeaz ă viteza real ă de așchiere:

1000rdnv = 34,69 m/min.

Verificarea puterii: Din [11] ,pag. 62;

Din tabelul 9.15, pag. 164 [13] se alege componenta principal ă a forței de așchiere: Fz =
61daN. Puterea motorului electric al ma șinii-unelte este dat ă de relația:

6000zr
e
tFvP [kW], în careteste randamentul total al ma șinii-unelte. t= 0,70-0,75. Se
alege t= 0,70.
Rezultă, a șadar, puterea Pe = 0,61 kW.

Având în vedere c ă puterea reală a motorului electric al ma șinii unelte SN 400 [11], pag.
268, Pr = 7,5 kW, rezultă c ă Pe < Pr , deci rezult ă că prelucrarea se poate executa pe strungul SN
400, cu urm ătorii parametri reali ai regimului de a șchiere:
t = 0,55 mm; sr = 0,63 mm/rot; vr = 34,69 m/min; nr = 500 rot/min; Fz = 61 daN; Pr = 7,5 kW.

OPERAȚIA 2 (Strunjire II)
FAZA 2: Strunjire longitudinal ă de degro șare ø15×49

Stabilirea adâncimii de a șchiere : 2Ddt ;
în care: D este diametrul semifabricatului, în mm; D = 23 [mm];
d – diametrul piesei dup ă strunjire, în mm; d = 15 [mm];

Rezultă t = 4 mm.

Alegerea sculei a șchietoare : Pentru degro șare s-a ales un cuț it de strunjit exterior, STAS
6381, 25×25 P30.

Stabilirea avansului: Din [13] tabel 2.7/pag. 33, în func ție de materialul prelucrat, de
diametrul piesei, scula a șchietoare și adâncimea de a șchiere, s-a ales avansul: s = 0,5 mm/rot. Din
caracteristicile ma șinii unelte SN 400 [11], pag. 268 s-a ales avansul sr = 0,63 mm/rot, în care sr este
avansul real al ma șinii-unelte.

Stabilirea vitezei de a șchiere și turația piesei: Din tabelul 9.15 pag. 164 [13], s-a ales viteza
de așchiere v = 28 m/min.

65
Turația este dat ă de rela ția: 1000vnd[rot/min], în care d = 15 mm. Rezult ă, deci n =
594,47rot/min.

Din caracteristicile ma șinii unelte SN 400 [11], pag. 268, s-a ales tura ția reală nr = 500 rot/min. Se
recalculeaz ă viteza real ă de așchiere:

1000rdnv = 23,5 m/min.

Verificarea puterii: Din [11]pag. 62,

Din tabelul 9.15, pag. 164 [13] se alege componenta principal ă a forței de așchiere: Fz =
50daN.
Puterea motorului electric al ma șinii-unelte este dată de rela ția:

6000zr
e
tFvP [kW], în careteste randamentul total al ma șinii-unelte. t= 0,70-0,75. Se
alege t= 0,70.
Rezultă, a șadar, puterea Pe = 0,27 kW.

Având în vedere c ă puterea reală a motorului electric al ma șinii unelte SN 400 [11], pag.
268, Pr = 7,5 kW, rezultă c ă Pe < Pr , deci rezult ă că prelucrarea se poate executa pe strungul SN
400, cu urm ătorii parametri reali ai regimului de a șchiere:
t = 4 mm; sr = 0,63 mm/rot; vr = 23,5 m/min; nr = 500 rot/min; F z = 50 daN; Pr = 7,5 kW.

OPERAȚIA 2 (Strunjire II)
FAZA 3: Strunjire longitudinal ă de degro șare ø12,1×24,9

Stabilirea adâncimii de a șchiere : 2Ddt ;
în care: D este diametrul semifabricatului, în mm; D = 23 [mm];
d – diametrul piesei dup ă strunjire, în mm; d = 12,1 [mm];

Rezultă t = 5,45 mm.

Alegerea sculei a șchietoare : Pentru degro șare s-a ales un cuț it de strunjit exterior, STAS
6381, 25×25 P30.

Stabilirea avansului: Din [11], tabel 2.7/pag. 33, în func ție de materialul prelucrat, de
diametrul piesei, scula a șchietoare și adâncimea de așchiere, s-a ales avansul: s = 0,5 mm/rot.

66
Din caracteristicile ma șinii unelte SN 400 [11], pa g. 268 s-a ales avansul sr = 0,63 mm/rot,
în care sr este avansul real al ma șinii-unelte.

Stabilirea vitezei de a șchiere și turația piesei: Din tabelul 9.15 pag. 164 [13], s-a ales viteza
de așchiere v = 30 m/min.
Turația este dat ă de rela ția: 1000vnd[rot/min], în care d = 12,1 mm. Rezult ă, deci n = 789
rot/min.

Din caracteristicile ma șinii unelte SN 400 [11], pag. 268 ,s-a ales tura ția reală nr = 500 rot/min. Se
recalculeaz ă viteza real ă de așchiere:

1000rdnv = 29 m/min.

Verificarea puterii: Din [11]pag. 62,

Din tabelul 9.15, pag. 164 [13] se alege componenta principal ă a forței de așchiere: Fz =
52daN.
Puterea motorului electric al ma șinii-unelte este dată de rela ția:

6000zr
e
tFvP [kW], în careteste randamentul total al ma șinii-unelte. t= 0,70-0,75. Se
alege t= 0,70.
Rezultă , așadar, puterea Pe = 0,35 kW.

Având în vedere că puterea real ă a motorului electric al ma șinii unelte SN 400 [11], pag.
268, Pr = 7,5 kW, rezultă că Pe < Pr , deci rezult ă că prelucrarea se poate executa pe strungul SN
400, cu urm ătorii parametri reali ai regimului de a șchiere:
t = 5,45 mm; sr = 0,63 mm/rot; vr = 29 m/min; nr = 500 rot/min; F z = 52 daN; P r = 7,5 kW.

OPERAȚIA 2 (Strunjire II)
FAZA 4: Strunjire longitudinal ă de degro șare ø10×24,9

Stabilirea adâncimii de a șchiere : 2Ddt ;
în care: D este diametrul semifabricatului, în mm; D = 23 [mm];
d – diametrul piesei dup ă strunjire, în mm; d = 10 [mm];

Rezultă t = 6,5 mm.

67

Alegerea sculei a șchietoare : Pentru degro șare s-a ales un cuț it de strunjit exterior, STAS
6381, 25×25 P30.

Stabilirea avansului: Din [11], tabel 2.7/pag. 33, în func ție de materialul prelucrat, de
diametrul piesei, scula a șchietoare și adâncimea de a șchiere, s-a ales avansul: s = 0,5 mm/rot. Din
caracteristicile ma șinii unelte SN 400 [11], pag. 268, s-a ales avansul sr = 0,63 mm/rot, în care sr
este avansul real al ma șinii-unelte.

Stabilirea vitezei de a șchiere și turaia piesei: Din tabelul 9.15 pag. 164 [13], s-a ales viteza
de aș chiere v = 68 m/min.
Turația este dat ă de relația: 1000vnd[rot/min], în care d = 10 mm. Rezult ă, deci n = 605,27
rot/min. Din caracteristicile ma șinii unelte SN 400 [11], pag. 268, s-a ales tura ția reală n
r = 500 rot/min. Se
recalculeaz ă viteza reală de așchiere:

1000rdnv = 19 m/min.

Verificarea puterii: Din [11]pag. 62,

Din tabelul 9.15, pag. 164 [13] se alege componenta principală a forței de așchiere: Fz = 48
daN.
Puterea motorului electric al ma șinii-unelte este dat ă de relația:

6000zr
e
tFvP [kW], în careteste randamentul total al ma șinii-unelte. t= 0,70-0,75. Se
alege t= 0,70.
Rezultă , așadar, puterea Pe = 0,21 kW.

Având în vedere că puterea real ă a motorului electric al ma șinii unelte SN 400 [11], pag.
268, Pr = 7,5 kW, rezultă că Pe < Pr , deci rezult ă că prelucrarea se poate executa pe strungul SN
400, cu urm ătorii parametri reali ai regimului de a șchiere:
t = 6,5 mm; sr = 0,63 mm/rot; v r = 19 m/min; nr = 500 rot/min; Fz = 48 daN; Pr = 7,5 kW.

OPERAȚIA 2 (Strunjire II)
FAZA 5: Strunjire longitudinal ă de finisare ø14,5×24

Stabilirea adâncimii de a șchiere : 2Ddt ;

68

în care: D este diametrul semifabricatului, în mm; D = 15 [mm];
d – diametrul piesei dup ă strunjire, în mm; d = 14,5 [mm];

Rezultă t = 0,25 mm.

Alegerea sculei a șchietoare : Pentru degro șare s-a ales un cuț it de strunjit exterior, STAS
6381, 25×25 P30.
Stabilirea avansului:
Din [11], tabel 2.7/pag. 33, în func ție de materialul prelucrat, de
diametrul piesei, scula a șchietoare și adâncimea de a șchiere, s-a ales avansul: s = 0,2 mm/rot. Din
caracteristicile ma șinii unelte SN 400 [11], pag. 268, s-a ales avansul sr = 0,24 mm/rot, în care sr
este avansul real al ma șinii-unelte.

Stabilirea vitezei de a șchiere și turația piesei: Din tabelul 9.15 pag. 164 [13], s-a ales viteza
de aș chiere v = 12 m/min.
Turația este dat ă de relația: 1000vnd[rot/min], în care d = 14,5 mm. Rezult ă, deci n = 263,5
rot/min.
Din caracteristicile ma șinii unelte SN 400 [11], pag. 268, s-a ales tura ția reală n
r = 250 rot/min. Se
recalculeaz ă viteza reală de aș
chiere:

1000rdnv = 11,38 m/min.

Verificarea puterii: Din [11]pag. 62,

Din tabelul 9.15, pag. 164 [13] se alege componenta principal ă a forței de așchiere: Fz = 27 daN.
Puterea motorului electric al ma șinii-unelte este dat ă de relația:

6000zr
e
tFvP [kW], în careteste randamentul total al ma șinii-unelte. t= 0,70-0,75. Se
alege t= 0,70.
Rezultă , așadar, puterea Pe = 0,073 kW.
Având în vedere că puterea real ă a motorului electric al ma șinii unelte SN 400 [11], pag.
268, P
r = 7,5 kW, rezultă că Pe < Pr , deci rezult ă că prelucrarea se poate executa pe strungul SN
400, cu urm ătorii parametri reali ai regimului de a șchiere:
t = 0,25 mm; sr = 0,24 mm/rot; vr = 11.38 m/min; nr = 250 rot/min; Fz = 27 daN; Pr = 7,5 kW.

69
OPERAȚIA 3 (Strunjire III)
FAZA 1: Strunjire conic ă L12; K=1/5

Stabilirea adâncimii de a șchiere : 2Ddt ;
în care: D este diametrul bazei mari a trunchiului de con, în mm; D = 14,5 [mm];
d – diametrul bazei mici a trunchiului de con, în mm; d = 12,1 [mm];

Rezultă t = 1,2 mm.

Alegerea sculei a șchietoare : Pentru degro șare s-a ales un cuț it de strunjit exterior, STAS
6381, 25×25 P30.

