tpa

Pentru Dorina şi Mihai

PREFAŢĂ În condiţiile actuale ale economiei de piaţă, realizarea de produse competitive devine posibilă doar în măsura în care sunt aplicate în mod eficient cele mai avansate metode de prelucrare. Astăzi, pentru un producător nu mai este suficient să fie capabil să realizeze un produs bun doar din punct de vedere calitativ dacă preţul de cost al produsului este foarte ridicat, sau timpul de lansare în fabricaţie este prea mare. Un bun specialist trebuie să aibă cunoştinţe solide în domeniul tehnologiilor de fabricaţie şi mai mult chiar, trebuie să ştie şi cum să le aplice în practică în mod eficient. Cartea de faţă acoperă conţinutul primei părţi a cursului de Tehnologia Fabricaţiei, predat de autor la Universitatea Tehnică din Cluj-Napoca. Cartea este structurată pe şapte capitole. In capitolul 1 sunt prezentate câteva probleme generale ale tehnologiei construcţiilor de maşini, sunt definite procesele de producţie respectiv fabricaţie. Capitolul 2 se ocupă de mecanica formării aşchiei. Este un capitol esenţial deoarece de cunoaşterea modului de formare a aşchiei depinde în foarte mare măsură înţelegerea noţiunilor din capitolele următoare. Se studiază modelul aşchierii ortogonale, al aşchierii oblice şi se analizează modalităţile de determinare a forţelor de aşchiere, vitezelor de aşchiere, a tensiunilor respectiv a energiei specifice de aşchiere. Capitolul 3 este dedicat studiului preciziei de prelucrare. Se trec în revistă principalele surse de generare a erorilor, se evidenţiază modul de calcul al mărimii şi sensului de acţionare al acestor erori, precum şi principalele măsuri tehnologice de evitare sau compensare a efectului lor. Capitolul 4 tratează principalele tehnologii de prelucrare mecanică prin aşchiere. Sunt detaliate operaţiile de prelucrare prin strunjire, frezare, broşare, rabotare, găurire, rectificare, honuire, superfinisare şi respectiv lepuire. Capitolul 5 tratează noţiuni de fabricaţie asistată de calculator. Sunt prezentate structurile sistemelor de fabricaţie asistate de calculator (CAM) respectiv de planificare a proceselor tehnologice (CAPP). De asemenea se prezintă modalităţi moderne de automatizare a inspecţiei şi controlului pieselor. Capitolul 6 tratează o direcţie aparte şi relativ nouă de fabricaţie, cea a tehnologiilor de fabricaţie rapidă a prototipurilor. Sunt ilustrate şi explicate cele mai importante tehnologii din domeniu şi sunt analizate avantajele şi limitările fiecăreia în

TEHNOLOGIA FABRICAŢIEI

6

parte. Capitolul 7 explică necesitatea optimizării proceselor tehnologice. Sunt prezentate criteriile de optimizare, factorii principali ce influenţează costul şi productivitatea prelucrării. Se prezintă modul de lucru al sistemelor de fabricaţie cu comandă adaptivă, bazele de date tehnologice şi sistemele de prelucrare integrate. Fiecare capitol se încheie printr-un paragraf conţinând o serie de întrebări recapitulative şi probleme teoretice şi practice, foarte utile pregătirii studenţilor pentru examen. Cartea se încheie cu bibliografie, o postfaţă, precum şi două anexe. Lucrarea se adresează în egală măsură studenţilor de la facultăţile cu profil de inginerie mecanică şi specialiştilor din domeniul industriei constructoare de maşini. Sper ca multitudinea de probleme practice să-şi găsească soluţia prin intermediul acestei cărţi.

Mircea Ancău Cluj-Napoca, 12 februarie 2003

CUPRINS

1. PROBLEME GENERALE ALE TEHNOLOGIEI CONSTRUCŢIILOR DE MAŞINI ............................................... 13

1.1. Introducere .......................................................................................................... 13 1.2. Procese de producţie............................................................................................. 15 1.3. Procese de fabricaţie............................................................................................. 16 1.4. Caracteristicile proceselor tehnologice de fabricaţie ........................................... 19

2. MECANICA FORMĂRII AŞCHIEI ........................................................................ 21

2.1. Introducere ........................................................................................................... 21 2.2. Aşchierea ortogonală............................................................................................ 22 2.3. Aşchierea oblică ................................................................................................... 25 2.4. Forţele de aşchiere................................................................................................ 27 2.5. Cercul forţelor de aşchiere (cercul lui Merchant)................................................. 29 2.6. Viteze de aşchiere, avansuri, adâncimi de aşchiere.............................................. 31 2.7. Tensiuni în cadrul aşchierii .................................................................................. 32 2.8. Energia specifică de aşchiere ............................................................................... 34 2.9. Întrebări şi probleme ............................................................................................ 35

3. PRECIZIA PRELUCRĂRII MECANICE................................................................. 39

3.1. Introducere ........................................................................................................... 39 3.2. Clasificarea erorilor de prelucrare ........................................................................ 40 3.3. Eroarea de orientare ............................................................................................. 41 3.4. Erori de fixare (strângere) .................................................................................... 45 3.5. Influenţa preciziei geometrice a maşinilor-unelte asupra preciziei de prelucrare.............................................................................. 46 3.6. Rigiditatea sistemului tehnologic ......................................................................... 48


8

3.6.1. Măsuri tehnologice pentru reducerea erorilor datorate lipsei de rigiditate a maşinilor-unelte..................................................... 54 3.6.2. Rigiditatea semifabricatului............................................................................ 54 3.6.3. Rigiditatea sculei şi a dispozitivului de prindere a sculei ............................... 58

3.7. Deformaţiile termice ale sistemului tehnologic.................................................... 60 3.7.1. Deformaţiile termice ale maşinii-unelte ......................................................... 60 3.7.2. Deformaţia termică a sculei aşchietoare ......................................................... 62 3.7.3. Deformaţiile termice ale semifabricatului ...................................................... 64

3.8. Uzura elementelor sistemului tehnologic ............................................................. 65 3.8.1. Uzura sculei aşchietoare ................................................................................. 67

3.8.1.1. Uzura pe faţa de aşezare ........................................................................... 68 3.8.1.2. Uzura pe faţa de degajare.......................................................................... 70 3.8.1.3. Influenţa uzurii sculei aşchietoare asupra preciziei de prelucrare .................................................................................................... 73

3.9. Tensiunile interne ale semifabricatelor ................................................................ 74 3.10. Vibraţiile sistemului tehnologic ......................................................................... 77

3.10.1. Măsuri tehnologice de evitare a apariţiei vibraţiilor ..................................... 78 3.11. Calitatea şi integritatea suprafeţelor ................................................................... 80 3.12. Lichide de aşchiere............................................................................................. 81 3.13. Determinarea erorii totale de prelucrare............................................................. 84

3.13.1. Determinarea analitică a erorii totale de prelucrare...................................... 85 3.13.2. Determinarea câmpului de împrăştiere a erorilor de prelucrare prin metoda statistică........................................................................... 86 3.13.3. Interpretarea practică a distribuţiei erorilor de prelucrare ............................ 90 3.13.4. Curbe de distribuţie aparent normale............................................................ 91

3.14. Întrebări şi probleme .......................................................................................... 95 4. PROCESE TEHNOLOGICE DE PRELUCRARE MECANICĂ PRIN AŞCHIERE..................................................................................................... 97

4.1. Introducere ........................................................................................................... 97 4.2. Procesul tehnologic de strunjire ........................................................................... 97

4.2.1. Productivitatea operaţiei de strunjire ............................................................ 103 4.2.2. Precizia operaţiei de strunjire ....................................................................... 105 4.2.3. Tipuri de materiale de scule utilizate la strunjire.......................................... 107 4.2.4. Dispozitive folosite la strunjire..................................................................... 110

4.3. Procesul tehnologic de frezare ........................................................................... 111 4.3.1. Bazele procesului tehnologic de frezare ....................................................... 112

Cuprins

9

4.3.2. Tipuri de freze .............................................................................................. 117 4.3.3. Tipuri de maşini de frezat............................................................................. 117 4.3.4. Accesorii ale maşinilor de frezat .................................................................. 118

4.4. Procesul tehnologic de broşare........................................................................... 121 4.4.1. Bazele procesului tehnologic de broşare ...................................................... 121 4.4.2. Avantajele şi limitările broşării .................................................................... 124

4.5. Proceul tehnologic de rabotare ........................................................................... 126 4.5.1. Maşini de rabotat .......................................................................................... 129

4.6. Procesul tehnologic de găurire ........................................................................... 130 4.6.1 Bazele procesului tehnologic de găurire........................................................ 133 4.6.2 Tipuri de burghie ........................................................................................... 134 4.6.3 Alezarea......................................................................................................... 137

4.7. Procesul tehnologic de rectificare ...................................................................... 139 4.7.1. Materiale abrazive ........................................................................................ 140 4.7.2. Mărimea şi geometria granulelor abrazive ................................................... 142 4.7.3. Rectificarea................................................................................................... 144 4.7.4. Raţia G.......................................................................................................... 145 4.7.5. Tipuri de lianţi .............................................................................................. 146 4.7.6. Procedee de rectificare ................................................................................. 147

4.7.6.1. Rectificarea convenţională...................................................................... 147 4.7.6.2. Rectificarea manuală .............................................................................. 147 4.7.6.3. Rectificarea uşoară.................................................................................. 147

4.7.7. Corecţia discului abraziv .............................................................................. 148 4.7.8. Identificarea discului abraziv........................................................................ 149 4.7.9. Măsuri de tehnica securităţii muncii la rectificare........................................ 151 4.7.10. Utilizarea fluidelor de aşchiere la rectificare.............................................. 152 4.7.11. Maşini de rectificat ..................................................................................... 152 4.7.12. Rectificarea cilindrică................................................................................. 153

4.7.12.1. Rectificarea între vârfuri....................................................................... 153 4.7.12.2. Rectificarea în plin................................................................................ 154 4.7.12.3. Rectificarea fără vârfuri ........................................................................ 154 4.7.12.4. Rectificarea cu avans de pătrundere ......................................................156

4.8. Honuirea............................................................................................................. 157 4.9. Superfinisarea..................................................................................................... 158 4.10. Lepuirea............................................................................................................ 158 4.11. Probleme şi întrebări ........................................................................................ 160


10

5. FABRICAŢIA ASISTATĂ DE CALCULATOR ................................................... 165 5.1. Introducere ......................................................................................................... 165 5.2. Fabricaţia asistată de calculator (CAM) ............................................................. 166

5.2.1. Structura ierarhică CAM .............................................................................. 166 5.2.2. Elementele unui sistem CAM....................................................................... 166 5.2.3. Sisteme NC controlate de calculator............................................................. 167

5.3. Automatizarea proceselor tehnologice de fabricaţie........................................... 168 5.3.1. Metode CAPP............................................................................................... 169 5.3.2. Tehnici de implementare .............................................................................. 171 5.3.3. Funcţiile sistemelor CAPP ........................................................................... 175

5.3.3.1. Supervizorul............................................................................................ 177 5.3.3.2. Interfaţa cu utilizatorul ........................................................................... 178 5.3.3.3. Baza de date............................................................................................ 178 5.3.3.4. Modulul de control ................................................................................. 179 5.3.3.5. Modelatorul ............................................................................................ 179 5.3.3.6. Editorul de modele.................................................................................. 180 5.3.3.7. Identificarea primitivelor tehnologice..................................................... 180 5.3.3.8. Selecţia maşinii-unelte............................................................................ 180 5.3.3.9. Selecţia metodelor de prelucrare şi a sculelor......................................... 181 5.3.3.10. Calculul condiţiilor de aşchiere ............................................................ 182 5.3.3.11. Compilatorul NC .................................................................................. 182 5.3.3.12. Planificarea producţiei .......................................................................... 182