Stabilirea avansului: Din [11], tabel 2.7/pag. 33, în func ție de materialul prelucrat, de
diametrul piesei, scula a șchietoare și adâncimea de a șchiere, s-a ales avansul: s = 0,25 mm/rot. Din
caracteristicile ma șinii unelte SN 400 [11], pag. 268, s-a ales avansul sr = 0,24 mm/rot, în care sr
este avansul real al ma șinii-unelte.

Stabilirea vitezei de a șchiere și turația piesei: Din tabelul 9.15 pag. 164 [13], s-a ales viteza
de aș chiere v = 21 m/min.
Turația este dat ă de relația: 1000vnd[rot/min], în care d = 12,1 mm. Rezult ă, deci n = 552,71
rot/min.
Din caracteristicile ma șinii unelte SN 400 [11], pag. 268, s-a ales tura ția reală n
r = 500 rot/min. Se
recalculeaz ă viteza reală de așchiere:

1000rdnv = 18,99 m/min.

Verificarea puterii: Din [11]pag. 62,

Din tabelul 9.15, pag. 164 [13] se alege componenta principal ă a forței de așchiere: Fz =
61daN.
Puterea motorului electric al ma șinii-unelte este dat ă de relația:

6000zr
e
tFvP [kW], în careteste randamentul total al ma șinii-unelte. t= 0,70-0,75. Se
alege t= 0,70.
Rezultă , așadar, puterea Pe = 0,61 kW.

70
Având în vedere că puterea real ă a motorului electric al ma șinii unelte SN 400 [11], pag.
268, Pr = 7,5 kW, rezultă că Pe < Pr , deci rezult ă că prelucrarea se poate executa pe strungul SN
400, cu urm ătorii parametri reali ai regimului de a șchiere:
t = 1,2 mm; sr = 0,24 mm/rot; v r = 18,99 m/min; nr = 500 rot/min; F z = 61 daN; Pr = 7,5 kW.

OPERAȚIA 3 (Strunjire III)
FAZA 2: Racordare R1,5
Prelucrarea de racordare se realizeaz ă cu un cu țit profilat, iar regimul de aș chiere pentru
strunjirea profilată , conform [12]tab. 1.32/pag. 30, este:

În funcie de materialul prel ucrat, de diametrul piesei, l ățimea tăișului și rezisten ța la rupere a
materialului de prelucrat, r, se alege: avansul, s = 0,047 mm/rot, viteza de a șchiere, v = 32 m/min
și turaia, n = 254 rot/min.
Din caracteristicile ma șinii unelte SN 400 [11], pag. 268, s-a ales avansul sr = 0,046 mm/rot,
în care sr este avansul real al ma șinii-unelte.

Stabilirea vitezei de a șchiere și a turaiei: Din caracteristicile ma șinii unelte SN 400 [11], pag. 268,
s-a ales tura ția reală nr = 250 rot/min. Se recalculeaz ă viteza real ă de așchiere:

1000rdnv = 11,38 m/min.

Verificarea puterii: Din [11]pag. 62,

Din tabelul 9.15, pag. 164 [13] se alege componenta principal ă a forței de așchiere: Fz = 27 daN.
Puterea motorului electric al ma șinii-unelte este dat ă de relația:

6000zr
e
tFvP [kW], în careteste randamentul total al ma șinii-unelte. t= 0,70-0,75. Se
alege t= 0,70.
Rezultă , așadar, puterea Pe = 0,073 kW.

Având în vedere că puterea real ă a motorului electric al ma șinii unelte SN 400 [11], pag.
268, Pr = 7,5 kW, rezultă că Pe < Pr , deci rezult ă că prelucrarea se poate executa pe strungul SN
400, cu urm ătorii parametri reali ai regimului de a șchiere:
sr = 0,046 mm/rot; vr = 11,38 m/min; nr = 250 rot/min; F z = 27 daN; Pr = 7,5 kW.

OPERAȚIA 3 (Strunjire III)
FAZA 3: Racordare R0,8
Prelucrarea de racordare se realizeaz ă cu un cu țit profilat, iar regimul de aș chiere pentru
strunjirea profilată , conform [12]tab. 1.32/pag. 30, este:

71

În funcie de materialul prel ucrat, de diametrul piesei, l ățimea tăișului și rezisten ța la rupere a
materialului de prelucrat, r, se alege: avansul, s = 0,083 mm/rot, viteza de a șchiere, v = 29 m/min
și turaia, n = 231 rot/min.
Din caracteristicile maș inii unelte SN 400 [11], pa g. 268, s-a ales avansul sr = 0,08 mm/rot,
în care sr este avansul real al ma șinii-unelte.

Stabilirea vitezei de a șchiere și a turației: Din caracteristicile maș inii unelte SN 400 [11], pag. 268,
s-a ales turaia real ă nr = 250 rot/min. Se recalculeaz ă viteza real ă de așchiere:

1000rdnv = 12,76 m/min.

Verificarea puterii: Din [11]pag. 62,

Din tabelul 9.15, pag. 164 [13] se alege componenta principal ă a forței de așchiere: Fz = 27 daN.
Puterea motorului electric al ma șinii-unelte este dat ă de relația:

6000zr
e
tFvP [kW], în careteste randamentul total al ma șinii-unelte. t= 0,70-0,75. Se
alege t= 0,70.
Rezultă , așadar, puterea Pe = 0,082 kW.

Având în vedere că puterea real ă a motorului electric al ma șinii unelte SN 400 [11], pag.
268, Pr = 7,5 kW, rezultă că Pe < Pr , deci rezult ă că prelucrarea se poate executa pe strungul SN
400, cu urm ătorii parametri reali ai regimului de a șchiere:
sr = 0,08 mm/rot; vr = 12,76 m/min; nr = 250 rot/min; F z = 27 daN; Pr = 7,5 kW.

OPERAȚIA 4 (Filetare)
FAZA 1: Filetare L22xM10x1.25

Alegerea sculei a șchietoare : Pentru degro șare s-a ales un cu țit de strunjit exterior, DIN 282,
25×16 P30.
Stabilirea avansului. Valoarea avansului de p ătrundere se recomand ă, la aș chierea filetelor
ascuțite cu pasul, p < 2 mm, la degro șare, se recomand ă s = 0,2 mm/rot, iar la finisare s = 0,7
mm/rot [11]pag. 196.

Stabilirea vitezei de a șchiere
La degroș are: 00 8 02 5 0630
,, ,vTp s
În care T = 60 min;

72
p = 1,5 mm;
s = 0,2 mm/rot.
Rezultă : 00 8 02 5 0630
60 1 25 0 2,, ,v,, = 54,54 m/min.

La finisare: 0 13 0 3 0 45 0 13 0 3 0 4541 8 41 8
60 1 25 0 2,, , , , ,,,vTp s , ,   = 48,05 m/min.

Din caracteristicile ma șinii unelte SN 400 [11], pag. 268, pe ntru filetare s-a ales avansul sr =
1,25 mm/rot, în care sr este avansul real al ma șinii-unelte.

Stabilirea vitezei de a șchiere și a turației: Din caracteristicile maș inii unelte SN 400 [11], pag. 268,
s-a ales tura ția reală nr = 200 rot/min. Se recalculeaz ă viteza real ă de așchiere:

1000rdnv = 6,28 m/min.

Verificarea puterii: Din tabelul 9.15, pag. 164 [13] se alege componenta principal ă a forței
de aș chiere: Fz = 27 daN.
Puterea motorului electric al ma șinii-unelte este dat ă de relația:

6000zr
e
tFvP [kW], în careteste randamentul total al ma șinii-unelte. t= 0,70-0,75. Se
alege t= 0,70.
Rezultă , așadar, puterea Pe = 0,082 kW.
Având în vedere că puterea real ă a motorului electric al ma șinii unelte SN 400 [11], pag.
268, P
r = 7,5 kW, rezultă că Pe < Pr , deci rezult ă că prelucrarea se poate executa pe strungul SN
400, cu urm ătorii parametri reali ai regimului de a șchiere:
sr = 1,25 mm/rot; vr = 6,28 m/min; nr = 200 rot/min; F z = 27 daN; P r = 7,5 kW.

OPERAȚIA 5 (Strunjire IV)
FAZA 1: Strunjire sferică R11

Prelucrarea de strunjire sferic ă se realizeaz ă cu un cuțit profilat .Datele existente în literatura
de specialitate, referitoare la strunjirea sferic ă cu cuțite profilate sunt relativ sumare.

În funcie de diametrul piesei de prelucrat, l ățimea tă ișului și rezisten ța la rupere a
materialului de prelucrat, r, se alege: avansul, s = 0,022 mm/rot și viteza de a șchiere, v = 39
m/min. [11], tab. 2.44/pag. 77.

73

Din caracteristicile ma șinii unelte SN 400 [11], pag. 268, s-a ales avansul sr = 0,046 mm/rot,
în care sr este avansul real al ma șinii-unelte.

Stabilirea vitezei de a șchiere și a turației: Din caracteristicile maș inii unelte SN 400 [11], pag. 268,
s-a ales turaia real ă nr = 250 rot/min. Se recalculeaz ă viteza real ă de așchiere:

1000rdnv = 18,05 m/min.

Verificarea puterii: Din [11]pag. 62,

Din tabelul 9.15, pag. 164 [13] se alege componenta principal ă a forței de așchiere: Fz = 36 daN.
Puterea motorului electric al ma șinii-unelte este dat ă de relația:

6000zr
e
tFvP [kW], în careteste randamentul total al ma șinii-unelte. t= 0,70-0,75. Se
alege t= 0,70.
Rezultă , așadar, puterea Pe = 1,95 kW.
Având în vedere că puterea real ă a motorului electric al ma șinii unelte SN 400 [11], pag.
268, P
r = 7,5 kW, rezultă că Pe < Pr , deci rezult ă că prelucrarea se poate executa pe strungul SN
400, cu urm ătorii parametri reali ai regimului de a șchiere:
sr = 0,046 mm/rot; vr = 18,05 m/min; nr = 250 rot/min; F z = 36 daN; Pr = 7,5 kW.

OPERAȚIA 5 (Strunjire IV)
FAZA 2: Racordare R1,5
Prelucrarea de racordare se realizeaz ă cu un cu țit profilat, iar regimul de aș chiere pentru
strunjirea profilată , conform [12]tab. 1.32/pag. 30, este:

În funcie de materialul prel ucrat, de diametrul piesei, l ățimea tăișului și rezisten ța la rupere a
materialului de prelucrat, r, se alege: avansul, s = 0,047 mm/rot, viteza de a șchiere, v = 32 m/min
și turația, n = 254 rot/min.
Din caracteristicile ma șinii unelte SN 400 [11], pag. 268, s-a ales avansul sr = 0,046 mm/rot,
în care sr este avansul real al ma șinii-unelte.

Stabilirea vitezei de a șchiere și a turației: Din caracteristicile maș inii unelte SN 400 [11], pag. 268,
s-a ales turaia real ă nr = 250 rot/min. Se recalculeaz ă viteza real ă de așchiere:

1000rdnv = 11,38 m/min.

74

Verificarea puterii: Din [11]pag. 62,

Din tabelul 9.15, pag. 164 [13] se alege componenta principal ă a forței de așchiere: Fz = 27 daN.
Puterea motorului electric al ma șinii-unelte este dat ă de relația:

6000zr
e
tFvP [kW], în careteste randamentul total al ma șinii-unelte. t= 0,70-0,75. Se
alege t= 0,70.
Rezultă , așadar, puterea Pe = 0,073 kW.

Având în vedere că puterea real ă a motorului electric al ma șinii unelte SN 400 [11], pag.
268, Pr = 7,5 kW, rezultă că Pe < Pr , deci rezult ă că prelucrarea se poate executa pe strungul SN
400, cu urm ătorii parametri reali ai regimului de a șchiere:
sr = 0,046 mm/rot; vr = 11,38 m/min; nr = 250 rot/min; F z = 27 daN; Pr = 7,5 kW.

75

PLAN DE OPERAȚ II Reper: Capac cilindru pneumatic
Operația Strunjire I Pag. 1
Denumirea Strung normal Secția:
Tip SN 400 Linia:
Firma-Țara Cod Mașina
Nr. de inv.
Nr. fază Denumirea
Universal

70
Ø23

Dispozitive

Norma de
timp Regim de lucru Nr.
fazei Succesiunea fazelor Scule tăietoare
Scule de control
tb
[min]ta
[min]t
[min]i s
[mm/rot]v
[m/min]n
[rot/min]
a Prindere în universal – – – – 0,20 – – – –
1 Strunjire frontală 23×0.7 Cuțit de degro șat la 45° Șubler 0,58 0,45 1,03 1 0,45 36,11 500

76
PLAN DE OPERAȚ II Reper: Capac cilindru pneumatic
Operația Strunjire II Pag. 2
Denumirea Strung normal Secția:
Tip SN 400 Linia:
Firma-Țara Cod Mașina
Nr. de inv.
Nr. fază Denumirea
Universal
24
Ø1025

Dispozitive
Norma de
timp Regim de lucru Nr.
fazei Succesiunea fazelor Scule tăietoare
Scule de control
tb
[min]ta
[min]t
[min]i s
[mm/rot]v
[m/min]n
[rot/min]
1 Strunjire longitudinal ă de
degroșare L49; 22,1 Cuțit de strunjit exterior ubler 0,50 0,45 1,39 1 0,63 34,69 500
2 Strunjire longitudinal ă de
degroșare L49; 15 Cuțit de strunjit exterior ubler 0,19 0,45 1,04 2 0,63 23,50 500
3 Strunjire longitudinal ă de
degroșare
L24,9; 12,1 Cuțit de strunjit exterior ubler 0,32 0,45 1,17 1 0,63 29 500
4 Strunjire longitudinal ă de
degroșare
L24,9; 10 Cuțit de strunjit exterior ubler 0,28 0,45 1,13 1 0,63 19 500
5 Strunjire longitudinal ă de
finisare
L24; 14,5 Cuțit de strunjit exterior ubler 0,40 0,45 1,35 1 0,63 11,38 250

77

PLAN DE OPERAȚ II Reper: Capac cilindru pneumatic
Operația Strunjire III Pag. 3
Denumirea Strung normal Secția:
Tip SN 400 Linia:
Firma-Țara Cod Mașina
Nr. de inv.
Nr. fază Denumirea
Universal

12
241:5
Ø12.1
12 Ø14.5

Dispozitive

Norma de
timp Regim de lucru Nr.
fazei Succesiunea fazelor Scule tăietoare
Scule de control
tb
[min]ta
[min]t
[min]i s
[mm/rot]v
[m/min]n
[rot/min]
1 Strunjire conic ă
L12; K=1/5 Cuțit profilat ubler 0,36 0,45 1,21 1 0,24 18,99 500
2 Racordare R1,5 Cu țit profilat – 0,030 0,20 0,23 1 0,15 11,38 250
3 Racordare R0,8 Cu țit profilat – 0,022 0,20 0,22 1 0,15 12,76 250

78

PLAN DE OPERAȚ II Reper: Capac cilindru pneumatic
Operația Filetare Pag. 4
Denumirea Strung normal Secția:
Tip SN 400 Linia:
Firma-Țara Cod Mașina
Nr. de inv.
Nr. fază Denumirea
Universal

2×30° M10x1.25
22
24.9

Dispozitive

Norma de
timp Regim de lucru Nr.
fazei Succesiunea fazelor Scule tăietoare
Scule de control
tb
[min]ta
[min]t
[min]i s
[mm/rot]v
[m/min]n
[rot/min]
1 Filetare
L22xM10x1,25 Cuțit de filetat Calibru de
verificare 2,07 0,50 2,57 1 1,25 6,28 200
b Desprindere – – – – 0,23 – – – –

79

PLAN DE OPERAȚ II Reper: Capac cilindru pneumatic
Operația Strunjire IV Pag. 5
Denumirea Strung normal Secția:
Tip SN 400 Linia:
Firma-Țara Cod Mașina
Nr. de inv.
Nr. fază Denumirea
Universal

64R11
49

Dispozitive

Norma de
timp Regim de lucru Nr.
fazei Succesiunea fazelor Scule tăietoare
Scule de control
tb
[min]ta
[min]t
[min]i s
[mm/rot]v
[m/min]n
[rot/min]
a Prindere în universal – – – – 0,20 – – – –
1 Strunjire sferic ă R11 Cuț it profilat șubler 0,46 0,45 1,31 0,046 18,05 250
2 Racordare R1,5 Cuț it profilat – 0,030 0,20 0,23 1 0,046 11,38 250
3 Debitare la L=64 mm Cu țit de debitat – 0,230 0,13 0,13 1 0,230 18,50 250
b Desprindere – – – 0,23 – – – –

80
Capitolul 5

ASPECTE ECONOMICE P RIVIND REPERUL PIVOT

5.1 Determinarea ciclurilor de repara ție a mașinilor-unelte

În trecut, întocmirea planului de repara ție era reglementat ă prin normative de între ținere
tehnică. În prezent, întocmirea acestui plan se realizeaz ă pe baza informa țiilor ce se reg ăsesc în
manualul de exploatare a utilajului.
Sistemul de repara ții preventive impune lucr ărilor de repara ții o succesiune riguroas ă
determinat ă de durata de serviciu a diferitelor componente ale utilajului.
Utilajele sunt supuse, în exploatare, la urm ătoarele tipuri de repara ții:
– revizie tehnică , tR;
– reparatie curentă – de gradul 1,
1CR;
– de gradul 2,
2CR;
– reparatie capital ă, kR.
Reparațiile capitale reprezint ă interven țiile ce se execut ă în mod planificat după
expirarea ciclului de func ționare din normativ, pentru men ținerea caracteristicilor tehnico-
economice ini țiale și preîntâmpinarea ie șirii fondurilor fixe din func ționarea înainte de termen.
Între două reparatții capitale, utilajele sunt s upuse mai multor revizii tehnice și curente.
Intervalul dintre dou ă reparaț ii capitale plus durata celei de a doua repara șii capitale
reprezintă ciclul de repara ție.
Numărul, felul și succesiunea interven țiilor, de-a lungul ciclurilor de repara ție,
reprezintă structura ciclurilor de repara ție.
Cunoscându-se felul ultimei interven ții suportate de utilaj în anul de baz ă și structura sa
de reparaț ie, se pot determina felul și succesiunea opera țiilor ce vor avea loc în perioada ce
urmează.
Pentru întocmirea planului de repara ție trebuie determinat ă durata se serviciu normat ă,
ciclul de repara ție și intervalul dintre dou ă intervenț ii (ore de func ționare), num ărul de
intervenții într-un ciclu de repara ții, timpul de sta ți onare în repara ții (în zile lucr ătoare),
numărul de ore de lucru necesare execut ării reparațiilor curente date ca procent din valoarea de
înlocuire a fondurilor fixe.

Pentru executarea reperului „pivot” se utilizeaz ă următoarele ma șini-unelte: Strung normal,
SN 400

În tabelul 5.1 se prezint ă fondul de timp disponibil al utilajelor (strung normal SN400)

s s l dD N Z F  

în care: – dF- fondul de timp disponibil al utilajului;
– lZ – număr zile lucr ătoare;
– sN – numărul de schimburi;
– sD = 8 ore/schimb.

81
Tabelul 5.1 Fondul de timp disponibil al utilajelor
Fondul de timp disponibil utilajelor [ore] Luna ș i anul Zile lucr ătoare în 2 schimburi în 3 schimburi
Ianuarie 2014 21 336 504
Februarie 2014 20 320 480
Martie 2014 21 336 504
Aprilie 2014 22 352 528
Mai 2014 21 336 504
Iunie 2014 20 320 480
Iulie 2014 23 368 552
August 2014 20 320 480
Septembrie 2014 22 352 528
Octombrie 2014 23 368 552
Noiembrie 2014 20 320 480
Decembrie 2014 19 304 456
Total 252 4032 6048

20 2 8 320
20 3 8 480d
dF[ ore]
F[ ore]  
  
21 2 8 336
21 3 8 504d
dF[ ore]
F[ ore]  
  
22 2 8 352
22 3 8 528d
dF[ ore]
F[ ore]  
  
23 2 8 368
23 3 8 552d
dF[ ore]
F[ ore]  
  

Pe baza acestor date se determin ă:
– numărul maxim de ore pe fiecare lună cât ar putea func ționa mijlocul fix în perioada 2014,
ținând cont de num ărul de schimburi și durata lor – tabelul 5.2;
– numărul intervenț iilor de acela și fel, adică structura ciclului de reparaț ie pentru mijlocul fix;
– perioade func ționale între două intervenții;
– planul de repara ții pentru ma șina-unealt ă folosită la realizarea reperului dat (SN400) –
tabelul 5.3.

Tabelul 5.2 Num ărul de ore de func ționare ș i numărul de interven ții la SN400
Durata și perioada repara țiilor Ore de
funcționare Tipul repara țiilor Numărul
reparațiilor SN400
1500 tR tR 1 01-03.04
3000 tR,
1CR
1CR 1 03-15.07
4500 tR tR 2 9-11.09
6000 tR,
1CR
1CR 2 12.11-3.12
7500 tR tR 3
9000 tR,
1CR,
2CR
2CR 1
10500 tR tR4

82
12000 tR,
1CR
1CR 3
13500 tR tR 5
15000 tR,
1CR
1CR 4
16500 tR tR6
18000 tR,
1CR,
2CR
2CR 2
19500 tR tR7
21000 tR,
1CR
1CR 4
22500 tR tR 8
24000 tR,
1CR
1CR 5
25500 tR tR 9
27000 tR,
1CR,
2CR, kR kR

Tabelul 5.3 Planul de repara ții la SN400
PLANUL DE REPARA ȚII
Lunile anului
Denumirea
M.U. Plan de
realizat
Ianuarie
Februarie
Martie
Aprilie
Mai
Iunie
Iulie
August
Septembrie
Octombrie
Noiembrie
Decembrie
F.R tR 1CR
Z.L. 16 29 Strung normal
S.N.400
Z.S. 2 8

5.2 Determinarea fondur ilor de timp de func ționare și a normelor de timp
pe tipuri de ma șini-unelte

Mărimea fondurilor de timp disponibil al unit ăților de utilaj depinde de perioada de timp
considerat ă, de pierderile de timp planificate ce se datoreaz ă regimului de lucru și reparării
utilajului.
În func ție de acești parametri, se deosebesc urm ătoarele categorii de fonduri de timp:
a) fondul de timp calendaristic (cF)

cc S SFZ N D [ o r e / a n ]

unde: cZ- numărul de zile calendaristice din perioada considerat ă (365 zile)
SN- numărul de schimburi
SD – durata schimbului

b) fondul de timp tehnic (tF)
tC KS S C tF (Z R ) N D (R R )[o r e/a n]   

83
în care: KR- durata de sta ționare în repara ții capitale din perioada considerat ă KR=0;
CR- durata de sta ționare în repara ții curente de gradul 1 și 2 în perioada considerat ă;
tR- durata de sta ționare în revizii tehnice în perioada considerat ă.

c) fondul de timp nominal (nF)

nL S SF Z D N [ ore / an]

în care: LZ- numărul de zile lucr ătoare în perioada considerat ă LZ=253 [zile lucr ătoare]

d) fondul de timp disponibil (dF)

dL K S S C tF (Z R ) N D (R R )[o r e/a n]   
Dacă
KR=0  dn rF FT [ o r e / a n ] unde: rT- timpul necesar pentru revizii și reparații
în perioada considerată în conformitate cu planul de repara ții.

e) fondul de timp efectiv (efF)

ef d pF FT [ o r e / a n ]

unde: pT- pierderile de timp neplanif icate datorate unor deficienț e de natur ă tehnico-
organizatoric ă
pT=0
Se calculeaz ă astfel fondurile de timp pentru fiecare grupă de mașini-unelte ce intervine în
procesul tehnologic.