5.4. Automatizarea inspecţiei şi controlului pieselor ................................................ 183 5.4.1. Computer Aided Inspection.......................................................................... 184 5.4.2. Tomografierea computerizată....................................................................... 184

5.5. Interfaţa şi rolul CIM.......................................................................................... 187 5.6. Tehnici AI .......................................................................................................... 188 5.7. Baze de date tehnologice.................................................................................... 188 5.8. Întrebări recapitulative ....................................................................................... 189

6. FABRICAŢIA RAPIDĂ A PROTOTIPURILOR ................................................... 191

6.1. Introducere ......................................................................................................... 191 6.2. Clasificarea diferitelor procese RP..................................................................... 195 6.3. Limitări fundamentale ale diferitelor tehnologii ................................................ 197

6.3.1. Fotopolimerizarea......................................................................................... 197 6.3.2. Laminarea straturilor .................................................................................... 199

6.4. Procedee de fabricare rapidă a prototipurilor ..................................................... 200

Cuprins

11

6.4.1. Stereolitografia ............................................................................................. 200 6.4.2. Solid Ground Curing (SGC)......................................................................... 205 6.4.3. Tipărirea tridimensională.............................................................................. 207 6.4.4. Fabricarea de piese prin laminare (LOM) .................................................... 208

6.4.4.1. Materiale folosite .................................................................................... 211 6.4.4.2. Postprocesare .......................................................................................... 211

6.4.5. Modelarea prin depunere de material topit (FDM)....................................... 212 6.4.6. Sinterizarea selectivă cu laser (SLS) ............................................................ 213

6.4.6.1. Aplicaţii ale DMLS................................................................................. 216 6.5. Studiu comparativ .............................................................................................. 217 6.6. Întrebări recapitulative ....................................................................................... 218

7. OPTIMIZAREA PROCESELOR TEHNOLOGICE ............................................... 219

7.1. Introducere ......................................................................................................... 219 7.2. Necesitatea optimizării proceselor tehnologice.................................................. 220 7.3. Nivele de optimizare .......................................................................................... 220 7.4. Prelucrabilitate economică ................................................................................. 222

7.4.1. Costul prelucrării .......................................................................................... 222 7.4.2. Factori de influenţă ai costului prelucrării.................................................... 224

7.4.2.1. Indici de prelucrabilitate ......................................................................... 224 7.4.2.2. Influenţa lichidului de aşchiere asupra costului prelucrării ....................................................................................................... 226 7.4.2.3. Modul de variaţie a turaţiei şi influenţa ei asupra costului prelucrării .......................................................................................... 226 7.4.2.4. Influenţa sculelor şi materialelor de prelucrat asupra costului prelucrării.............................................................................. 227 7.4.2.5. Influenţa aşchierii cu mai multe scule simultan asupra costului prelucrării.............................................................................. 228

7.5. Productivitate optimă ......................................................................................... 229 7.6. Control adaptiv................................................................................................... 230 7.6.1. Sisteme AC – NC ............................................................................................ 233 7.7. Elementele unui sistem NC cu comandă adaptivă.............................................. 236

7.7.1. Corecţia variabilelor de proces ..................................................................... 236 7.7.2. Corecţia procesului tehnologic prin intermediul optimizării .......................................................................................................... 239

7.8. Sisteme de prelucrare computerizate.................................................................. 239 7.8.1. Programe de modelare matematică............................................................... 240


12

7.8.2. Sisteme de baze de date................................................................................ 240 7.8.3. Sisteme de prelucrare integrate..................................................................... 242

7.9. Întrebări recapitulative ....................................................................................... 243 8. BIBLIOGRAFIE...................................................................................................... 245 9. POSTFAŢĂ ............................................................................................................. 247 10. Anexa 1 : Sisteme expert de fabricaţie................................................................... 249 11. Anexa 2 : Transformări de unităţi de măsură ......................................................... 259

1

PROBLEME GENERALE ALE TEHNOLOGIEI CONSTRUCŢIILOR DE MAŞINI

1.1 Introducere In vederea realizării unui anumit produs trebuie îndeplinite în mod obligatoriu o serie de etape. Prima etapă constă în formularea temei de proiectare. Această etapă conţine o definire a obiectivelor temei şi a modului în care se vor soluţiona problemele. A doua etapă constă în întocmirea studiului tehnico-economic (pe scurt STE) în baza temei de proiectare. Studiul tehnico-economic include: o introducere în subiectul temei de studiu; denumirea exactă a produsului sau a familiei de produse şi domeniul de utilizare; analiza criteriilor care au stat la baza alegerii tipului de produs ce se propune pentru

fabricaţie; estimarea necesarului intern şi/sau pentru export; prescripţiile tehnice ale produsului faţă de normele internaţionale; condiţiile impuse de normele de tehnica securităţii muncii; analiza şi determinarea tipodimensiunilor, a variantelor respectiv a caracteristicilor

tehnice principale ale produsului; analiza gradului de automatizare a produsului; analiza condiţiilor pentru asigurarea fiabilităţii produsului; analiza comenzilor şi acţionărilor electrice, electronice, hidraulice, mecanice etc. modul de asimilare a produsului; analiza posibilităţilor tehnologice de execuţie şi a investiţiilor necesare, a

colaboratorilor din ţară, respectiv a importurilor necesare asimilării în fabricaţie a produsului;


14

colaborări externe în ceea ce priveşte cercetarea, proiectarea sau fabricarea produsului respectiv;

calculul economic al indicatorilor specifici; faze şi termene de asimilare a produsului, respectiv faze şi termene pentru etapele de

cercetare şi proiectare; concluzii finale; bibliografie; anexe cuprinzând fişa de criterii şi nivelele de calitate, respectiv centralizatorul

principalilor indicatori tehnico-economici. Etapa a treia constă în supunerea spre aprobare a studiului tehnico-economic. După aprobarea studiului tehnico-economic, urmează etapa a patra a realizării proiectului tehnic. Realizarea proiectului tehnic presupune îndeplinirea următoarelor faze: proiectarea schemei cinematice a produsului; calculul solicitărilor în concordanţă cu condiţiile de solicitare reale, menţionate în tema

de proiectare; alegerea materialelor necesare; dimensionarea subansamblelor şi a elementelor componente ale acestora; stabilirea toleranţelor şi rugozităţilor; calculul lanţurilor de dimensiuni; proiectarea schemelor electrice de comandă; alegerea şi proiectarea aparatelor auxiliare de comandă, alegerea motoarelor etc. proiectarea schemelor de ungere şi respectiv a aparatelor şi elementelor componente; realizarea desenelor de ansamblu şi a subansamblelor; realizarea modelului (machetei).

După finalizarea proiectului tehnic este necesară avizarea acestuia. Odată proiectul tehnic avizat, se trece la etapa de întocmire a documentaţiei tehnice şi tehnologice sumare pentru realizarea prototipului. Următoarea etapă constă în fabricarea prototipului. In acest moment se pot efectua o serie de probe şi încercări ale prototipului în vederea verificării anumitor criterii funcţionale şi de calitate ale produsului. Dacă aceste probe sunt îndeplinite cu succes, se poate trece la etapa de omologare preliminară a produsului. După etapa de omologare preliminară a produsului se trece la elaborarea amănunţită a documentaţiei tehnice şi tehnologice în vederea pregătirii fabricaţiei pentru seria zero. Realizarea seriei zero are loc în condiţii similare celor corespunzătoare seriei curente de fabricaţie. Au loc verificări ale seriei zero ce constau în încercări de laborator respectiv încercări ale produsului la beneficiar, în condiţii reale de exploatare. Dacă toate aceste încercări sunt îndeplinite atunci se poate trece la etapa de omologare finală a seriei zero. Urmează etapa de definitivare a documentaţiei pentru lansarea în fabricaţie a seriei curente. Se

Probleme generale ale tehnologiei construcţiilor de maşini

15

definitivează toată documentaţia tehnică cuprinzând desenele de ansamblu, de subansamble, desenele de execuţie la toate reperele. Totodată se definitivează şi documentaţia tehnologică în funcţie de programul de producţie. Ultima etapă este lansarea în fabricaţie a produsului. 1.2 Procese de producţie Produsele obţinute în cadrul industriei constructoare de maşini sunt rezultatul desfăşurării unui anumit proces de producţie. Definit ca un proces tehnico-economic complex, procesul de producţie cuprinde întreaga activitate desfăşurată într-o intreprindere, în vederea realizării unor produse. In general, procesele de producţie (vezi fig.1.1) cuprind: procese de bază; procese de pregătire a producţiei; activităţi de conducere; ativităţi auxiliare; livrarea produselor.

Procesul de producţie

Activităţi de conducere

Procese anexe

Livrarea produselor

Pregătirea proceselor de bază şi anexe

Pregătirea tehnică, economică şi organizatorică

Procese de deservire

Procese de bază

Procese tehnologice

de lucru

Procese de control

Procese de fabricaţie

Procese de reparare

Fig.1.1 Structura procesului de producţie.


16

Procesele de bază ca parte componentă a procesului de producţie, realizează fabricarea produselor intreprinderii. Procesele de bază se pot subdivide în procese tehnologice de lucru (totalitatea operaţiilor necesare pentru realizarea unui produs) şi respectiv procese de control.

Procesele de pregătire a producţiei asigură desfăşurarea în condiţii corespunzătoare a proceselor de bază şi anexe. Procesele anexe sunt o completare a proceselor de bază, prin intermediul cărora se asigură prelucrarea şi valorificarea deşeurilor. Procesele de livrare asigură transportul respectiv desfacerea produselor către beneficiari. Toate componentele procesului de producţie sunt dirijate de către un compartiment de conducere al intreprinderii. 1.3 Procese de fabricaţie In ultimii ani au avut loc schimbări majore la nivel mondial în domeniul fabricaţiei produselor. Dintre acestea se pot aminti: extinderea competiţiei de piaţă la nivel mondial (globalizarea competiţiei de piaţă); apariţia tehnologiilor avansate în toate domeniile; structuri, strategii şi management noi ale sistemelor de fabricaţie etc.

Globalizarea competiţiei de piaţă este deja un fapt real, de care ne lovim zilnic. Produse ce le găsim zilnic pe piaţă pot fi fabricate oriunde în lume. Cel de-al doilea aspect al apariţiei tehnologiilor avansate în domeniul tehnologiei construcţiilor de maşini este Computer Aided Manufacturing (Fabricaţia asistată de calculator), Rapid Prototyping (Fabricaţia rapidă a prototipurilor) etc. Tehnologiile noi, avansate sunt de regulă cumpărate de la companii care având o experienţă bogată într-un anumit domeniu sunt capabile să dezvolte astfel de tehnologii. Totuşi pentru o intreprindere, cumpărarea unei tehnologii avansate poate să nu însemne neapărat un avantaj atât timp cât competitorul poate să cumpere aceeaşi tehnologie. Pe de altă parte, o serie de intreprinderi îşi dezvoltă propriile tehnologii şi încearcă să păstreze drepturile asupra acesteia un timp cât mai îndelungat. A treia schimbare şi probabil adevărata cheie a succesului în cadrul fabricaţiei constă în dezvoltarea unui sistem de fabricaţie capabil să livreze clienţilor într-un timp foarte scurt, într-un mod flexibil, produse de calitate superioară şi la un preţ de cost cât mai mic. Progresul civilizaţiei umane este strâns legat de abilitatea oamenilor de a obţine noi materiale şi de a le utiliza. Acest fapt se poate constata încă din Epoca Pietrei, continuând cu Epoca Bronzului, a Fierului şi continuând până în prezent. Trăim într-o perioadă în care s-au dezvoltat cele mai sofisticate aliaje feroase şi neferoase. Ne pregătim să intrăm într-o perioadă a materialelor, superioară celei prezente, în care proprietăţile


17

fizico-mecanice ale acestora să fie obţinute după dorinţă. Pe măsură ce materialele utilizate sunt tot mai sofisticate, fiind tot mai rezistente şi din ce în ce mai uşoare, acestea devin în acelaşi timp tot mai greu de prelucrat cu ajutorul metodelor actuale.