Grupa de ma șini-unelte
1. Strungul normal SN 400

365 2 8 5840
365 0 16 192 5648
256 2 8 4080
256 0 16 192 3888
3888 0 3888Fc [ ore / an ];
Ft ( ) [ ore / an ];
Fn [ ore / an ];
Fd ( ) [ ore / an ];
Fef [ ore / an].  
   
  
   
 

În cazul procesului mecanic sau manual-mecanic, norma de timp TN se calculeaz ă pornind
de la elementul lor de bază :

0Pi
To p d t i r
Pi
Ta b d t d t o o nTNT T T [ m i n ]m
TN( t t ) ( t t ) ( t t ) [ m i n ]m


84
unde: PiT- timpul de preg ătire încheiere;
m – mărimea lotului de piese (500 buc.);
opT- timpul operativ;
at- timpul auxiliar;
bt- timpul de bază ;
dtT- timp de deservire tehnico-organizatoric ă;
dtt- timp de deservire tehnică ;
0dt- timp de deservire organizatorică ;
irT- timp de întreruperi reglementate;
tot- timp de întreruperi condi ționate de tehnologie ș i organizarea muncii;
ont- timp de odihn ă și necesități fiziologice.

Dacă dtT și irT se exprim ă în procent din opT, atunci relaț ia devine:

1100pi dt ir
To pT kkNT ( ) [ m i n ]m 

unde: dtk= dtT în % din opT
irk= irT în % din opT
Din normativele cuprinzând timpii necesari diferitelor opera ții ale procesului tehnologic
precum executarea reperului, rezult ă:

Pentru Strung SN400
1. Operația de strunjire:

Strunjire frontală Ø23×0,7
Tpi=18 min.;
n=500 buc.;
ta=0,45 min.;
tdt=2,5%; t b=0,099 min.;
tdo=1%; t op=0,0697 min.;
tb=0,58 min.;
Top=tb+ta=1,03min.;
Tir=4%T op=0,27 min.;
NT=18/500+0,58·(1+0,099+0,278)=1,13 min.

Strunjire longitudinal ă de degro șare L=49 mm;Ø22,1
tb=0,54 min.;
t a=0,45 min.;
N T=18/500+0,54·(1+0,099+0,278)=1,37 min.

Strunjire longitudinal ă de degro șare L=49 mm;Ø15
t b=0,19 min.;
t a=0,45 min.;
N T=18/500+0,19·(1+0,099+0,278)=0,30 min.

85
Strunjire longitudinal ă de degro șare L=24,9 mm;Ø12.1
t b=0,32 min.;
t a=0,45min.;
N T=18/500+0,32·(1+0,099+0,278)=1,37 min.

Strunjire longitudinal ă de degro șare L=24,9 mm;Ø10
t b=0,28 min.;
t a=0,45 min.;
N T=18/500+0,28·(1+0,099+0,278)=1,38 min.

Strunjire longitudinal ă de finisare L=24 mm;Ø14,5
t b=0,40 min.;
t a=0,45 min.;
N T=18/250+0,40·(1+0,099+0,278)=1,37 min.

Strunjire conic ă L=12 mm;K=1/5
t b=0,36 min.;
t a=0,45 min.;
N T=18/500+0,36·(1+0,099+0,278)=1,38 min.

Pentru operatia de stunjire, N T=1,13+1,37+0,30+1,37+1.38+1,37+1,38=8,47 min.

2. Operația de filetare:
T
pi=6 min.;
m=500;
tb=2,07 min.;
ta=0,50 min.;
tdo=0,0675 min.;
tdt=0,026 min.;
Tir=2% din T op=0,033 min.;
Ton=2,5% din T op=0,041 min.;
Top=1,57 min.;
TU=2,07+0,041+0,026=2,13 min.;
NT=6/500+2,07·(1+0,026+0,033)=2,20 min.

5.3 Determinarea productivit ății anuale pe tipuri de ma șini-unelte

Se calculeaz ă productivitatea anual ă pentru fiecare tip de ma șină-unealtă pe baza rela ției:

60MU
MUef
a
T
ef
a
TFP [ repere opera ții / an]N
FP [ repere opera ții / an ]N


MUTN = 8,47 + 2,20 = 11,07 min.

86
Pentru strungul normal SN 400

3888 6022759 0211 07Pa , [ repere operaț ii/an];,

5.4 Determinarea timpului de produc ție. Metoda indicelui de constan ță

Tipul de produc ție este definit de un ansamblu de factori productivi ș i independen ți care,
determinând principalele propor ții ale desf ășurării procesului de produc ție în timp și spațiu,
permit crearea unor condi ții tehnico-organizatorice și materiale necesare analiz ării fabrica ției
la parametri optimi de eficien ță economic ă.
Cunoașterea tipului de produc ție are o importan ță practică deosebită deoarece acesta
determină următoarele:
– metoda de organizare a producț iei și a muncii;
– structura de produc ție a întreprinderilor și a secțiilor;
– gradul de înzestrare tehnic ă a întreprinderilor;
– pregă tirea fabrica ției;
– conducerea activităț ii întreprinderilor.

Se cunosc trei tipuri de produc ție:
– de masă;
– de serie;
– individuale.

Pentru determinarea tipului de produc ție, cele mai folosite metode sunt:
– metoda indicelui global; – metoda indicelui de constant ă.

În cadrul proiectului se va utiliza metoda indicelui de constan ță pentru determinarea tipului
de produc ție. Aceasta este o metod ă analitică ce se aplic ă la nivel ul reperului operativ pentru
a stabili gradul de o
mogenitate și stabilitate a lucr ărilor ce se execut ă la locul de munc ă.
Gradul de omogenitate al lucr ărilor poate fi m ăsurat cu ajutorul indicelui de constant ă.
Indicele de constant ă al fabricatiei giT, arată constanta în timp a execut ării unei opera ții
"i" a reperului "g", ce se realizează la locul de munc ă în perioada considerat ă (un an).
Indicele de constant ă al fabrica ției este raportul dintre timpul efectiv necesar execută rii
operaț iei "i" al reperului "g" și ritmul mediu anual al reperului:

60 
gni
gigiTi
gi
NFrrNT

unde: g – num ărul de repere;
i – num ărul operației;
gN- volumul anual de producț iei [bucăți/an];gNse alege 500000 buc ăți/an.

87
Pentru strungul SN 400

; 48 . 050000060 4080
1 gr
111 0721 3504 8g,T,. .

Pentru stabilirea tipului de produc ție se folose țte un coeficient Kgi :
; 04 . 035 , 211 1  
gigiTK

În funcție de valoarea lui giK se stabile ște tipul de produc ție astfel:
a) giK< 1  producție de mas ă;
b) 1 ≤ giK < 10  producție de serie mare;
c) 10 ≤ giK < 20  producție de serie mijlocie;
d) giK ≥ 20  producție de serie mică .

În toate cazurile Kgi < 1  tipul de produc ție de mas ă.

5.5 Amplasarea locurilor de munc ă și a mașinilor-unelte

Prin amplasarea utilajelor pe suprafa ța de produc ție existente sau proiectate se în țelege
fixarea pozi ției acestora într-o anumit ă dispunere unele fa ță de altele pe baza unor reguli.
Printr-o amplasare optim ă se urmărește asigurarea unei utiliz ări optime sau ra ționale a unei
suprafețe de produc ție, limitarea deplas ării materialelor sau produselor pe suprafe țe, crearea
unor condi ții optime pentru execu ție și asigurarea posibilităț ii efectuării unor modific ări
viitoare în cazul schimb ării profilului produc ției.
Se utilizeaz ă următoarele tipuri de amplasare:
– pe baza pozi ției fixe;
– pe baza procesului sau func țiunii;
– dup ă produsul sau liniile de flux.

În cadrul proiectului se va folosi tipul de amplasare pe baza procesului sau func țiunii.
Conform acestuia, locurile de munc ă se amplasează după natura activit ăților productive ce
trebuie desf ășurate, toate opera țiile sau procesele similare executându-se pe suprafeț e bine
delimitate, corespunză tor unor ateliere sau sec ții.
În cadrul acestora se grupează diferite ma șini asemănătoare sau asociate. Avantajul
ace
stui tip de amplasare este fabricarea une i nomenclaturi variate de produse ce permite
utilizarea ra țională a utilajelor și a fortei de muncă .
Dezavantajele acestui tip de amplasare sunt:
– circuite lungi pentru transportul materialelor; – durate mari ale ciclurilor de fabrica ție;
– stocuri mari de produse neterminate;
– necesitatea unei for țe de munc ă cu calificare înaltă .

88
Metodele de determinare a necesarului de utilaje se stabilesc în func ție de felul
elementelor ș i particularit ăților procesului tehnologic din ramura industrial ă considerat ă.
În cazul unit ăților tehnologice la care produsul se ob ține ca urmare a efectu ării unui
număr limitat de opera ții prin parcurgerea lor în mod succesiv, trebuie s ă se determine
numărul de ma șini-unelte cu fiecare opera ție prin folosirea unor metode corespunz ătoare
urmărindu-se asigurarea proportionalit ății între capacit ățile de produc ție ale maș inilor și
utilajelor necesare realiză rii diferitelor opera ții.

Num ărul de ma șini-unelte se determin ă cu relația:

60
diTi g
igFN Nm

în care: igm- numărul de ma șini din grupa ''i'' a produsului ''j'';
gN- cantilatea anual ă de produse (500000 buc ăți/an);
TiN- norma de timp pentru prelucrarea pe grupa de ma șini-unelte ''i'' [minute];
diF- fondul de timp disponibil pentru grupa de ma șini-unelte ''i'' [ore/an].

Stabilirea necesarului de ma șini pentru procesele auxiliare se face în strâns ă corelare
cu capacit ățile de productie ale ma șinilor din procesul de bază pentru a se asigura
continuitatea și ritmicitatea procesului de produc ție și reducerea la minim a întreruperilor.
Se calculeaz ă numărul de utilaje din sec ția de prelucr ări mecanice ce urmeaz ă a fi
proiectată. Astfel:
Pentru Strungul SN 400

1500000 11 07243888 60,m m a șini;

Rezult ă că secția de prelucr ări mecanice va fi format ă dintr-un singur atelier format
din 24 de ma șini-unelte de tipul SN 400.