Totuşi odată cu evoluţia materialelor în general, asistăm în acelaşi timp şi la progrese în ceea ce priveşte materialele utilizate pentru confecţionarea sculelor aşchietoare (vezi fig.1.2). Materialele, metodele, echipamentul, energia, efortul uman etc., sunt factori ce se intercondiţionează în cadrul procesului de fabricaţie. Deoarece preţul de cost este reglat de regulă de mecanismul economiei de piaţă şi depinde deci în mare măsură de posibilităţile financiare ale clientului, menţinerea unui profit depinde în ultimă instanţă de reducerea costurilor de fabricaţie. Deoarece preţul de cost este reglat de regulă de mecanismele economiei de piaţă, deci depinde în mare măsură şi de posibilităţile financiare ale clientului, menţinerea unui profit depinde în ultimă instanţă de reducerea costurilor de fabricaţie. De regulă 40% din preţul de vânzare al unui produs este reprezentat de costul fabricaţiei. Din totalul costului de fabricaţie doar aproximativ 12% reprezintă cheltuieli cu munca directă ceea ce este echivalentul a aproximativ 4.8% din preţul de vânzare al

Vite

za d

e aş

chie

re a

dmisă

[m/m

in]

600

450

300

150

1800 1850 1900 1950 2000

Carburi metalice acoperite cu Al2O3

Carburi mineralo-ceramice pe bază de Al2O3

Carburi metalice acoperite cu TiO

Carburi metalice

Oţel rapid

Nitrura cubică de Bor Oţeluri de scule

Fig.1.2 Evoluţia materialelor pentru scule aşchietoare.


18

produsului (vezi fig.1.3). Cu toate acestea mulţi cercetători văd, greşit fireşte, cheltuielile cu munca directă principalul factor în optimizarea fabricaţiei unui anumit produs (scăderea preţului de cost, productivităţii etc.). O opţiune reală în favoarea optimizării fabricaţiei trebuie să aibă în vedere cu prioritate costul materialelor, costurile de regie (costurile indirecte) şi costurile administrative generale. Fabricaţia de produse noi presupune parcurgerea unui şir lung de transformări fizico-chimice efectuate asupra materialelor, pornind de la resursele naturale, care au în general proprietăţi improprii pentru utilizarea directă şi terminând cu produsul finit, care are proprietăţi bine definite, în vederea unei utilizări optime.

50%

12%

26%

12%

Fig.1.3 Diagrama componentelor costului de fabricaţie, respectiv a preţului de vânzare a unui produs.

1

2

3

4

I

1I

1II

1V

Costul de fabricaţie Preţul de vânzare

(15%)

(40%)

(25%)

(40%)

Preţul de vânzare: I. Costul de fabricaţie (40%); II. Costuri cu concepţia şi proiectarea (15%); III. Costuri cu activitatea de marketing, vânzările respectiv cheltuielile

administrative generale; IV. Profit (20%).

Costul de fabricaţie: 1. Costul cu piese şi materiale (50%); 2. Costul reparaţiei maşinilor, energiei etc. (12%); 3. Cheltuieli cu munca indirectă (26%); 4. Cheltuieli cu munca directă (12%).

Transformările fizico-chimice amintite mai sus cuprind procesele tehnologice de extracţie respectiv procesele tehnologice de fabricaţie. Procesele tehnologice de extracţie au ca scop


19

valorificarea resurselor naturale şi conduc la obţinerea de materiale în stare brută. Procesele tehnologice de fabricaţie au drept scop valorificarea materialelor brute şi conduc la obţinerea de produse finite (vezi fig.1.4). 1. Resurse naturale

2. Proces tehnologic de extracţie

3. Materiale brute

5. Produs finit

4. Proces tehnologic de fabricaţie

Fig.1.4 Traseul realizării produselor de la resursele naturale la produsul finit.

Din punct de vedere al regăsirii materialelor în produsul fabricat, acestea se pot clasifica în materiale de fabricaţie sau materii prime, respectiv materiale auxiliare. Dacă materiile prime se regăsesc în mod direct în produsul fabricat, în schimb materiile auxiliare participă doar la fabricarea produsului, dar nu se regăsesc în mod direct în componenţa acetsuia. De exemplu, oţelul de scule este materia primă pentru procesul tehnologic de fabricare a sculelor aşchietoare, dar în procesul tehnologic de fabricare al unui arbore din oţel (de exemplu OLC 45) prin aşchiere, acelaşi oţel de scule devine doar un material auxiliar. 1.4 Caracteristicile proceselor tehnologice de fabricaţie Caracteristicile tehnologice sunt mărimi utilizate la determinarea, aprecierea şi diferenţierea modificărilor realizate în decursul unei operaţii din cadrul procesului tehnologic. Valorile acestor mărimi definesc nivelul calitativ al operaţiei respective. Cu toate că fiecare tip de operaţie are propriile caracteristici tehnologice, pentru procesele


20

tehnologice de prelucrare mecanică prin aşchiere putem defini trei grupe generale ale acestor caracteristici şi anume:

a) caracteristici de calitate a suprafeţei prelucrate; b) precizia dimensională a suprafeţei; c) productivitatea prelucrării.

Noţiunea de calitate a suprafeţei prelucrate include două aspecte mai importante şi anume aspectul fizic definit prin proprietăţile fizico-mecanice (rezistenţa la uzură, rezistenţa la coroziune, rezistenţa la oboseală etc.) respectiv aspectul geometric (macrogeometria suprafeţei, ondulaţiile, microneregularităţile). Precizia dimensională a prelucrării are o importanţă deosebită deoarece ea asigură condiţia necesară asamblării organelor de maşini, funcţionarea corespunzătoare a maşinilor, utilajelor şi fiabilitatea acestora. Productivitatea prelucrării este o mărime dependentă de tipul operaţiei şi se exprimă de regulă în bucăţi sau unităţi de greutate (kg, tonă), volum etc., raportate la unitatea de timp, de suprafaţă etc. Caracteristicile tehnologice trebuie corelate din punct de vedere economic pentru realizarea cu costuri minime a cerinţelor de calitate ale produselor. Cu alte cuvinte, nu trebuie impusă o calitate a suprafeţei şi o precizie dimensională superioară celor necesare din punct de vedere funcţional. De asemenea este necesară o proiectare optimizată a proceselor tehnologice în raport cu productivitatea respectiv preţul de cost al fiecărei operaţii din cadrul acestora.

2

MECANICA FORMĂRII AŞCHIEI 2.1 Introducere

Procesele tehnologice de aşchiere de tipul strunjirii, burghierii, frezării etc., prin modul de înlăturare a surplusului de material, produc aşchii. După forma geometrică deosebim în general trei tipuri de aşchii rezultate în decursul procesului de aşchiere şi anume:

aşchii discontinue; aşchii continue; aşchii continue dar având neregularităţi de-a lungul suprafeţei.

Aşchiile discontinue sunt rezultatul aşchierii unui material fragil, cu scule aşchietoare având unghiuri de degajare mici, respectiv valori mari ale avansului combinat cu viteze mici de aşchiere. O aşchie continuă are aspectul unei panglici lungi cu suprafaţa fină şi strălucitoare. Astfel de aşchii rezultă la aşchierea unor materiale ductile cu scule aşchietoare având unghiuri de degajare mari, avansuri mici combinate cu viteze de aşchiere mari şi în acelaşi timp folosindu-se fluide de aşchiere cu calităţi atât de bun răcitor cât şi de bun lubrifiant. Aşchiile continue dar având suprafaţa cu neregularităţi indică de regulă o frecare puternică între scula aşchietoare şi materialul de prelucrat rezultând o temperatură mare în zona de aşchiere. In astfel de situaţii se produc adesea punţi de sudură între materialul de prelucrat şi materialul sculei aşchietoare, punţi care se fracturează rezultând depuneri de material pe tăişul sculei, ceea ce face cu atât mai rugoasă atât suprafaţă piesei cât şi cea a aşchiei.

Vom defini două tipuri de variabile ale procesului tehnologic de aşchiere şi anume variabile independente respectiv dependente. Variabilele independente sunt cele care se pot schimba în mod direct, valoarea acestora nefiind influenţată de valorile restului variabilelor


22

procesului tehnologic de aşchiere. Variabilele dependente depind nemijlocit de schimbarea valorii unei variabile independente. Astfel, variabilele independente ale procesului tehnologic de aşchiere sunt:

Materialul sculei aşchietoare; Geometria sculei aşchietoare, gradul de finisare al suprafeţelor acesteia şi

respectiv gradul de ascuţire al muchiilor aşchietoare; Materialul de prelucrat; Temperatura de lucru; Parametri tehnologici de aşchiere (viteza de aşchiere, avansul, adâncimea de

aşchiere); Utilizarea sau nu a fluidelor de aşchiere; Caracteristicile maşinii-unelte cum ar fi rigiditatea acesteia, capacitatea de

amortizare a vibraţiilor etc.; Dispozitivele şi verificatoarele folosite.

Variabilele dependente sunt: Forma aşchiilor produse; Mărimea forţelor şi momentelor de aşchiere; Cantitatea de energie consumată în procesul de aşchiere; Cantitatea de căldură înmagazinată în piesă, aşchie respectiv sculă; Calitatea suprafeţei prelucrate.

2.2 Aşchierea ortogonală Principiul de bază în formarea aşchiei este de regulă aproape acelaşi pentru marea majoritate a proceselor de aşchiere. Figura 2.1 ilustrează modelul bidimensional al procesului de formare a aşchiei. In cadrul acestui model, presupunem că scula aşchietoare se deplasează de-a lungul suprafeţei piesei cu o anumită viteză v, t0 fiind adâncimea de aşchiere. Deşi marea majoritate a proceselor de aşchiere sunt prin natura lor tridimensionale, modelul din figura 2.1 este foarte util în studiul principiilor de bază ale aşchierii. Reluăm în figura 2.2 acest model, pentru a ilustra şi modul de formare a aşchiei pe faţa de degajare a sculei. In cadrul acestui model, denumit modelul aşchierii ortogonale, γ este unghiul de degajare (în fig.2.2 acest unghi are valoare pozitivă), α este unghiul de aşezare, iar β se consideră unghiul la vârf al sculei. De notat că suma acestor trei unghiuri este de 90o.

Mecanica formării aşchiei

23

t0

tC

Φ α

γ vAşchia

Planul de forfecare

Unghiul de forfecare

+-

Scula aşchietoare

Piesa

Fig.2.1 Modelul aşchierii ortogonale.

Incercări experimentale au arătat că aşchiile sunt produse în decursul unui proces de forfecare, după cum se poate observa în figura 2.2.a. Această forfecare are loc de-a lungul unui plan de forfecare, plan ce formează cu suprafaţa prelucrată a piesei un unghi Φ numit unghi de forfecare. Dacă sub planul de forfecare se află materialul piesei nedeformat, deasupra acestuia se află aşchia deja formată, aşchie ce are o traiectorie ascendentă pe faţa de degajare a sculei. Datorită mişcării relative a aşchiei faţă de sculă, aceasta va freca puternic faţa de degajare a sculei aşchietoare.