5.6 Dimensionarea suprafe țelor

Pentru stabilirea suprfe țelor necesare se folosesc diverse metode. Alegerea unei
metode se face în func ție de gradul de exactitate ș i de timpul disponibil curent pentru
stabilirea suprafe țelor necesare.
Se pot utiliza urm ătoarele metode:
a) dimensionarea suprafe țelor pe baza unui calcul analitic. Se folose ște când se impune o
dimensionare exact ă a suprafeț elor și când exist ă timp suficient pentru realizarea acestei
dimension ări;
b) dimensionarea suprafe țelor pe baza unui proiect sumar de amenajare. Se elaboreaz ă un
plan de amenajare în care se specific ă aranjarea propus ă a utilajelor, conturându-se pe aceast ă
bază proporțiile pe care le implic ă soluțiile propuse. Se ob ține, astfel, o orientare
aproximativ ă asupra amplas ării și asupra propor țiilor spațiilor;
c) dimensionarea suprafeț elor prin transpunerea în cadrul unei unit ăți economice similare,
aducându-se unele ajust ări în funcție de obiective;
d) dimensionarea suprafeț elor pe baza normativelor.

89
În construc ția de mașini normativele recomand ă:

– pentru maș ini mici →10÷122m;
– pentru maș ini mijlocii → 15÷252m;
– pentru ma șini mari → 35÷402m;
– pentru maș ini foarte mari → 50÷1002m;
– pentru maș ini de ascu țit → 7÷92m;
– pentru magazii → 1÷1,25 2m.

Aceste normative se aplic ă în funcție de condi țiile create de dezvoltarea tehnic ă. Pentru sec ția
de prelucr ări mecanice, prelucrarea se va face pe baza calcului analitic:

sa p tS S S  [2m]

unde: tS- suprafaț a totală;
pS- suprafața de produc ție;
saS- suprafaț a social administrativ ă.

e g s pS S S S  [2m]

unde: sS- suprafaț a statică;
gS- suprafața de gravita ție;
eS- suprafața de evolu ție.

p sa S S  25 , 0 [2m]

Tabelul 5.4. Suprafe țe specifice SN 400
Distanța minimă
între mașini Nr.
crt. M.U. Dimens.
de
gabarit fron
tală din
spate de la elem.
de constr. Supraf.
statică
m2 Sg
m2 Sp
mm2 Ssa
mm2 St
mm2
1 Strung
normal 1450x
x900x
x1400 600 500 800 1,305 0,48 7,78 1,95 9,75

5.7 Costul tehnologic. Costul de producție

Costul tehnologic se determin ă cu o relație de forma:

teh mat dmv sdv eCC C U E I R A 

Cmat – costul pentru materii prime și materiale;
Cdmv – cheltuieli directe cu munca vie;
Usdv – uzura SDV-urilor;

90
Ee – cheltuieli pentru energia electric ă;
IRA – cheltuieli pentru între ținerea, repararea și amortizarea utilajelor.

mat brut ă Cmp

mbrută – masa brut ă a semifabricatului;
mbrută = 0,25kg;
p – prețul materialului (lei/kg); se alege p = 5lei/kg (f ără TVA)
Cmat = 0,25·5 = 1,25lei/ore

Cheltuielile directe cu munca vie se determin ă cu o relație de forma:

dmv d rdCR I C A S

Rd – retribu ția directă;
Ird – impozit pe retribu ția directă (16 %);
CAS – contribu ția pentru asigur ările sociale (16,5%).

dT TR NR
1in
TT
iNN


NT – norma de timp totală (durata) pentru prelucrarea reperului [ore];
RT – retribuția tarifară [lei/oră], se alege RT = 8 lei/oră ;
Ird = 16% · R d
CAS = 16,5% · (R d+Ird)
Rd = 11,07 · 601 · 8 = 1,17 lei/or ă
Ird = 0,16 · 1,47 = 0,23 lei/oră
CAS = 0,16 (1,47+0,23) = 0,27 lei/or ă
Cdmv = 1,47+0,23+0,27 = 2 lei/or ă

Uzura SDV-urilor

sdv zdv zsUUU

unde: Uzdv – uzura dispozitivelor, verificatoarelor;
Uzs – uzura sculelor.

Uzdv =
gAMC QDV
Sn gAMC QDV
NPiD NP
AMC DV  
 pentru dispozitive speciale

în care: AMC QDVP- prețul de livrare al dispozitivelor și AMC-urilor;
se alege AMC QDV P = 25.000 lei.
Ng – programul anual de fabrica ție;

91

AMC DV SnD
- durata de serviciu normat (se stabile ște între 1÷2 ani);
se alege
AMC DV SnD
= 2 ani.
i – cota anual ă a cheltuielilor pentru între ținere și reparații (se stabile ște în intervalul
3÷10 %); se alege i = 3%.

Uzdv = 25 000 25 0000 03 0 026500 000 2 500 000.., ,l e i.. /buc.

U zs = P as11rr a
sb
r(K ) (K )MtnT  

în care:
Pas – prețul de livrare al sculei [lei];
Krr – coeficientul cheltuielilor pentru reascu țire și reparații;
Ka – coeficientul pentru ie șirea accidental ă din exploatare;
nr – numărul de reascu țiri a sculei;
T – durabilitatea sculei [minute];
tb – timpul de baz ă la operația respectiv ă [minute];
Ns – numărul de scule identice folosite simultan.

Uzura cuțitului de strung:

Uzs cuțit = 221 0 03 1 0 025184 7 43 414 5(, ) (, ), , lei / bucată  
Uzura cuțitului de filetat:

Uzs cuțit filetat = 37 1 0 03 1 0 025122 0 1 1 841 8(, ) (, ), , lei / bucată 

Uzdv = 5,54 lei/buc.

Usdv =5,54 + 0,026 = 5,56 lei/buc.

Cheltuielile pentru energia electric ă se determina cu o rela ție de forma:

Ee = 160 60ef b i a p ef op
ee e
tPt P t TPTtiF
      

Ee = E e strunjire + E e filetare

92

unde:
Pef – puterea efectiv ă de așchiere;
tb – timpul de baz ă [min.];
 – raportul dintre puterea de mers în gol și puterea nominal ă a motoarelor electrice;
se alege α = 0,05.
Pi – puterea nominal ă a motorului electric [kW];
ta – timpul auxiliar efectiv;
tee – prețul energiei electrice; se alege tee = 0,35 lei/kW;
η – randamentul motorului; se alege η = 0,95;
Tp – taxa de putere; se alege Tp = 52 lei/kW;
Ft – fondul de timp tehnic;
Top – timpul operativ;
ie – coeficientul cheltuielilor de întreț inere; se alege ie = 2,5%.

Calculul energiei la opera ția de strunjire:
ie = 0,25; tb = 3,19 min.;
 = 0,95; ta = 0,50 min.;
Pi = 7,5 kW; tee = 0,35 lei/kW;
 = 0,05; Tp = 52 lei/kW;
Ft = 5648 ore; Pef = 0,75 kW.
Top = 1,57 min.;

Ee strunjire = ) 25 , 0 1 (60 564857 , 1 75 , 0 5235 , 095 , 0 6050 , 0 5 , 7 05 , 0 19 , 3 75 , 0     
Ee strunjire = 0,45 lei/kW

Calculul energiei la opera ția de filetare
ie = 0,25; tb = 2.20 min.;
 = 0,95; ta = 0,50 min.;
Pi = 7 kW; tee = 0,35 lei/kW;
 = 0,05; Tp = 52 lei/kW;
Ft = 5648 ore; Pef = 0,75 kW.

Ee filetare = ) 25 , 0 1 (60 564857 , 1 75 , 0 5235 , 095 , 0 6050 , 0 7 05 , 0 20 , 2 75 , 0     

Ee filetare = 0,30 lei/kW

Ee = 0,75 lei/kW

93

Cheltuielile pentru între ținerea, repararea și amortizarea utilajelor se determină cu relația:

re M IRA C A
a
re
gCCN
în care:
Cre – cheltuieli pentru repararea utilajelor;
AM – cheltuieli cu amortizarea;
 – cota anual ă de amortizare;
Ng – programul anual de fabricaț iei;
Ca – cheltuieli anuale pe ntru verificari, revizii ș i reparații.
Cre = 04 , 0000 . 500000 . 20 lei/buc.

AM =
gMU
NP1 = 0,2 lei lei/buc.

IRA = 0,04 + 0,2 = 0,24 lei/buc.

Cteh = 1,25+2+5,54+0,75+0,24 = 9,78 lei/buc.

în care:
β – cota anuală de amortizare;  = 0,5;
PMU – costul ma șinii-unelte; se alege pentru toate ma șinile, MU = 50.000 lei
Ng – programul anual de fabrica ție.

Costul produc ției reflect ă cheltuielile materiale și de munc ă vie necesare realizarii în condiț ii
optime a planului de produc ție. Aceste cheltuieli se grupează pe elemente de cheltuieli
primare în:

a) cheltuieli materiale, care cuprind:
– materii prime, materiale de baz ă și auxiliare;
– materiale recuperabile ș i refolosibile;
– combustibili;
– energie și apă;
– amortizarea fondurilor fixe;
– alte cheltuieli materiale. b) cheltuieli cu munca vie, care cuprind:
– retribuții;
– impozitul pe salarii; – contribu ția pentru asigur ările sociale;

94
– contribu ția la fondul de cercetare științifică, dezvoltare tehnic ă.
Cp = 1,05 · C teh · N g

Cp – costul de produc ție;
1,05 – coeficient de multiplicare;
Cteh – costul tehnologic;
Ng – volumul anual de produc ție (programul anual de fabricaț ie).

CP = 1,05·9,78·500.000 = 51.345.00 lei

Calculaț ia pe produs

Nomenclatura tipurilor de cheltuieli pe articole de fabrica ție:
a materii prime și materiale directe (preț ul materialului brut cu TVA);
b cheltuieli pentru materiale recuperabile și refolosibile (valoarea de șeurilor
recomercializate);
c cheltuieli directe cu munca vie ( c = C dmv);
I cheltuieli directe:
I = a-b+c = 1,25-0,23+2 = 3,03 lei/buc.

d cheltuieli de între ținere și funcționare a utilajelor (
d = IRA );
e cheltuieli generale ale secț iei (e = 0,15 · C teh);

II cost de sec ție:
II = I+d+e = 3,03+0,24+0,15·9,78 = 4,73 lei/buc.
f cheltuieli generale ale întreprinderii (
f = 0,05 · C teh);
g pierderi de rebuturi ( g = 0,01 · C teh);
III cost de uzin ă:
III = II+f+g = 4,73+0,05·9,78+0,01·9,78 = 5,30 lei/buc.
h cheltuieli de desfacere (
h = 0,03 · C teh);
IV cost total:
IV = III+h = 5,30+0,03·9,78 = 5,60 lei/buc.

Concluzie: Costul total pentru producerea reperului pivot este 5,60 lei/buc.

95
Capitolul 6

PROIECTAREA UN EI SCULE A ȘCHIETOARE DE TIP
CUȚIT DE STRUNG

Pentru realizarea reperului pivot, în conformitate cu traseul tehnologic ș i a planului de
operaț ii, se utilizeaz ă o serie de scule a șchietoare specifice. În prezentul capitol sunt expuse
etapele care se parcurg pentru proiectarea unei scule aș chietoare de tip cu țit de strung.