Grosimea aşchiei tC se poate determina cunoscând valorile lui t0, γ şi Φ. Raportul dintre t0 şi tC numit şi “coeficient de îngroşare a aşchiei” se notează cu r şi se exprimă sub forma:

;)(cos

sin0

γ−ΦΦ

==Cttr (2.1)

Din relaţia (2.1) se deduce uşor că coeficientul de îngroşare a aşchiei ia valori subunitare. Inversul lui r, denumit şi “rată de compresie a aşchiei” exprimă măsura în care aşchia s-a îngroşat în comparaţie cu adâncimea de aşchiere. Pe baza figurii 2.2, notăm “deformaţia specifică de forfecare” cu ε şi o exprimăm sub forma:

;OCOB

OCAO

OCAB

+==ε (2.2)

sau


24

γ A C Δ Φ

α Φ O B

Φ - γ a)

γ Φ - γ

90 – Φ + γ

VC VS

90 - γ Φ

V

b)

Fig.2.2 Aşchierea ortogonală. a) Bazele mecanismului de formare a aşchiei; b) Diagrama vitezelor în zona de aşchiere.

;)( γε −Φ+Φ= tgctg (2.3)

Deformaţii specifice de forfecare de valoare mare corespund unor unghiuri de

forfecare Φ mici şi unor unghiuri de degajare γ pozitive mici sau negative. In cadrul operaţiilor de aşchiere actuale s-au determinat pentru deformaţia specifică de forfecare valori de ordinul ε = 5 sau chiar mai mari. Comparativ cu procesele de forjare sau matriţare,


25

materialul se deformează plastic mai mult în decursul aşchierii. Deasemenea, în cadrul procesului de aşchiere, deformaţia materialului are loc pe o zonă mult mai îngustă. Aceasta înseamnă că segmentul OC = Δ (vezi fig.2.2.a) este foarte mic. Din figura 2.2.a se observă că grosimea aşchiei tC este mai mare decât adâncimea de aşchiere t0, ceea ce face ca viteza aşchiei vC să fie mai mică decât viteza de aşchiere v. Vom putea scrie:

;0 CC tvtv ⋅=⋅ (2.4) sau

(2.5) ;rvvC ⋅=

Ţinând cont de ecuaţiile (2.1) şi de (2.4) obţinem:

;)(cos

sinγ−Φ

Φ⋅=vvC (2.6)

Construind diagrama vitezelor (vezi fig.2.2 b) şi aplicând relaţii trigonometrice simple, vom obţine:

;sincos)(cos Φ

==−Φ

CS vvvγγ

(2.7)

în care vS este viteza la care are loc procesul de forfecare al materialului piesei în planul de forfecare. Deformaţia specifică de forfecare se poate exprima şi cu relaţia:

;Δ

= Svε (2.8)

Incercările experimentale au evidenţiat că Δ este de ordinul a 10-2 până la 10-3 mm. Aceasta înseamnă că chiar la viteze de aşchiere mici, deformaţia specifică de forfecare ia valori foarte mari, de ordinul a 103 ÷ 106 s-1. 2.3 Aşchierea oblică

Diferenţa de bază dintre aşchierea ortogonală şi aşchierea oblică constă în existenţa unui anumit unghi de înclinare al muchiei aşchietoare (vezi fig. 2.3). După cum se cunoaşte deja, în cazul aşchierii ortogonale muchia aşchietoare a sculei este perpendiculară pe direcţia de mişcare a acesteia (pe direcţia de avans).

In cazul aşchierii oblice, muchia aşchietoare face cu normala la direcţia de avans un unghi notat λ şi numit unghi de înclinare. Din figura 2.3 observăm că direcţia de curgere a aşchiei pe faţa de degajare a sculei, face cu direcţia Oa un unghi notat γc (numit unghi de curgere al aşchiei). Unghiul γn este unghiul de degajare normal.


26

x

y

z

Oλ

γn

γc

Piesa

Scula

Aşchie

a)

A

λ O

Piesa

Scula Vedere din A

b)

λ = 0o

λ = 15o

λ = 30o

c)

Fig.2.3 Schema aşchierii oblice: a) vedere din perspectivă; b) vedere de sus; c) tipuri de aşchii produse în funcţie de valoarea unghiului λ.

a

Materialul piesei deplasându-se faţă de scula aşchietoare cu viteza v, urcă pe faţa de degajare a acesteia sub formă de aşchie având viteza vc. Unghiul de degajare efectiv γe este situat în planul format de vectorii v şi vc. Presupunând că unghiul de curgere al aşchiei γc


27

este egal cu unghiul de înclinare al muchiei aşchietoare λ (experimental s-a constatat că această egalitate este aproximativ corectă), unghiul de degajare efectiv este dat de relaţia:

;)sincos(sinsin 221ne γλλγ ⋅+= − (2.9)

Deoarece unghiurile λ şi γn se pot măsura efectiv, valoarea unghiului de degajare efectiv se poate calcula. Odată cu creşterea lui λ, unghiul de degajare efectiv creşte iar aşchia se subţiază respectiv se alungeşte. Efectul variaţiei unghiului de înclinare λ al muchiei aşchietoare al sculei asupra geometriei aşchiei se observă în figura 2.3 c. 2.4 Forţele de aşchiere Cunoaşterea mărimii forţelor de aşhiere şi a puterii consumate în cadrul operaţiilor de aşchiere este importantă din următoarele motive:

valoarea puterii consumate în decursul procesului de aşchiere determină tipul motorului de antrenare al maşinii-unelte;

valoarea forţelor şi a momentelor de aşchiere este necesară la proiectarea structurii maşinii-unelte. Structura maşinii-unelte trebuie să aibă o rigiditate suficient de mare pentru a reduce la minim deformaţiile elastice, deformaţiile termice, vibraţiile etc. ce pot să apară în decursul prelucrării.

Forţa de aşchiere FC acţionează de-a lungul direcţiei vectorului viteză de aşchiere v şi furnizează energia necesară procesului de aşchiere. Componenta Ft a forţei de aşchiere acţionează în direcţie perpendiculară pe suprafaţa prelucrată (vezi fig.2.4) Rezultanta acestor două forţe se notează cu R. Forţa rezultantă R se poate descompune la rândul ei în două componente: o componentă paralelă cu faţa de degajare (forţa de frecare, notată cu F) şi o alta perpendiculară pe faţa de degajare (forţa normală) notată cu N şi perpendiculară pe F. Notând unghiul dintre forţa rezultantă R şi forţa normală N cu β, putem scrie:

;sin β⋅= RF (2.10) şi respectiv

;cos β⋅= RN (2.11) Forţa de aşchiere rezultantă este echilibrată în zona de forfecare de o forţă egală şi de sens opus. Această forţă se descompune la rândul ei în două componente, una dintre acestea situată în planul de forfecare şi notată FS, iar a doua componentă Fn perpendiculară pe FS. Raportul dintre componentele F şi N reprezintă chiar coeficientul de frecare μ la interfaţa sculă-aşchie, în timp ce β reprezintă unghiul de frecare. Prin urmare, vom putea exprima coeficientul de frecare μ astfel:


28

;γγ

βμtgFFtgFF

tgtC

Ct

⋅−⋅+

== (2.12)

Coeficientul de frecare din cadrul operaţiilor de aşchiere ia de regulă valori în domeniul 0.5 ÷ 2.0, ceea ce denotă existenţa unei forţe de frecare considerabile la urcarea aşchiei pe faţa de degajare a sculei aşchietoare. Deşi mărimea forţelor de frecare în operaţiile de aşchiere sunt de ordinul a câtorva sute de Newtoni, efortul local în zona de aşchiere şi presiunea exercitată pe suprafaţa de degajare a sculei aşchietoare este foarte mare datorită ariei de contact foarte mici. Lungimea de contact sculă-aşchie este în mod obişnuit de aproximativ 1 mm. Din acest motiv scula aşchietoare este supusă unui proces de uzură deosebit de intens, aceasta putând conduce la fenomenul de “chipping” sau chiar la ruperea sculei.

Ft

Φ α

γ vAşchia

Piesa

Scula aşchietoare

β

N

F R

R

Fn

FS FC

Fig.2.4 Forţele de aşchiere în cazul aşchierii ortogonale.

Cunoaşterea mărimii componentei Ft este deasemenea importantă. Portsculele trebuie să fie suficient de rigide pentru a putea minimiza deformaţiile elastice cauzate de această forţă. De exemplu, dacă Ft are valori foarte mari sau dacă maşina-unealtă nu este suficient de rigidă, atunci sub acţiunea acestei forţe, scula aşchietoare se va abate de la traiectoria teoretică (programată), rezultând o piesă cu erori dimensionale. Acelaşi lucru se întâmplă şi dacă portscula nu este suficient de rigidă. Datorită deformaţiei elastice a acesteia sub acţiunea forţei Ft, mărimea adâncimii de aşchiere se va reduce rezultând abateri dimensionale. Din figura 2.4 se observă că direcţia componentei Ft a forţei de aşchiere este îndreptată în jos. In cele ce urmează se va arăta că această forţă poate să acţioneze şi în direcţie opusă. Pentru început să exprimăm Ft sub forma:

(2.13) ;)(sin γβ −⋅= RFt


29

sau ;)( γβ −⋅= tgFF Ct (2.14)

Deoarece mărimea forţei de aşchiere FC este înto eauna pozitivă, semnul lui Ft va

.5 Cercul forţelor de aşchiere (Cercul lui Merchant)

Cercul forţelor de aşchiere a lui Merchant este o metodă folosită pentru determinarea difer

construirea cercului forţelor de aşchiere al lui Merchant, trebuie parcurse urm

mul carteziande axe de coordonate (este recomandabil ca originea

a forţelor FC şi Ft (după regula paralelogramului). (dacă se

rtezian de

ână

tdputea fi pozitiv sau negativ în funcţie de semnul diferenţei (β - γ). Atunci când β > γ semnul lui Ft este pozitiv, iar sensul de acţionare al forţei Ft este de sus în jos. Dacă în schimb β < γ atunci diferenţa (β - γ) este negativă, iar Ft va fi deasemenea negativă, sensul de acţionare al acesteia fiind de data aceasta de jos în sus. Dacă coeficientul de frecare μ la interfaţa sculă – aşchie este zero atunci unghiul de frecare β devine zero (vezi ec. 2.12) iar forţa rezultantă R se va suprapune ca direcţie şi sens peste N. In această situaţie componenta Ft a lui R va fi îndreptată în sus. Deasemenea, dacă atât unghiul de degajare γ cât şi unghiul de frecare β sunt zero, atunci Ft va fi zero. Schimbările de mărime, direcţie şi sens ale componentei Ft joacă un rol important în cadrul operaţiilor de aşchiere, în special pe maşinile-unelte cu rigiditate redusă. Oricum, la marea majoritate a materialelor, aşchierea se face rareori la unghiuri de degajare de valori mari. 2

itelor forţe implicate în procesul de aşchiere. Cercul lui Merchant este o diagramă vectorială.

Pentru ătoarele etape:

a) Se trasează sisteacestuia să fie în centrul colii de desen). Forţa de aşchiere FC se desenează în poziţie orizontală iar forţa tangenţială Ft în poziţie verticală. Forţa de aşchiere FC are punctul de aplicaţie în originea sistemului de axe de coordonate; forţa tangenţială Ft se poziţionează cu originea în vârful lui FC; ambele forţe sunt situate în cadranul din stânga, jos (vezi fig.2.5).

b) Se desenează rezultanta Rc) Se determină centrul vectorului R şi se desenează cercul care îl include pe R

desenează corect capetele acestor trei vecori FC, Ft şi R vor fi pe acest cerc). d) Se desenează scula aşchietoare în cadranul din dreapta sus a sistemului ca

axe de coordonate. Se are în vedere valorile unghiurilor de degajare γ şi aşezare α. e) Prelungim linia ce reprezintă intersecţia feţei de degajare cu planul desenului p

când aceasta intersectează a doua oară cercul. Segmentul rezultat este forţa de frecare F


30

din planul feţei de degajare.

Vectorul care uneşte vârful vectorului forţă de frecare F cu vârful vectorul

hiere t0 şi de grosimea aşchiei tC pentru det

originea sistemului de axe de coordonate (vârful scul

erpendicular pe forţa de forfecare notat Fn, vect

f) ui rezultant

erminarea

ei) până în

or ce uneşte

R reprezintă vectorul N normal la faţa de degajare. Unghiul dintre vectorii R şi N este unghiul de frecare. Ştim că orice vector poate fi scris ca suma a doi vecori, drept pentru care avem: R = FC + Ft = F + N.

g) Ne folosim de adâncimea de aşcunghiului de forfecare Φ. Pentru precizia desenului folosim un factor de scalare pentru ambele valori t0 şi tC.

h) Desenăm un vector dinpunctul de intersecţie dintre liniile ce determină grosimea de aşchiere respectiv grosimea aşchiei ridicate pe faţa de degajare. Acest vector reprezintă forţa de forfecare FS din planul de forfecare.

i) In final adăugăm vectorul pvârful lui FS cu vârful lui R.

t0

tC γ

Fn Ft

N

F R

β

ΦFS

FC α

Fig.2.5 Cercul lui Merchant al forţelor de aşchiere (cazul aşchierii ortogonale).


31

2.6 Viteze de aşchiere, avansuri, adâncimi de aşchiere

Alegerea vitezei de aşchiere şi a avansului depinde de o mulţime de factori. De pildă o vitez

iteze de aşchiere şi avansuri, cores

Tabelul 2.1

Materialul de

Adâncimea de

Avansul

Viteza d şchiere

ă mică de aşchiere duce la o productivitate scăzută a operaţiei şi un preţ de cost ridicat al prelucrării. Dimpotrivă, o viteză mare de aşchiere asigură o productivitate mare a operaţiei, dar în acelaşi timp va conduce la o scădere pronunţată a durabilităţii sculei aşchietoare şi un timp suplimentar pentru reascuţirea sculei.

In tabelul 2.1 sunt date câteva valori uzuale pentru vpunzătoare aşchierii cu o singură sculă.

prelucrat

aşchiere [mm] [rot/min] e a

[m/min]

0.120 – 0.400 0.05 – 0.127 214 – 305 0.500 – 2.250 0.127 – 0.381 137 – 214 2.500 – 5.000 0.381 – 0.762 92 – 137

Aluminiu

7.650 – 15.00 0.762 – 2.286 30 – 61

0.120 0.05 – .127 214 – 244 – 0.400 00.500 – 2.250 0.127 – 0.381 183 – 214 2.500 – 5.000 0.381 – 0.762 152 – 183

Alamă, Bronz

7.650 – 15.00 0.762 – 2.286 61 – 122

0.120 0.05 – .127 107 – 137 – 0.400 00.500 – 2.250 0.127 – 0.381 76 – 107 2.500 – 5.000 0.381 – 0.762 61 – 76

Oţeluri turnate

7.650 – 15.00 0.762 – 2.286 23 – 46

0.120 0.05 – .127 214 – 305 – 0.400 00.500 – 2.250 0.127 – 0.381 168 – 214 2.500 – 5.000 0.381 – 0.762 122 – 168

Oţeluri de construcţie, de uz general

7.650 – 15.00 0.762 – 2.286 46 - 92


32

Tabelul 2.1 (continuare)

0.120 0.05 – .127 152 – 229 – 0.400 00.500 – 2.250 0.127 – 0.381 122 – 152 2.500 – 5.000 0.381 – 0.762 92 – 122

Oţeluri de scule

7.650 – 15.00 0.762 – 2.286 30 – 92

0.120 0.05 – .127 114 – 152 – 0.400 00.500 – 2.250 0.127 – 0.381 92 – 114 2.500 – 5.000 0.381 – 0.762 76 – 92

Oţeluri inoxidabile

7.650 – 15.00 0.762 – 2.286 23 – 53

0.120 0.05 – .127 92 – 122 – 0.400 00.500 – 2.250 0.127 – 0.381 61 – 92 2.500 – 5.000 0.381 – 0.762 53 – 61

Aliaje cu Titan

7.650 – 15.00 0.762 – 2.286 15 - 38

.7 Tensiuni în cadrul aşchierii

In cele ce urmează se vor analiza tensiunile din planul de forfecare şi cel cores

2

punzător interfeţei sculă-aşchie, presupunând că în ambele situaţii acesta ar fi uniform distribuit. Forţele din planul de forfecare pot fi descompuse în două componente, una de-a lungul planului de forfecare, iar a doua perpendiculară pe plan. Corespunzător lor, valoarea medie a tensiunii de forfecare tangenţiale (din planul de forfecare) notată τ, este:

;S

SF=τ

A

în timp ce valoarea medie a tensiunii normale este:

;S

nF=σ

A

unde AS este aria planului de forfecare şi are valoarea:

;0

sinΦ⋅

=tw

A S

In relaţia 2.17, w reprezintă lăţimea de aşchiere iar t0 adâncimea de aşchiere. Ca o concluzie

ngenţială de forfecare τ nu depinde de unghiul de degajare;

(2.15)

(2.16)

(2.17)

putem afirma că: tensiunea ta


33

tensiunea normală σ din planul de forfecare scade odată cu creşterea unghiului de

tensiunea normală σ din planul de forfecare nu influenţează valoarea

ii

degajare; prin urmare,

tensiunii tangenţiale de forfecare τ. Acest fenomen a fost verificat şi experimental. Deoarece unghiul de forfecare are o importanţă deosebită în cadrul înţelegermecanismului aşchierii, s-au depus eforturi deosebite pentru exprimarea acestuia în funcţie de proprietăţile materialului de prelucrat, respectiv de variabilele procesului tehnologic. Din diagrama forţelor de aşchiere (vezi fig.2.5) putem obţine următoarele relaţii:

;)(cos γβ −⋅= RFC

şi ;)(cos γβ −+Φ⋅= RFS

inând cont şi de relaţia 2.17 de calcul al ariei planului de forfecare, putem exprima Ţ

tensiunea tangenţială din planul de forfecare al aşchiei sub forma:

;sin)(cos)(sec

0twF

AF C

S

S

⋅Φ⋅−+Φ⋅−⋅

==γβγβ

τ

acă presupunem că unghiul de frecare β nu depinde de unghiul de forfecare Φ, atunci D

putem determina unghiul de forfecare ce corespunde efortului de forfecare tangenţial maxim, diferenţiind ecuaţia 2.20 în funcţie de unghiul de forfecare Φ şi egalând derivata de ordinul întâi cu zero:

;0sin)(sincos)(cos =Φ⋅−+Φ−Φ⋅−+Φ=Φ

γβγβτdd

De aici:

;2

)( ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ Φ−=Φ=−+Φπγβ tgctgtg

sau

;224βγπ

−+=Φ

Ecuaţia 2.23 indică faptul că odată cu scăderea un hiului de degajare şi/sau odată cu creşterea frecării la interfaţa sculă-aşchie, unghiul de forfecare scade şi prin urmare aşchia se îngroaşă.

(2.18)

(2.19)

(2.20)

(2.21)

(2.22)

(2.23)

g


34

2.8 Energia specifică de aşchiere Corespunzător notaţiilor din figura 2.2, puterea consumată în procesul de aşchiere se calculează cu relaţia:

;vFP C ⋅=

Dacă menţinem constantă lăţimea de aşchiere w, atunci energia specifică totală corespunzătoare unităţii de volum de material îndepărtat ut este:

;00 twvtw

ut ⋅=

⋅⋅FvF CC ⋅

=

Cu alte cuvinte, energia specifică ut este chiar raportul dintre forţa de aşchiere FC şi aria secţiunii aşchiei. Energia specifică necesară învingerii forţei de frecare la interfaţa sculă-aşchie este dată de

laţire a: ( )

;000 twtwvtw

u f ⋅cossin rFFrFvF tCC ⋅⋅+⋅

=⋅

=⋅⋅

=⋅⋅ γγ

Puterea necesară forfecării materialului de-a lungul planului de forfecare este dată de produsul dintre FS şi vS. De aici rezultă că energia de forfecare specific ă uS este: ă, notat

;0 vtw

uS ⋅⋅vF SS ⋅=

Energia specifică totală ut este egală cu suma dintre uf şi uS, adică: ;Sft uuu +=

Odată cu creşterea unghiului de degajare al sculei aşchietoare, energia specifică de frecare ifică de forfecare scade

rapid. De aici rezultă că raportul uf/ut creşte cons erabil pe măsură ce γ creşte. Acest rămâne mai mult sau mai puţin constantă, în timp ce energia spec

idcomportament poate fi demonstrat şi cu ajutorul expresiei:

( ) ( ) ( ) ;cos

sincos

sincos

sinγγβ

γγβ

γ−ΦΦ

⋅−

=⋅−⋅

⋅=

⋅⋅

=v

vR

RvF

vFuu C

C

C

t

f

Incercările experimentale au demonstrat că odată cu creşte

(2.29)

rea lui γ, atât β cât şi Φ cresc. Examinând ecuaţia 2.29 se observă că raportul uf/ut ar trebui să crească odată cu creşterea lui γ. Este evident că uf şi uS sunt interdependente. Deşi uf nu este de dorit în decursul

(2.24)

(2.28)

(2.25)

(2.26)

(2.27)

procesului de aşchiere, totuşi aceasta afectează mărimea lui uS. Motivul principal este că odată cu creşterea frecării, unghiul de forfecare Φ, aduce după sine creşterea energiei specifice de forfecare uS.


35

2.9 Întrebări şi probleme 1. Se consideră cazul unei operaţii de aşchiere ortogonală realizată pe strung cu o sculă

aşchietoare având unghiul de degajare pozitiv γ = 15o. Lăţimea de aşchiere w = 6.35 m/rot, grosimea aşchiei tC = 0.9525 mm. Viteza de aşchiere

a fost de 76.2 m/min iar forţele de aşchiere FC = 1668 N şi Ft = 556 N.

fecare (vf);

2. raţia 125 rot/min, ulei

m. Să se

esteia este de 95%.

4. lă şi aşchierea oblică?

suprafaţa neregulată rezultă atunci când adâncimea de

ile; m avansuri şi viteze de aşchiere

aţiile de mai sus nu este adevărată.

etoare a sculei este perpendiculară pe direcţia de avans; şi grosimea aşchiei

devărată.

a) forţa de aşchiere scade odată cu creşterea vitezei de aşchiere;

mm, avansul s = 0.3175 m

a) Să se deseneze la scară, cercul lui Merchant şi diagrama vitezelor; b) Folosind cercul lui Merchant, să se determine unghiul de forfecare (Φ), forţa

de frecare (F), forţa normală (N) şi forţa de forfecare (FS); c) Din diagrama vitezelor să se determine viteza din planul de ford) Calculaţi valoarea coeficientului de frecare la interfaţa sculă-aşchie;e) Calculaţi productivitatea operaţiei;

Se consideră operaţia de strunjire având următorii parametrii: tuavansul 0.127 mm/rot, grosimea aşchiei 0.312 mm, unghiul de degajare al scaşchietoare γ = 14o, Ft = 667 N, FC = 1090 N, diametrul piesei 203.2 mcalculeze:

a) puterea consumată în procesul de aşchiere (la forfecarea materialului respectiv frecarea la interfaţa sculă-aşchie);

b) puterea maximă necesară a maşinii-unelte în condiţiile în care randamentul ac

3. Care este rolul unghiului de degajare respectiv de aşezare al sculei aşchietoare? Care este diferenţa dintre aşchierea ortogona

5. Care dintre următoarele afirmaţii este cea mai corectă? a) o aşchie continuă cu

aşchiere este mare; b) o aşchie continuă rezultă atunci când aşchiem materiale foarte fragc) o aşchie discontinuă rezultă atunci când utiliză

foarte mici; d) nici una dintre afirm

6. Care dintre următoarele afirmaţii corespunde aşchierii ortogonale: a) unghiul de degajare este întotdeauna pozitiv; b) muchia aşchic) planul de forfecare depinde de adâncimea de aşchiere

ridicate pe faţa de degajare; d) nici una dintre afirmaţiile de mai sus nu este a

7. Care dintre următoarele afirmaţii este corectă:


36

b) puterea consumată scade dacă temperatura şi viteza de aşchiere cresc; c) putem folosi productivitatea operaţiei pentru determinarea puterii consumate

rate. l tubular având

ncimea

rţele de aşchiere sunt FC = 1334 N, Ft = 556

rialele ceramice sunt folosite pentru construirea doar a părţii active a sculei

10. alelor de scule şi motivaţi

iesă dintr-un aliaj de magneziu, cu

ent de 95%, iar puterea la mersul în gol

expresie ce reprezintă raportul dintre puterea consumată în procesul de

e diametru 152.4 mm

arborelui

cea mai corectă: atunci când aşchiem materiale fragile;

în cadrul procesului de aşchiere; d) toate afirmaţiile de mai sus sunt adevă

8. Un cuţit de strung cu unghiul de degajare de 20o aşchiază un materiadiametrul interior Di = 152.4 mm, iar diametrul exterior De = 158.75 mm. Adâde aşchiere este de 0.254 mm iar grosimea măsurată a aşchiei este de 0.508 mm. Dacă strungul are o turaţie de 200 rot/min, iar foN, atunci:

a) ce presupuneri trebuie făcute pentru a putea aplica acestei operaţii relaţiile corespunzătoare modelului aşchierii ortogonale;

b) determinaţi numeric sau grafic următoarele: FS, FN, F, N, τ, Φ, μ, VC, VS, Vf. c) calculaţi puterea minimă a maşinii-unelte.