Etapele proiect ării sculelor a șchietoare
Prin proiectarea unei scule aș chietoare se în țelege stabilirea formei ș i a elementelor
constructiv-dimensionale a t ăișurilor, canalelor pentru a șchii, corpului și părții de prindere-
fixare a sculei, precum și determinarea parametrilor geometrici ai p ărții așchietoare.
Legile așchierii metalelor, influen ța parametrilor geometrici ai p ărții așchietoare
asupra procesului de a șchiere și criteriile de optimizare a geometriei sculelor trebuie s ă
formeze întotdeauna baza științifică a proiectării sculelor a șchietoare. Practic, proiectarea unei
scule așchietoare înseamn ă soluționarea optim ă prin consultarea unui bogat material
bibliografic, a problemelor cuprinse în urm ătoarele etape de proiectare:
1. Stabilirea schemei de a șchiere și a tipului de ma șină-unealtă;
2. Aleg
erea materialului sculei ș i stabilirea tratamentului termic;
3. Stabilirea parametrilor geometrici optimi constructivi și a elementelor constructiv-
dimensionale;
4. Calculul regimului de a șchiere, a for țelor și momentelor de a șchiere;
5. Stabilirea sistemului de pozi ționare-fixare;
6. Verificarea la rezisten ță și rigiditate a p ărții așchietoare și a părții de fixare a sculei;
7. Stabilirea schemei de ascu țire;
8. Stabilirea condi țiilor tehnice de calitate și a normelor de protec ția muncii;
9. Întocmirea desenului de execu ție a sculei a șchietoare.

6.1 Stabilirea schemei de a șchiere și a tipului de ma șină-unealtă

Mașina-unealt ă utilizată la
prelucrarea reperului pivot este, a șa
cum s-a prezentat și în celelalte
capitole, strungul normal SN 400.
Din totalul ma șinilor–unelte
existente în societ ățile comerciale
constructoare de ma șini, strungurile
reprezintă 25%, strunjirea fiind
operaț ia de baz ă pentru obț inerea
corpurilor de rota ție.
Cuțitul de strung are două părți
principale: partea activ ă (capul
cuțitului) care particip ă în mod direct
la generarea suprafe ței prelucrate prin
detașarea așchiei și partea de fixare Fateta de degajare
Vârful taisului (V)Tais principal (T)
Tais secundar ( )Fateta de asezare
secundaraFateta de asezare
principalaA
A'
AT'

Fig. 6.1 Tăișuri și suprafețe ale părții așchietoare la
un cuțit de strung

96
(corpul cu țitului) care serve ște la pozi ționarea sculei în vederea execu ției, ascuț irii și
măsurării ei.
Partea activ ă a cuțitului (fig. 6.1) este prev ăzută cu tăișurile ,'TT , care rezultă din
intersecția feței de degajare A (suprafața pe care alunec ă și sunt îndep ărtate așchiile detaș ate)
cu fețele de a șezare A, 
A (suprafe țele
sculei orientate spre piesa de prelucrat).
Tăișul principal T realizeaz ă așchierea
propriu-zisă , fiind destinat form ării suprafe ței
așchietoare.
Intersecț ia tăișului principal cu cel
secundar formeaz ă vârful cu țitului, care în
scopul măririi rezisten ței se prevede cu o raz ă
de vârf r sau teșitură de lăț ime b, ceea ce
reduce considerabil uzura sculei.
Uneori pe fe țele active se pot executa
fețele înguste, prelucrate mai fin, care au
rolul de a mă ri durabilitatea tă ișurilor.
Prelucrarea prin strunjire are loc ca urmare a corel ării a două mișcări, precum cele
prezentate în figura 6.2: mi șcarea de avans – în lungul axei semifabricatului de prelucrat și
mișcarea de a șchiere principal ă – în jurul axei semifabricatului.

6.2 Alegerea materialului sculei și stabilirea tratam entului termic

Pentru realizarea cu țitului se recomand ă folosirea o țelului rapid Rp5 – STAS 7382-80,
caracterizat printr-o termostabilitate ridicată , rezisten ța bună la uzură. Utilizările principale
ale oțelului Rp5: scule pentru a șchiere cu viteze ma ri, pentru materiale cu duritate ridicat ă.

Tabelul 6.1 Compozi ția chimică a materialului sculei (Rp5)
Compoziția chimică % Marca
oțelului C Mn
max Si Cr Mo W V Co Ni
max P max S max
Rp5 0,75…
0,85 0,4 0,2…
0,4 3,8…
4,4 4,8…
5,3 6…71,7…
2,1 – 0,4 0,025 0,025

Tratamentul termic const ă în călire:
– prima preînc ălzire: t° = 550 650 °C în aer, cu o durată a încălzirii de 13,5 minute;
– a doua preînc ălzire: t° = 850 880 °C în mediu de 78% BaCl 2 + 22% NaCl, timpul de
încălzire 1,83 min., timp de men ținere 2,87 min.;
– încălzirea final ă: t° = 1190 1230 °C în BaCl 2 , t i m p d e m e n ținere 1,43 min., timp de
încălzire 22 secunde;
– răcirea se face în baie de sare.

Fig. 6.2. Mi șcări în procesul de strunjire

97
6.3 Stabilirea parametrilor geometrici optimi constructivi și a
elementelor constructiv-dimensionale

Parametrii geometrici optimi constructivi
Parametrii geometrici constructivi se aleg din literatura de specialitate, cei mai importanț i
fiind: unghiul de a șezare principal: α = 10°; [11], tab. 2.2, unghiul de degajare: γ =8°; unghiul
de așezare al tăișului secundar: α1=10°; unghiul de degajare al fa țetei: γ1=6°; uzura admisibil ă:
hα= 1,5÷2 mm. [11], tab. 2.3. Se adopt ă hα= 2 mm; unghiul de înclinare al t ăișului principal:
λ= 4°; unghiul de atac principal: = 70°; unghiul de atac secundar: 1 = 10°; raza de
racordare la vârful sculei: r = 0,5…3 mm, se adopt ă : r = 2 mm.

Calculul elementelor constructive-dimensionale ale
sculei
Cuțitul are sec țiunea pătrată: B = 25mm; H = 25mm
(fig. 6.4).
Lungimea total ă, L=140mm.

6.4 Calculul regimului de a șchiere, a
forțelor și momentelor de a șchiere

Calculul regimului de a șchiere
Adâncimea de a șchiere : t = 4 mm.
Astfel: 2d Dt , unde:
D – diametrul semifabricatului: D = 23 mm
d – diametrul dup ă strunjire: d = 12,1 mm

Avansul : s = 116 [mm/rot]
[11], tab.2.7, și se adopt ă s = 1mm/rot.

Durabilitatea sculei:
90ecTm i n . [11], tab.2.19.

Viteza de aș chiere :
1
1
11
200v
vvv
v n
xy mC
vk [ m / m i n ]
HBTt s

unde:
1vC= 60,8;
1vx= 0,25 [11], tab. 2.21;
1vy= 0,66;
vn=1,5 [11], tab. 2.24;
Fig. 6.3. Strunjirea longitudinal ă
și frontală

98
m = 0,125 [11], tab. 2.25.

t – adâncimea de a șchiere: t = 4 mm;
s – avansul; s = 1 mm/rot.
HB – duritatea Brinell;
HB = 217daN/mm
1vK – coeficient , unde:
111
vq x x M m s m f dKK K K K K K K K K    
Unde qK ține seama de sec țiunea cuțitului:
08 , 0)30 20(qKq, unde q este secțiunea transversal ă a cuțitului. Se alege cu țitul cu
secțiunea pătrată 25×25
q = 25×25=625 mm2, deci 003 , 1 )600625(08 , 0 qK
Kx ține seama de influen ța unghiului de atac principal ;
06
45,
xK, 06
701345,
xK,

1xKține seama de influen ța unghiului de atac secundar 1;
00 9
1
110,
xK
, 00 9
110110,
xK 

Kr ține seama de influen ța razei de racordare r

01
2,
rrK, 01
212,
rK

KM ține seama de influen ța materialului t ăișului sculei.
KM = 1,0

Km ține seama de materialul de prelucrat.
Kfd ține seama de forma fe ței de degajare.
Kfd = 1,2

Deci
110 0 313111112 12 3vK, , , ,    
15
0 125 0 25 0 6660 812 3 3 43 5
21790 1 8 1200,
,, ,,v, ,m/min
, 
  

99
34 35 10 34 35 30v, % ( , )  

Turația 1000 vnD

min / 5 , 2893330 1000rot n 

Se alege strungul SN400x1500
n = 500 rot/min
v = 30m/min.
Calculul for țelor de așchiere
Forțele ce apar în procesul de a șchiere sunt: F x, Fy, Fz.

Fig. 6.4 For țele de aș chiere în procesul de strunjire

FF Fzz zFz zxy n
zFF Ct s H B k  [daN]

unde:
zFC – coeficient ce depinde de materialul de prelucrat și de materialul sculei;
zFC= 3,57 (tab. 2.29)
t – adâncimea de a șchiere; t = 4 mm
s – avansul; s = 1mm/rot
HB = 240 daN/mm2; 1
zFx; 07 5
zFy, ; 07 5
zFn, [11], tab. 2.30;

FF F F F F Fzz z z zmXr u l k kkk kkk 

Fmk ține cont de proprietăț ile materialului prelucrat:
Fmk= 1

100
FXk – ține seama de influenț a unghiului de atac principal :
FXk=1[11], tab. 2.31;
Fzrk – ține cont de influen ța razei la vârf a t ăișului : 01
12Fz,
rrk
Fzk- ține seama de influenț a unghiului de degajare :
Fzk=1,025[11], tab. 2.32;
Fzuk- ține seama de uzura cu țitului:
Fzuk= 1 (tab. 2.33);
Fzlk- ține seama de influen ța lichidelor de a șchiere:
Fzlk= 0,90 [11], tab. 2.34;

11110 2 5109 09 2 2
zFk, , ,  

10 7 5 0 7 53 57 1 8 1 240 0 922 361 27,,
zF , , , , daN    
zF= 361,27 daN
FF Fyy y
yyxy n
yF FFCt s H B k  [daN]

unde:
yFC= 0,0027 (tab. 2.29); 09
yFx , ; 07 5
yFy, ; 2
yFn [11],tab. 2.30.
1
Fmk;03
2Fy,
rrk deci 03212Fy,
rk;
1
Fyuk; 09
Fylk,
111 1109 09 9Fyk, , ,  

09 07 5 20 0027 1 8 1 240 0 99 261 3,,
yF , , , , daN     
261 3yF , daN

FF Fxx x
x xxy n
x FF FCt s H B k  [daN], unde:
xFC= 0,021 (tab. 2.29); 12
xFx , ; 06 5
xFy, ; 15
xFn, [11] 2.30;
1
Fmk;
Fxk= 1,12 (tab. 2.32); 1
Fxuk (tab. 2.33); 09
Fxlk, [11], tab. 2.34;
11 1 2109 1
xFk, ,  

12 06 5 150 021 1 8 1 240 1 158,, ,
xF , , daN    
158xF daN

Rezultanta celor trei for țe de așchiere Fx, Fy, Fz este:
222
x yz RFFF  [daN]

101
22 2158 261 3 361 27 473 R , , daN  

Calculul puterii
Puterea necesară așchierii este 361 27 30186000 6000zFv ,Pe kW Pe , kW  
Puterea motorului electric :
gemPeP , unde g- randament global = 0,7…0,75
182407 5em,P, k W,  , n – turația 716 27 2 417 18100,,M ,d a N m  

Calculul timpului de baz ă și a necesarului de scule

Timpul de baz ă tb se determin ă cu relația:

c
bL Atns t [min], unde L c – lungimea drumului parcurs de cuț it în direc ția avansului
s; A este adaosul de prelucrare; 2 1L L L Lc  [mm], unde L – lungimea p ărții
prelucrate a piesei L = 86 mm.
1L – mărimea pătrunderii sculei: 1tLtg 1L = 1,5mm
1L= 1,45mm
2L mărimea depăș irii sculei în ambele sensuri.
2L= 2,2 mm
86 1 45 2 2 89 6 90cL, , , m m   
90 818100 4bt, 
Numărul de reascuț iri: N = 10
Durabilitatea total ă:
T N Ttot  ) 1 (; 990totTm i n .
Necesarul de scule: b
tottXT ; 180 0018990,X , scule / opera ție 

6.5 Stabilirea sist emului de pozi ționare-fixare

Cuțitul se fixeaz ă în port-cu țit și este strâns cu șuruburile de strângere ale suportului port-cu țit.
Reglarea la cota de strunjit se realizeaz ă prin mișcarea saniei transversale și a căruciorului
strungului, figura 6.5.