9. De ce mateşi nu la construirea în întregime a acesteia?

Enumeraţi cele mai importante proprietăţi ale materirăspunsul.

11. Se consideră cazul unei operaţii de aşchiere într-o purmătorii parametri: avansul de 1.27 mm/rot, viteza de aşchiere 92 m/min iar forţa de aşchiere FC = 890 N. Strungul are un randameste de 0.1 CP. Să se calculeze puterea totală necesară aşchierii.

12. Determinaţi o frecare şi respectiv puterea consumată în procesul de aşchiere, pentru cazul aşchierii ortogonale. Simplificaţi expresia astfel încât aceasta să depindă numai de valori măsurabile (unghiul de degajare al sculei aşchietoare, FC, Ft şi grosimea aşchiei).

13. Se consideră operaţia de degroşare a unui arbore din oţel turnat dpe o lungime de 127 mm în trei treceri. Considerăm viteza de aşchiere de 92 m/min, avansul de 0.2 mm/rot, adâncimea de aşchiere 3.2 mm, puterea maşinii-unelte la mersul în gol 0.25 CP iar randamentul maşinii-unelte 90%. Să se calculeze:

a) turaţia arborelui principal al strungului; b) timpul de bază al operaţiei; c) productivitatea operaţiei; d) puterea necesară aşchierii; e) puterea minimă necesară a motorului electric de antrenare a

principal al strungului. 14. Care dintre următoarele afirmaţii este

a) o aşchie continuă se obţine


37

b) o aşchie continuă rezultă atunci când aşchiem materiale foarte rezistente;

evărată. de aşchiere

sculei este perendiculară pe direcţia de avans; imea de aşchiere;

firmaţii este cea mai corectă: scăderea vitezei de aşchiere;

odată cu

puterii consumate de

patru treceri. Se cunoaşte că viteza de aşchiere

e 90%. Să se calculeze:

ric al maşinii-unelte. aterial? Ce proprietăţi sunt determinante pentru

ate? i notaţi pe aceasta: a) faţa de

orpul sculei.

foarte mari? ată pe strung. Se consideră avansul

e

c) o aşchie diiscontinuă rezultă atunci când utilizăm avansuri şi viteze de aşchiere foarte mari;

d) nici una dintre afirmaţiile de mai sus nu este ad15. Care dintre următoarele afirmaţii corespunde cazului determinării forţelor

în aşchierea ortogonală: a) unghiul de degajare este întotdeauna pozitiv; b) muchia aşchietoare a c) planul de forfecare depinde de grosimea aşchiei şi adâncd) nici una dintre afirmaţiile de mai sus nu este adevărată.

16. Care dintre următoarele aa) presiunea specifică de aşchiere scade odată cub) puterea necesară aşchierii fiecărui centimetru cub de material scade

creşterea vitezei de aşchiere; c) putem folosi productivitatea operaţiei pentru estimarea

maşina-unealtă; d) oricare dintre afirmaţiile de mai sus este adevărată.

17. Pentru executarea unei operaţii de strunjire a unui arbore din oţel turnat de 152.4 mm pe o lungime de 914.4 mm, se executăeste de 61 m/min, avansul s = 0.254 mm/rot, adâncimea de aşchiere t = 2.54 mm iar randamentul maşinii-unelt

a) turaţia arborelui principal; b) timpul de bază al operaţiei; c) productivitatea operaţiei în cm3/min; d) puterea necesară pentru executarea operaţiei; e) puterea minimă necesară a motorului elect

18. Cum definiţi prelucrabilitatea unui mprelucrabilitatea unui material?

19. Ce factori afectează calitatea suprafeţei prelucr20. Schiţaţi o sculă aşchietoare cu o singură muchie ş

degajare, b) muchia aşchietoare, c) raza la vârf a sculei, faţa de aşezare, c21. Care este importanţa vitezei de aşchiere? Ce se întâmplă la variaţia vitezei de aşchiere

de la valori foarte mici la valori 22. Fie cazul unei operaţii de aşchiere ortogonală execut

de 0.1 mm/rot iar grosimea aşchiei ridicate pe faţa de degajare de 0.2 mm. Adaosul de aşchiere este de 5 mm. Viteza de aşchiere este de 120 m/min, iar unghiul de degajar


38

este de 10o. Forţa tangenţială măsurată este de 200 N, iar forţa de aşchiere de 500 N. Să se determine:

a) forţa şi respectiv viteza de forfecare a materialului; b) energia totală de aşchiere; c) energia consumată în procesul de forfecare al materialului; d) explicaţi diferenţa dintre energia de forfecare şi energia totală consumată.

23. Prin ce diferă operaţia de aşchiere de alte tipuri de operaţii? cea de finisare? Cum se

e priveşte piesa respectiv puterea consumată de

chiere?

re adâncimea de lei

2 mm, iar forţele de aşchiere FC = 556 N, Ft = 222 N. Să se determine ce rfaţa sculă-aşchie.

24. Care este diferenţa dintre operaţia de degroşare şi respectivreflectă această diferenţă în ceea cmaşina-unealtă?

25. Ce tip de aşchie se obţine la aşchierea cu viteze foarte mari? 26. Puterea de frecare creşte dacă mărim avansul sau viteza de aş27. De ce costul operaţiei de finisare este mai mare decât cel al operaţiei de degroşare? 28. Să se determine expresiile forţelor FN şi FS în funcţie de FC, Ft şi respectiv unghiul de

forfecare Φ. 29. Cum se consumă energia necesară din procesul de aşchiere? 30. Se consideră un proces tehnologic de aşchiere ortogonală în ca

aşchiere este 0.12 mm, viteza de aşchiere 120 m/min, unghiul de degajare al scuaşchietoare 10o, iar lăţimea de aşchiere 6.5 mm. Experimental se determină grosimea aşchiei de 0.2procent din energia specifică totală corespunde frecării la inte

3

PRECIZIA PRELUCRĂRII MECANICE 3.1 Introducere

Precizia prescrisă piesei este reprezentată de totalitatea condiţiilor tehnice impuse de proiectant în desenul de execuţie. Piesa din desenul de execuţie reprezintă un model geometric ideal, care de regulă, nu poate fi realizată la dimensiunile nominale prescrise datorită unui complex de factori ce influenţează funcţionarea sistemului tehnologic.

Un sistem tehnologic se defineşte printr-un complex de elemente care contribuie la realizarea unei prelucrări de o anumită natură, asupra unui tip de semifabricat. În general, un sistem tehnologic de prelucrare mecanică se compune din:

Maşina-unealtă pe care se execută prelucrarea (MU); Dispozitivul de prindere al semifabricatului (D); Scula aşchietoare care execută aşchierea (S); Dispozitivul de prindere al sculei aşchietoare (DS); Semifabricatul asupra căruia se execută prelucrarea (P).

Performanţele prelucrărilor mecanice prin aşchiere se determină prin măsurare. De regulă, măsurarea este efectuată de către operatorul uman. Totuşi, ca urmare a progresului tehnic, există tendinţa de a se include mijlocul de măsurare în cadrul sistemului tehnologic. Un exemplu tipic este cel al controlului activ. Mărimea dimensională rezultată în procesul de prelucrare şi evidenţiată prin măsurare, se numeşte dimensiune efectivă. Gradul de concordanţă dintre piesa proiectată (sau desenul de execuţie) şi piesa rezultată efectiv în procesul de prelucrare reprezintă precizia de prelucrare. Precizia de prelucrare prescrisă în faza de proiectare depinde de rolul funcţional al piesei. Din figura 3.1 se observă că unei precizii de prelucrare mari îi corespunde un preţ

TEHNOLOGIA FABRICAŢIEI 40

P3

O

P2

P1 C [lei]

Toleranţa [μm]

Fig. 3.1 Corelaţia dintre precizia de prelucrare şi preţul de cost al acesteia.

de cost foarte ridicat. Prin urmare trebuie evitată impunerea unei precizii de prelucrare mari, atunci când rolul funcţional al piesei nu impune acest fapt, deoarece aceasta va conduce la creşterea nejustificată a preţului de cost al produsului. În construcţia de maşini, precizia de prelucrare se referă la precizia dimensională, respectiv precizia de formă şi poziţie reciprocă a suprafeţelor. 3.2 Clasificarea erorilor de prelucrare Eroarea totală de prelucrare este diferenţa dintre valoarea efectivă (rezultată în procesul de prelucrare) şi valoarea proiectată (prescrisă în desenul de execuţie) a parametrului considerat (dimensiune, formă sau poziţie a suprafeţei). Eroarea totală de prelucrare poate fi considerată ca o funcţie de mai mulţi factori (vezi fig.3.2), adică:

( );,,,, mprfoT f εεεεεε = (3.1)

unde: εo este eroarea de orientare a semifabricatului, respectiv a sculei aşchietoare în dispozitiv; εf – eroarea de fixare (sau de strângere); εr – eroarea de reglare; εp – eroarea de prelucrare (la rândul ei funcţie de mai mulţi factori, după cum se va vedea); εm – eroarea de măsurare.

Precizia prelucrării mecanice

41

Pentru determinarea erorii totale este necesară estimarea tuturor factorilor ce influenţează precizia prelucrării mecanice. Dacă piesa a fost prelucrată cu o eroare εT mai mică decât toleranţa impusă în desenul de execuţie, atunci putem afirma că au fost respectate condiţiile de precizie impuse, adică:

(3.2) ;TT ≤ε

unde T este toleranţa la dimensiune, corespunzătoare piesei.

EROAREA DE ORIENTARE

EROAREA TOTALĂ

EROAREA DE MĂSURARE

EROAREA DE PRELUCRARE

EROAREA DE REGLARE

EROAREA DE FIXARE

Fig.3.2 Componentele erorii totale de prelucrare. 3.3 Eroarea de orientare Erorile ce apar datorită lipsei coincidenţei dintre bazele de orientare şi cele de măsurare poartă numele de erori de orientare. Mărimea acestor erori este determinată de mărimea variaţiei bazelor de măsurare în raport cu cele de orientare, determinată pe direcţia de măsurare. Erorile de orientare pot fi liniare sau unghiulare.