102

Fig. 6.5 Tipul de pozi ționare-fixare a cu țitului de strung

6.6 Verificarea la rezisten ță și rigiditate a p ărții așchietoare și a părții
de fixare a sculei

Cuțitul se fixeaz ă în port-cu țit și este strâns cu șuruburile de strângere ale suportului port-
cuțit.

Calculul p ărții de fixare:
Momentul de încovoiere: l F Mz i  daN mm
361 27 30 10838iM , daN mm  

Momentul de încovoiere maxim admisibil: ia x aMW [ mm daN ], unde xW-
modul de rezisten ță al secțiunii cuțitului: ;63bWx 3
3 16682 6666xW, m m  .
a- rezistența admisibilă la încovoiere 2/ 37mm daN a 
682 66 37 25258 68iaM , , daN mm    , deci M Mia ;

Săgeata rezultat ă datorită solicitării la încovoiere:
xz
I El Ff33
[mm], unde
361 27zF , daN ;
E – modul de elasticitate;
E = 20000 daN/mm2; 33 , 54611216
124 2
    x x IhI
3361 27 3000 33 20000 5461 33,f ,m m,
1 , 0 max f deci maxf f

103
Forța maximă care asigur ă rigiditatea:
333 0 1 3 20000 5361 331213
30max x
max max maxfE I ,,F F F daN.
l    

Verificarea avansului tehnologic:
a. verificarea la condi ția de rezisten ță la încovoiere

11 2FzFFz z
zpyxn
FFs
,Ct H B
[mm/rot]

Fp = 1213 daN

07 507 5121341 9
11 2 33 7 18 2 4 0,,s,
,,, ()
  mm/rot. Condi ția este verificată

b. verificarea la condi ția de rezisten ță a mecanismului de avans:

x yz t QF ( F F )F    , unde tF- forț a tangenț ială la care rezist ă dintele pinionului de
la suportul strungului: 300 500tFd aN 
; 1 , 0 261 37yF , daN; 158xF daN; 361 27zF , daN;
158 0 1 261 3 361 27 220
220 300tQ , ( , , ) daN
daN Q F   
 

c. verificarea la condi ția de rugozitate a suprafeț ei

06 5
10 7
02 1,
max ,Hrs, [mm/rot]
06 5
10 70 0125 210 902 1,
,,s,, mm/rot. Condiț ia este verificat ă

6.7 Stabilirea schemei de ascu țire

În cazul cu țitelor de strung se folose ște metoda abraziv ă, caracterizată prin simplitate ș i
universalitate – figura 6.6. Condiț ii ce trebuie respectate sunt:
– alegerea corect ă a corpului abraziv;
– alegerea regimului de ascu țire corespunz ător;
– aplicarea netezirii dup ă ascuțire pentru îndep ărtarea stratului defect și micșorarea
asperităților pe tăișuri și pe suprafe țele active ale sculei.

104
Forma corpului abraziv va fi tip disc,
caracteristicile corpului abraziv fiind
definite de materialul abraziv – corund,
liantul – materialul ceramic, granula ție –
36 pentru degro șare; 60-80 pentru
finisare, duritate: K-L la degro șare; L-M
pentru finisare.
Regimul de a șchiere:
– viteza periferic ă: 20-30m/s la
degroș are; 25-35m/s la finisare.
– avansul s
t = 0,0050,05 mm/rot.
Răcirea se va face cu lichide de r ăcire în
abundență.
De regulă, ascuțirea cuțitelor din
oțe l s e f a c e î n d o u ă etape: degro șare și
finisare.

6.8 Stabilirea condi țiilor tehnice de calitate și a normelor de protec ția
muncii

Condiții tehnice generale de calitate
– Abaterea limit ă inferioară a înălțimii H a cozii să fie – 1,5 m.
– Abaterea la rectilinitate a suprafeț elor laterale ale cozii s ă fie de maximum 1 la 100 mm
lungime;
– Abaterea la perpendicularitate a suprafe țelor laterale ale cozii fa ță de suprafa ța de reazem s ă
fie de 2o;
– Înălțimea nominal ă a vârfului t ăișului cuțitului trebuie s ă fie egală cu înălțimea nominal ă a
cozii.
– Abaterea la raza de rotunjire a vârfului sculei: 03,m ;
– Abaterea la lungime 16h;
– Rugozitate – pe fa ța de degajare, pe cea de a șezare principal ă și vârful sculei 0,8 m; pe
fațete 0,4 m;
– Duritate: 62÷65 HRC ;
– Execuție: racordarea t ăișului principal la cel secundar trebuie s ă fie lină.
– Muchiile cozilor se te șesc. La partea a șchietoare nu se admit fisuri, bavuri, cr ăpături,
supapuneri de material,cipituri,arsuri,urme de coroziune.

Fig. 6.6. Eta pele ascuțirii unui cu țit de strun g

105
Repartizarea sarcinilor de munc ă la prelucrarea metalelor prin a șchiere
Realizarea sarcinii de munc ă
Deservirea ma șinilor-unelte este permis ă numai lucr ătorilor califica ți și instruiți special
pentru acest scop.
Acestia, în formare (calificare) vor fi supraveghea ți o perioad ă de timp de 1-3 luni, în func ție
de complexitatea lucrului, de un lucrător calificat și vor lucra singuri numai dup ă ce
conducătorul locului de munc ă îl va testa practic și teoretic asupra cunoaș terii normelor și
exploatării corecte a utilajului.
Ridicarea , montarea, demonstrarea subansamblelor și dispozitivelor, a accesoriile, sculelor și
pieselor de pe ma șini-unelte, care dep ășesc 20 kg se vor face cu mijloace de ridicat adecvate,
ținindu-se cont de prescrip țiile Normelor de Igien ă a Muncii privind efortul fizic.De la caz la
caz, în func ție de frecven ța operațiilor de ridicare, se va aprecia necesitatea dot ării cu mijloace
ajută toare de ridicat și transportat , chiar dac ă sarcinile sunt mai mici de 20 kg.
Înainte de începerea lucrului,lucr ătorul va controla starea ma șinii, a dispozitivelor de comand ă
(pornire-oprire și schimbarea sensului mi șcării), existen ța și starea dispozitivelor de protec ție
și a grătarelor din lemn.
Se interzice lucr ătorilor care deservesc ma șinile-unelte s ă execute repara ții la mașini sau
instalații electrice. În mod obligatoriu , ma șina-unealt ă , agregatul, linia automat ă vor fi oprite
și scula îndep ărtată din piesa în urm ătoarele cazuri :
a) la fixarea sau scoaterea piesei de prelucrat din dispozitivele de prindere atunci când ma șina
nu este dotat ă cu un dispozitiv special care permite executarea acestor opera ții în timpul
funcționării mașinii :
b) la măsurarea manual ă a pieselor ce se prelucreaz ă ;
c) la schimbarea sculelor și a dispozitivelor;
d) la oprirea motorului transmisiei comune în cazul când ma șina este ac ționată de la aceast ă
transmisie.
După terminarea lucrului sau la predarea schimbului, lucr ătorul este obligat s ă curețe și să
ungă mașina, să lase ordine la locul de munc ă și să comunice schimbului urm ător , toate
defecțiunile care au avut loc în timpul lucrului, pentru a nu expune la accidente lucr ătorul care
preia mașina.
Piesele prelucrate, materialele , de șeurile se vor a șeza în locuri stabilite și nu vor impiedica
mișcările lucrătorilor, func ționarea ma șinii și circulația pe căile de acces. Piesele prelucrate,
materialele și deșeurile cu dimensiuni mai mici se vor depozita în containere.

106
Prelucrarea metalelor prin strunjire
Fixarea și demontarea sculelor
Fixarea cu țitelor de strung în suport se face astfel încât în ălțimea cuțitului să corespund ă
procesului de a șchiere.Partea din cu țit care iese din suport nu va dep ăsi de 1,5 ori înaltimea
corpului cu țitului pentru strunjirea normal ă,iar fixarea cu țitului în suport se va face cu toate
șuruburile din dispozitivul portscula. La montarea și demontarea mandrinelor, universalelor și
platourilor pe strung, se vor folosi dispozitive de sus ținere și deplasare.
Fixarea și demontarea pieselor
Piesele de prelucrat vor fi fixate bine în universal sau între vârfuri și perfect centrate, pentru a
nu fi smulse.La fixarea pieselor și scoaterea pieselor din universal,se vor utiliza chei
corespunz ătoare, fără prelungitoare din țeava sau alte pârghii.
Fixarea pieselor în universul strungului, se va repeta condi ția L < 3d, unde L și d reprezint ă
lungimea, respectiv diametrul piesei de prelucrat.
La prelucrarea pieselor lungi, pentru sus ținerea lor se vor utiliza linete ,iar la fixarea piesei
între vârfuri se va fixa rigid pă pușa iar pinola se va bloca în poziția de strângere.
Slăbirea piesei din pinola p ăpușii mobile se va efectua numai dup ă oprirea strungului.
Înainte de începerea lucrului, lucr ătorul va verifica starea fizic ă a fiecărui bac de
strângere.Dac ă bacurile sunt uzate (ș terse) , au joc, prezint ă deformații sau fisuri, universalul
sau platoul vor fi înlocuite.Înai nte de începerea lucrului, lucr ătorul va verifica dac ă modul în
care este ascu țit cuțitul și dacă profilul acestuia corespunde prelucr ării pe care trebuie s ă o
execute, precum ș i materialului din care este confec ționata piesa. Se vor folosi cu țite de strung
cu prag special pentru sf ărâmarea a șchiei continue.La cuț itele de strung prev ăzute cu pl ăcute
din carburi metalice se vor controla cu aten ție fixarea pl ăcuței pe cuțit și starea acestuia.Nu se
permite folosirea cu țitelor la care pl ăcutele prezint ă fisuri, arcuiri sau deforma ții. Cuțitele cu
plăcuțe din carburi metalice sau ceramice vor fi ferite de șocuri mecanice.
Pornirea și exploatarea strungului
Angajarea cu țitului în material va fi f ăcută lin, dup ă punerea în mi șcare a piesei de
prelucrat.În caz contrar , exista pericolul smulgerii piesei din universal sau ruperii cu țitului,iar
la sfârșitul prelucr ării se va îndeparta mai întâi cu țitul și apoi se va opri ma șina.La prelucrarea
între vârfuri se vor folosi numai antrenoare( inimi de antrenare ) de tip protejat sau ș aibe de
antrenare protejate,iar la prelucrarea pieselor prinse cu buc șe elastice, strângerea , respectiv
desfacerea buc șei se vor face numai dup ă oprirea complet ă a maș inii.Se interzice urcarea pe
platoul strungului carusel în timpul cât acesta este conectat la re țeaua de alimentare,si se
interzice a șezarea sculelor ș i pieselor pe platou dac ă utilajul este conectat la re țeaua electric ă
de alimentare.