În conformitate cu teoria lanţurilor de dimensiuni, erorile liniare se pot calcula după cum urmează: se identifică elementul fix (baza de orientare) a dimensiunii pentru care se efectuează

calculul de erori;


se stabileşte cota de reglare CR, unind elementul fix cu suprafaţa de prelucrat; se stabileşte lanţul de dimensiuni în care vor intra în mod obligatoriu cota de reglare CR

şi dimensiunea pentru care se calculează eroarea de orientare; pentru generarea lanţului de dimensiuni se pleacă de la elementul fix şi se închide

lanţul în acelaşi loc; după formarea lanţului de dimensiuni, acesta se explicitează astfel încât dimensiunea

de calcul L să rezulte ca o funcţie de restul elementelor lanţului, adică:

∑−

===

1

1;)(

n

iillfL (3.3)

unde n este numărul elementelor ce compun lanţul de dimensiuni. Plecând de la relaţia (3.3) se poate exprima funcţia ΔL corespunzătoare abaterilor dimensiunilor din care este compus lanţul:

∑−

=Δ=Δ=Δ

1

1;)(

n

iillfL (3.4)

Relativ la ecuaţia (3.4) trebuie să facem observaţia că ΔCR = 0 (unde CR reprezintă cota de reglare), deoarece aceasta nu variază de la o piesă la alta pentru acelaşi lanţ de dimensiuni. Dacă în relaţia (3.4) se substituie variaţiile dimensiunilor cu toleranţele prescrise, atunci vom obţine:

∑−

===

1

1;)(

n

illo i

TTfε (3.5)

Deoarece în calculul unui lanţ de dimensiuni, nu toate elementele intră cu valori extreme, este mai indicată însumarea probabilistică a acestora, adică:

( ) ;21

1∑−

==

n

ilo i

Tε (3.6)

Toate erorile de orientare reale, obţinute prin calcul, trebuie să fie mai mici decât cele admisibile, adică:

;admoo εε π (3.7)

Valorile practice admise pentru erorile de orientare trebuie să se încadreze în aproximativ o treime din valoarea toleranţei, adică:

;31 Tadmo ⋅=ε (3.8)


43

Exemplul 3.1 Frezarea cilindro-frontală pentru obţinerea cotelor a şi b

Frezarea cotei se face

fără erori de orientare, deoarece baza de orientare B (bază de ghidare) coincide cu baza de cotare (de măsurare). În astfel de situaţii, prelucrarea se va efectua fără erori de orientare.

006.020−=a

h =

40 ±

0.1

a = 20 –0.06

b =

20 –0

.06

CR

A

B

C

SR S

Cota se va realiza cu

erori de orientare, pentru că baza de orientare A (bază de aşezare) nu mai coincide cu baza de măsurare C.

006.020−=b

În această situaţie, vom forma lanţul de dimensiuni după direcţia cotei h, astfel:

,hbCR + =

unde CR (cota de reglare) uneşte întotdeauna baza de orientare cu suprafaţa care se prelucrează pe direcţia respectivă. În conformitate cu ecuaţia 3.4, rescriem relaţia de mai sus sub forma:

;hbCR Δ + Δ =Δ

în care cunoaştem că ΔCR = 0, de unde obţinem: Fig.3.3 Frezarea cilindro-frontală a unei piese

prismatice. ;RChb Δ =Δ −

sau ;2,0)()(0 mmT hb ==ε

unde εo (b) este eroarea de orientare reală aferentă cotei b. Eroarea admisibilă este:

.02.006.031

31

)( mmTbbadmo =⋅=⋅=ε

Prin urmare condiţia:


;)( admobo εε φ

ne indică faptul că eroarea de orientare din această situaţie, depăşeşte eroarea de orientare admisibilă. Pentru a evita o astfel de situaţie se pot lua următoarele măsuri: a) se va schimba baza de orientare A cu C. În această situaţie, dispozitivul de orientare şi

fixare este mai complicat pentru că strângerea se face de jos în sus (vezi fig.3.4);

S N

Q Q

Fig.3.4 Schimbarea sensului strângerii piesei (de jos în sus).

b) o altă variantă de rezolvare a problemei presupune folosirea aceluiaşi dispozitiv, dar modificând tehnologia de prelucrare mecanică. Se introduce o prelucrare suplimentară

pentru realizarea cotei h mai precis, de pildă 0018.040−= . În această situaţie eroarea de

orientare reală este:

h

,018.0)( mmThbo ==ε

şi

.02.0)()( mmbadmobo =εε π

Această variantă ridică preţul de cost al prelucrării deoarece se introduce o operaţie suplimentară (în acest caz operaţia de rectificare, pentru a mări precizia dimensională relativ la cota h).


45

Varianta optimă se va face în funcţie de fiecare caz în parte. Astfel, dacă seria de fabricaţie este mare, devine rentabilă varianta întâi (de schimbare a sensului strângerii) deoarece costul dispozitivului nu va influenţa prea mult costul final al piesei. 3.4 Erori de fixare (strângere) Erorile de strângere sunt cauzate de deformaţiile elastice ale semifabricatelor, urmare fixării în dispozitiv prin intermediul unor forţe de fixare mari. Forţele de fixare mari sunt totuşi necesare pentru a asigura imobilitatea piesei în timpul prelucrării. Dacă semifabricatul este rigid, deformaţiile elastice pot să apară la suprafaţa de contact dintre semifabricat şi reazemele de aşezare a piesei în dispozitiv. In general se aplică la început o forţă de poziţionare (de valoare mai mică) şi odată piesa fixată corect în dispozitiv, se aplică forţa principală de fixare (de valoare mare). Fireşte că dacă forţa de strângere se aplică manual, pentru un lot de piese va exista o dispersie mare a valorilor deformaţiilor elastice de contact şi de aici implicit o influenţă mai mare a erorilor de strângere şi fixare asupra preciziei de prelucrare.

εf

[μm]

FS, [N]

Fig.3.5 Diagrama de variaţie a deformaţiei de contact în funcţie de valoarea forţei de strângere.

Mărimea deformaţiilor de contact variază după o funcţie exponenţială de forma:

;nSf FC ⋅=ε (3.9)

în care C este o constantă a cărei valoare depinde de tipul materialului semifabricatului, FS este valoarea forţei de strângere iar n este un exponent subunitar.


In cazul semifabricatelor mai puţin rigide (de exemplu semifabricatele tubulare cu pereţi subţiri), în afară de deformaţiile de contact mai apar inevitabil şi deformaţii elastice locale. Deoarece la eliberarea din dispozitiv (la dispariţia forţei de strângere) semifabricatul revine elastic apar erori de formă ale piesei prelucrate. 3.5 Influenţa preciziei geometrice a maşinilor-unelte asupra preciziei de prelucrare În vederea asigurării preciziei de prelucrare pe o maşină-unealtă ne interesează în mod deosebit următorii parametri de precizie geometrică:

rectilinitatea şi paralelismul ghidajelor maşinii-unelte pe diferite direcţii; planitatea meselor; bătaia radială a arborilor principali; coaxialitatea diferitelor organe de lucru; perpendicularitatea diferitelor organe de lucru.

Să analizăm cazul prelucrărilor prin strunjire pe un strung paralel ale cărui ghidaje prezintă erori la paralelismul cu axa arborelui principal (vezi fig.3.6).

Δαo r + Δr

x

BA r

O x

z

y

B’

Fig.3.6 Abaterea de la paralelismul ghidajelor longitudinale ale strungului paralel faţă de axa arborelui principal, manifestate în planul orizontal.

Să considerăm că axa Ox este axa arborelui principal al strungului, iar segmentul AB reprezintă traiectoria teoretică (corectă) a vârfului sculei aşchietoare în timpul prelucrării. Deoarece am admis existenţa unei abateri de la paralelismul ghidajelor longitudinale ale strungului faţă de axa arborelui principal, în timpul prelucrării traiectoria reală va fi de-a lungul segmentului AB’. Notăm cu x lungimea suprafeţei cilindrice de rază r, prelucrate în


47

decursul operaţiei de strunjire, iar cu Δr notăm mărimea abaterii radiale ce se obţine pentru lungimea considerată. In triunghiul ABB’ avem:

;'xr

ABBBtg o

Δ==Δα (3.10)

şi din această relaţie, mărimea erorii Δr devine: ;otgxr αΔ⋅=Δ (3.11)

Eroarea diametrală maximă corespunzătoare lungimii x a suprafeţei este: ;2 otgxd αΔ⋅=Δ (3.12)

Din relaţia (3.12) se poate remarca faptul că eroarea diametrală variază liniar cu lungimea de prelucrare şi respectiv cu abaterea unghiulară Δαo manifestată în planul orizontal. Deoarece în cazurile reale, aceste abateri de la paralelismul ghidajelor strungului cu axa arborelui principal se manifestă atât în plan orizontal cât şi în plan vertical, să examinăm situaţia din figura 3.7.

x

y

x O r + ΔrC

ΔαV

B’’

ΔαO r + ΔrO B

B’

A r

z

Fig.3.6 Abaterea de la paralelismul ghidajelor longitudinale ale strungului paralel faţă de axa arborelui principal, manifestate atât în plan orizontal cât şi în plan vertical.

De data aceasta traiectoria reală a vârfului cuţitului la strunjire va fi de-a lungul segmentului AB’’. Avem două abateri unghiulare, una de mărime Δαo manifestată în planul orizontal şi o a doua ΔαV manifestată în planul vertical. Din triunghiul ABB’ am dedus valoarea erorii manifestate în planul orizontal, eroare pe care o calculăm cu relaţia (3.11). Din triunghiul ABB’ deducem lungimea segmentului AB’:


;cossin

''O

O

O

tgxBBABαα

α ΔΔ⋅

=Δ

=

Din triunghiul AB’B’’ se determină segmentul B’B’’:

;cos

'''' VO

OV tgtgxtgABBB α

ααα Δ⋅

ΔΔ⋅

=Δ⋅=

Din triunghiul dreptunghic B’B’’C (cu unghiul drept în B’) se poate calcula segmentul B’’C = r + Δr. De data aceasta eroarea radială este una dintre rădăcinile ecuaţiei de gradul doi ce rezultă aplicând teorema lui Pitagora în triunghiul B’B’’C:

(3.13)

(3.14)

(3.15) ;cos

2222

222,1

O

VOOO

tgtgxrrrrrrα

ααΔ

Δ⋅Δ⋅+Δ+Δ+±−=Δ

Cum ΔrO depind de x (vezi relaţia 3.11) este relativ simplu de remarcat că variaţia erorii totale de prelucrare în raport cu lungimea x a prelucrării nu mai este liniară, este hiperbolică. 3.6 Rigiditatea sistemului tehnologic In timpul prelucrărilor prin aşchiere, sub acţiunea forţelor de aşchiere, elementele sistemului tehnologic se deplasează în raport cu poziţia lor iniţială, corespunzătoare stării de repaus. Valorile acestor deplasări sunt dependente de mărimea şi direcţia solicitării respectiv de capacitatea elementelor sistemului tehnologic de a se opune acestor solicitări. Definim rigiditatea sistemului tehnologic drept capacitatea acestuia de a rezista solicitărilor care tind să-l deformeze. Acelaşi sistem solicitat pe direcţii diferite, poate să opună rezistenţe diferite. De aici se poate deduce că rigiditatea este dependentă de direcţia solicitării. Din punct de vedere matematic rigiditatea se calculează ca raportul dintre mărimea forţei de solicitare şi mărimea deplasării produse sub acţiunea acelei solicitări:

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡=

mmN

yFR ;

Pentru cele trei subansambluri principale ale unui strung paralel (păpuşa fixă cu arborele principal, păpuşa mobilă şi sania longitudinală) putem defini rigidităţile parţiale ale acestora în modul următor:

(3.16)

(3.17)

;pf

rpf y

FR =


49

;pm

rpm y

FR = (3.18)

(3.19) ;sl

rsl y

FR =

În cazul strungurilor normale, rigiditatea totală se defineşte prin raportul dintre componenta Fr a forţei de aşchiere şi deplasarea relativă a vârfului cuţitului faţă de axa arborelui principal al strungului, măsurată pe direcţia avansului transversal. Cu alte cuvinte, rigiditatea totală a păpuşii fixe se determină cu relaţia:

;slpf

rTpf yy

FR+

= (3.20)

iar la păpuşa mobilă:

;slpm

rTpm yy

FR+

= (3.21)

Inversul rigidităţii se numeşte cedare specifică, notată W:

;rF

yW = (3.22)

Exemplul 1. Determinarea rigidităţii totale, la mijlocul unui arbore de lungime l.