BIBLIOGRAFIE

1. Boni, F., Introduction to Professional Wheel Alignment , Enciclopedia Auto Tehnica, Fasep-
Italia
2. Frăilă, Gh., Frăilă, M., Samoil ă, Șt., Automobile – Cunoatere, Întreinere și Reparare ,
Editura Didactic ă i Pedagogică ,R.A., Bucureti, 1998
3. Alexandru, P. Dudi ă, F. Jula, A., Benche,V., Mecanismele direciei autovehiculelor ,
Editura Tehnic ă, Bucureti, 1977
4. *** Internet, SRDV Hydraulics, http://www.srdvhydraulics.r o/caseta-directie.html
5. *** Internet, DD Service Auto Foc șani, http://www.srdvhydraulics.ro/caseta-directie.html
6. *** Teste de rezisten ă funcionale i de exploatare a pivo ților, Porsche AG Stuttgart, 2005
7. *** Internet, ZF Friedrichschafen AG, http://www.zf.com/
8. *** Internet, BMW Group, http://www.7-forum.com/news /2006/3er_cabrio/fahrwerk.php
9. *** Internet, E-transport.ro, http://www.e-transport.ro/
10*** Internet, Trucktrend,
http://www.trucktrend.com/roadtes ts/pickup/163_1312_2014_ram_2500_hd_power_wagon_fir
st_look/
11Țâru, E., C ăpățînă, N., Proiectarea sculelor a șchietoare – îndrumar, Galați, 1982;
12Secară, Gh., Proiectarea sculelor aș chietoare, Editura Didactic ă și Pedagogic ă, București,
1979;
13Cozmînc ă, M., Scule a șchietoare – Îndrumar de proiectare , I.P. Iași, 1972;
14Amarandei, D., Cercet ări privind m ărimea for țelor de deformare plastic ă și de frecare la
așchierea cu viteze mari a o țelurilor carbon – Tez ă de doctorat, Ia și, 1996;
15Belous, V. , Sinteza sculelor a șchietoare. Editura Junimea, Ia și, 1980;
16Brîndașu, P.D, Beju, L.D., Zilcsak, T., Bazele prelucrării suprafe țelor și scule aș chietoare,
Ed. Universit ății “Lucian Blaga” din Sibiu, ISBN 9736515311, 2002;
17Dolinšek, S., Kopa č, J., Mechanism and types of tool wear; particularities in advanced cutting
materials, Journal of Achievements in Materials a nd Manufacturing Engineering, Vol. 19, Issue
1, pag. 11-18, 2006;
18Dumitraș, C., Așchierea metalelor și fiabilitatea sculelor a șchietoare, Ed. Tehnică , București,
1983;
19Ehmann, K.F., Kapoor, S.G., DeVor, R.E., Lazoglu, I., Machining process modeling: a
review , Journal of Manufacturing Science and Engineering, Vol. 119, pag. 655-663, 1997;
20Enache, Șt., Belous, V., Proiectarea sculelor a șchietoare , Ed. Didactic ă și Pedagogic ă,
București, 1983;
21Kalpakjian, S., Schmid, S., Manufacturing engineering and technology, Prentice Hall –
Hardcover, ISBN: 0136081681, 2009;
22Mihailide, M., Croitoru, I., Cozmîncă, M., Scule a șchietoare. Concep ție, proiectare,
utilizare, Ed. Tehnica Info, Chi șinău, ISBN 9975-63-121-5, 2002;
23Minciu C., Croitoru S. M., Balan E. , Proiectarea sculelor a șchietoare, Editura Bren Prod. 32,
București, 1999;
24Oancea, N., Neagu, M., Totolici, S., Fetec ău, C. Procese de a șchiere – experimente de
laborator , Editura Tehnica-Info, Chi șinău, ISBN 9975-63-135-5, 2002;
25Picoș, C., Calculul adaosurilor de prelucrare și al regimurilor de a șchiere, Ed. Tehnică ,
București, 1974;

26Vlase, A., ș.a., Tehnologii de prelucrare pe strunguri, Ed. Tehnic ă, ISBN 973-31-0061-7,
1989;
27Domșa, Ș., Miron, Z., Îndrumător pentru utilizarea fontelor, o țelurilor și aliajelor neferoase,
Editura Tehnic ă, București, 1985;
28*** Internet, Grup Renault România,
http://www.renault-technologie-roumanie.com/
29*** Internet, SC Sidem Romania, http://www.sidem.be/
30*** DIN 6582 (1988-02) , Terminology of Cutting; Additional Terms for the Tool, Wedge and the
Cutting Edge
31Frumușanu, G. , Mașini-unelte și prelucrări prin a șchiere, Editura Ars Academic ă, București,
ISBN 978-973-88932-2-1, 2008;
32Lăzărescu, I., Teoria și practica sculelor a șchietoare , Editura Universităț ii din Sibiu, 1994;
33Totolici, S., Curs universitar la managementul industrial , 2013;
34Ghiță, E., Tehnologia fabric ării produselor , Universitatea „Dun ărea de Jos”, Gala ți, 2011;
35*** Elemente de proiectare a dispoz itivelor – Îndrumar (volumul 1);
36Picoș, C., Pruteanu, O., Bohasievici, C., Coman, Gh., Braha, V., Gr ămescu, Tr., Marin,
Al., Toca, Al., Proiectarea tehnologiilor de prelucrare mecanic ă prin așchiere (vol 1), Editura
Universitas, Chi șinău, 1992;

OPIS

LISTA FIGURILOR INCLUSE ÎN TEXT

Figura Denumire figură Pag.
CAPITOLUL I
Fig. 1.1 Schema de principiu a unui sistem de direc ție clasic 7
Fig. 1.2 Schema virajului automobilului 7
Fig. 1.3 Analiza unui sistem de direc ție 9
Fig. 1.4 Clasificarea sistemelor de servodirec ție 9
Fig. 1.5 Funcționarea sistemului de direc ție 10
Fig. 1.6 Revenirea sistemului de direc ție 10

CAPITOLUL II
Fig. 2.1 Punte față 14
Fig. 2.2 Punte față rigidă 15
Fig. 2.3 Punte față articulată 15
Fig. 2.4 Punte față de direcție și motoare rigid ă 16
Fig. 2.5 Punte față de direcție și motoare articulat ă 16
Fig. 2.6 Localizarea pivotului 19
Fig. 2.7 Pivot 19
Fig. 2.8 Elementele componente ale pivotului 19
Fig. 2.9 Unghiul de înclinare al pivotului 19
Fig. 2.10 Unghiul de c ădere 20
Fig. 2.11 Variația unghiular ă 20
Fig. 2.12 Unghiul de înclinare al pivotului și axa de siguranț a 20
Fig. 2.13 Forțele ce influen țează direcția de mers 21
Fig. 2.14 Unghiul de fug ă 21
Fig. 2.15 Stabilitatea în linie dreapt ă 22
Fig. 2.16 Cuplul antideviere S-R, în cazul unghiului de fuga pozitiv, în linie dreapt ă 22
Fig. 2.17 Cuplul antideviere S-R, în cazul unghiului de fug ă negativ, în linie dreapt ă 23
Fig. 2.18 Stabilitatea la unghi de fug ă de 0o 23
Fig. 2.19 Cuplul antideviere S-R, în cazul unghiului de fug ă pozitiv, la virare 23
Fig. 2.20 Cuplul antideviere S-R, în cazul unghiului de fug ă negativ, la virare 24
Fig. 2.21 Devierea de la traiectorie în cazul unghiului de fug ă diferit pe cele dou ă roți 24

CAPITOLUL III
Fig. 3.1 Dacia Logan 25
Fig. 3.2 Repere auto – SC SIDEM 26
Fig. 3.3 Demontarea basculei pe care este fixat pivotul 28
Fig. 3.4 Depresarea pivotului vechi și montarea pivotului nou pe basculă 28
Fig. 3.5 Montarea bra țului pe bieleta de direc ție si montarea acesteia pe autoturism 29
Fig. 3.6 Pivot cu șurub 29
Fig. 3.7 Deformații pe inelul pivotului 30
Fig. 3.8 Linii de uzur ă provocate de lovitura cu ciocanul 30
Fig. 3.9 Indicatori de montare corect ă a pivotului 30
Fig. 3.10 Definirea articula ției sferice în func ție de direc ția de aplicare a sarcinii 31

Fig. 3.11 Testul de mobilitate la articula ția sferică radială 32
Fig. 3.12 Determinarea momentului la frecare de alunecare 33
Fig. 3.13 Determinarea devia ției axiale și radiale 34
Fig. 3.14 Determinarea elasticit ății 34
Fig. 3.15 Determinarea unghiului de înclinare 35
Fig. 3.16 Testul de tragere 35
Fig. 3.17 Încărcări maxime la testul de impact 36
Fig. 3.18 Testul de îndoire la articulaț ia sferică a pivotului 37

Figura Denumire figură Pag.
CAPITOLUL IV
Fig. 4.1 Pivot 57
Fig. 4.2 Semifabricate forjate pentru pivot 60
Fig. 4.3 Forma și dimensiunile semifabricatului 61
Fig. 4.4 Împărțirea și numerotarea suprafe țelor de baz ă 61

CAPITOLUL VI
Fig. 6.1 Tăișuri și suprafețe ale părții așchietoare la un cu țit de strung 95
Fig. 6.2 Mișcări în procesul de strunjire 96
Fig. 6.3 Strunjirea longitudinal ă și frontală 97
Fig. 6.4 Forțele de aș chiere în procesul de strunjire 99
Fig. 6.5 Tipul de pozi ționare-fixare a cuț itului de strung 102
Fig. 6.6 Etapele ascu țirii unui cu țit de strung 104

LISTA TABELELOR INCLUSE ÎN TEXT

Tabel Denumire tabel Pag.

CAPITOLUL III
Tabelul 3.1 Parametri de baz ă ai testelor 32
Tabelul 3.2 Valorile forț elor de înc ărcare 34

CAPITOLUL IV
Tabelul 4.1 Compoziția chimică a materialului reperului pivot 57
Tabelul 4.2 Tratamente termice tipice 57
Tabelul 4.3 Caracteristici de rezisten ă la 20° 57
Tabelul 4.4 Proprietăi mecanice în funcie de presiune 58
Tabelul 4.5 Limita de curgere σc [daN/mm2] la temperaturi ridicate 58
Tabelul 4.6 Caracteristici tehnologice ale materialului 41MoCr11 58

CAPITOLUL V
Tabelul 5.1 Fondul de timp disponibil al utilajelor 81
Tabelul 5.2 Numărul de ore de func ționare ș i numărul de interven ții la SN400 81
Tabelul 5.3 Planul de repara ții la SN400 82
Tabelul 5.4 Suprafețe specifice SN 400 89

CAPITOLUL VI
Tabelul 6.1 Compoziția chimică a materialului sculei (Rp5) 96