Vom admite că arborele este suficient de rigid pentru ca deformaţiile sale elastice să nu

2rF

2rF

rF

= =

l

Fig.3.7 Schema de determinare a rigidităţii totale la jumătatea prelucrării.


influenţeze calculele. Plecând de la relaţia cedării specifice (3.22), calculăm cedările specifice parţiale:

⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪

⎨

⎧

⋅=

⋅=

⋅=

;

;2

;2

rslsl

rpmpm

rpfpf

FWy

FWy

FWy

Axa reală a piesei rigide se va deplasa în planul orizontal cu o anumită cantitate faţă de vârful cuţitului. Astfel deplasarea totală notată yT(l/2) este dată de:

(3.23)

(3.24) ;2)2/( sl

pmpflT y

yyy +

+=

Pentru a înţelege relaţia (3.24) să urmărim schema deplasărilor din figura 3.8, în care ypf este mai mică decât ypm.

F

E

D

C

B A

ypm ypf

Fig.3.8 Schema deplasărilor din păpuşa fixă şi păpuşa mobilă în cazul calculului rigidităţii totale la jumătatea prelucrării.

Segmentul AB reprezintă axa semifabricatului în poziţia teoretică, iar segmentul CD este axa aceluiaşi semifabricat în poziţie deplasată. Deplasarea mare este firesc în zona păpuşii mobile – subansamblu cu rigiditate mai mică decât cea a păpuşii fixe. Vom avea:

;2)2/( sl

pmpfsllT y

yyyEFy +

+=+= (3.25)

unde EF este linia mijlocie în trapezul dreptunghic ABCD. Din relaţiile (3.23) şi (3.25) vom obţine:


51

;222

1)2/( rsl

rpm

rpflT FWFWFWy ⋅+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ ⋅+⋅= (3.26)

Ţinând cont că: (3.27) ;)2/()2/( rlTlT FWy ⋅=

obţinem

( );41

)2/( pmpfsllT WWWW ++= (3.28)

respectiv

;114111

)2/(⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛++=

pmpfsllT RRRR

În concluzie, dacă se cunosc rigidităţile parţiale ale subansamblelor maşinii-unelte, atunci se poate determina rigiditatea totală la mijlocul prelucrării cu ajutorul relaţiei (3.29). Exemplul 2. Determinarea rigidităţii totale în cazul general.

Deplasarea relativă dintre vârful cuţitului şi axa piesei la distanţa lx faţă de păpuşa fixă (vezi fig.3.10) este:

;)( sllxT yEFy +=

în care ;pfyFGGEFGEF +=+=

lllF x

r−

llF x

r

rF

l

lx

(3.29)

Fig.3.9 Schema de determinare a rigidităţii totale pentru cazul general, în care cuţitul de strung se găseşte la o distanţă oarecare de capetele piesei.

(3.30)

(3.31)


ypm F

G H ypf

E

D

C

B A

Fig.3.10 Schema deplasărilor din păpuşa fixă şi păpuşa mobilă în cazul general.

Din asemănarea triunghiurilor DFG şi CDH obţinem următoarea proporţie:

;ll

yyFGsau

DHDG

CHFG x

pfpm=

−= (3.32)

(3.33)

De aici

( );pfpmx yyllFG −⋅=

( ) ;1 pfx

pmx

pfpfpmx

pf ylly

llyyy

llyFGEF ⋅⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −+⋅=+−⋅=+= (3.34)

;pfx

pmx y

llly

llEF ⋅

−+⋅= (3.35)

Deplasarea totală este:

;)( slpfx

pmx

lxT yyllly

lly +⋅

−+⋅= (3.36)

Ţinând cont de relaţiile:

⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪

⎨

⎧

⋅=

⋅⋅=

⋅⋅−

=

;

;

;

rslsl

rpmx

pm

rpfx

pf

FWy

FWlly

FWllly

(3.37)


53

vom obţine:

;2

)( rslrpfx

rpmx

lxT FWFWlllFW

lly ⋅+⋅⋅⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −

+⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛= (3.38)

sau

;2

)( slpfx

pmx

lxT WWlllW

llW +⋅⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −

+⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

de unde

;1111 2

)( pf

x

pm

x

sllxT Rlll

Rll

RR⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −

+⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛+=

Asupra preciziei de prelucrare mecanică se răsfrânge influenţa rigidităţii tuturor elementelor componente ale sistemului tehnologic. Dacă notăm cu:

(3.39)

(3.40)

(3.41)

RMU – rigiditatea maşinii-unelte; RDPSF – rigiditatea dispozitivului de prindere a semifabricatului; RSF – rigiditatea semifabricatului; RDPSA – rigiditatea dispozitivului de prindere a sculei aşchietoare; RSA - rigiditatea sculei aşchietoare. Atunci rigiditatea sistemului tehnologic RST se va determina cu relaţia:

;111111

SADPSASFDPSFMUST RRRRRR++++=

Ţinând cont că inversul rigidităţii este cedarea specifică, vom avea: ;SADPSASFDPSFMUST WWWWWW ++++= (3.42)

Pentru fiecare element al sistemului tehnologic putem calcula rigiditatea atât în regim static cât şi în regim dinamic. In funcţie de aceste condiţii de determinare se definesc noţiunile de rigiditate statică respectiv rigiditate dinamică. Deşi nu le folosim în calculele de evaluare a preciziei de prelucrare, valorile rigidităţii statice sunt utilizate la aprecierea comparativă a diverselor elemente ale sistemului tehnologic. Rigiditatea dinamică se determină în condiţiile concrete de prelucrare, cu forţe şi deformaţii reale din timpul funcţionării. Rigiditatea maşinilor-unelte se poate determina atât analitic cât şi pe cale experimentală. Determinarea rigidităţii pe cale analitică se face pe baza teoriei elasticităţii respectiv a rezistenţei materialelor. Dacă pentru cazul pieselor având forme geometrice simple (arbori netezi sau în trepte) rezultatele sunt acceptabile, în schimb la piese având forme geometrice complicate sau în cazul ansamblurilor, pe lângă dificultatea calculelor, rezultatele nu mai sunt satisfăcătoare.


3.6.1 Măsuri tehnologice pentru reducerea erorilor datorate lipsei de rigiditate a maşinilor-unelte Creşterea rigidităţii maşinii-unelte se poate asigura în primul rând prin reproiectarea acesteia. Totodată, rigiditatea creşte şi prin reglarea jocurilor din lagăre, ghidaje etc., la valorile minim admisibile. O altă măsură prevede determinarea mărimii deformaţiei elastice a maşinii-unelte în regim dinamic şi corectarea reglării prin includerea mărimii deformaţiei elastice în calculul cotei de reglare. Astfel, traiectoria sculei aşchietoare este de asemenea manieră modificată încât deformaţiile elastice ale maşinii-unelte vor face ca scula să se deplaseze pe traiectoria corectă. Totodată se poate determina regimul de aşchiere optim, pentru care mărimea valorii deformaţiei elastice din timpul prelucrării să nu depăşească o valoare admisibilă (cota parte aferentă din toleranţa Tp a piesei). 3.6.2 Rigiditatea semifabricatului Rigiditatea semifabricatului este o componentă a rigidităţii sistemului tehnologic ce are o influenţă mare asupra valorii erorii totale a prelucrării, în special în cazul prelucrării arborilor lungi în comparaţie cu diametrul lor. In timpul prelucrării, sub acţiunea forţelor de aşchiere, semifabricatul se deformează elastic. Mărimea acestei deformaţii, notată ysf, este cu atât mai mare cu cât rigiditatea acestuia este mai mică. Rigiditatea semifabricatului influenţează atât precizia dimensională cât şi precizia formei geometrice a suprafeţelor. Notăm cu Fr componenta radială a forţei de aşchiere (vezi fig.3.11), sub acţiunea căreia arborele se deformează elastic, iar cu ysf mărimea deformaţiei elastice a semifabricatului (săgeata). Săgeata are valori minime la extremităţi (în cazul de faţă, semifabricatul este fixat la extremităţi) şi maximă la mijlocul semifabricatului. Prin urmare arborele prelucrat va prezenta o eroare la forma geometrică şi anume eroarea la cilindricitate. Pentru cazul arborilor dublu sprijiniţi, valoarea aproximativă a săgeţii maxime se determină cu relaţia:

][;48

3mm

IElFy r

sf ⋅⋅⋅

= (3.43)

în care: Fr este componenta radială a forţei de aşchiere [N]; l – lungimea semifabricatului prins între vârfuri [mm];


55

a)

ysf

s

n

Fr tmin tmax

b)

E – modulul de elasticitate al materialului semifabricatului [N/mm2]; I – momentul de inerţie al semifabricatului [mm4].

Rigiditatea semifabricatului va fi dată de relaţia:

;483l

IEyFR

sf

rsf

⋅⋅==

Dacă prinderea semifabricatului se face în mandrina universal şi vârf, atunci variaţia deformaţiilor elastice a arborelui are loc în mod similar cu cel anterior, al prinderii între vârfuri. Să considerăm acum cazul prelucrării unui arbore în consolă (vezi fig.3.12). Valoarea săgeţii maxime se poate determina cu relaţia:

;3

3

IElFy r

sf ⋅⋅⋅

=

Fig.3.11 Prelucrarea unui arbore între vârfuri: a) variaţia adâncimii de aşchiere datorită rigidităţii slabe a arborelui; b) forma de butoi a piesei prelucrate.

(3.44)

(3.45)

In acest caz valoarea rigidităţii semifabricatului prins în consolă este:


;33l

IERsf

ryF

sf⋅⋅

== (3.46)

n

sl a)

εsf = ysf

b)

Fig.3.12 Cazul prelucrării unui arbore în consolă: a) deformaţia arborelui sub acţiunea forţei de aşchiere; b) abaterea de la cilindricitate a

suprafeţei prelucrate. Exemplu. Să se determine rigiditatea, respectiv deformaţia elastică maximă a unui arbore din oţel, prelucrat prin strunjire, dacă diametrul semifabricatului este de 50 mm, lungimea de 200 mm, iar componenta radială a forţei de aşchiere este 200 N. Se vor considera cazurile:

a) Prindere în consolă; b) Prindere între vârfuri.

Momentul de inerţie al secţiunii circulare se determină cu relaţia:

;32

4dI ⋅=π [mm4]

Dacă arborele este tubular având diametrul interior di şi diametrul exterior de, atunci:

( );32

44ie ddI −⋅

=π [mm4]


57

În cazul de faţă:

44

28.6135923250 mmI =⋅

=π

Pentru cazul prinderii în consolă, săgeata maximă este:

mmIE

lFy rsf 004139.0

28.613592101.23200200

3 5

33=

⋅⋅⋅⋅

=⋅⋅⋅

=

iar rigiditatea:

mmNyFR

sf

rsf /85.48320

004139.0200

===

Pentru cazul prinderii între vârfuri, săgeata maximă este:

mmIE

lFy rsf 000258.0

28.613592101.248200200

48 5

33=

⋅⋅⋅⋅

=⋅⋅

⋅=

iar rigiditatea:

mmNyFR

sf

rsf /79.775193

000258.0200

===

Dacă considerăm şi cazul unui arbore tubular al cărui diametru interior di = 30 mm, se modifică valoarea momentului de inerţie al secţiunii semifabricatului:

( ) ( ) 44444

71.53407032

305032

mmddI ie =−⋅

=−⋅

=ππ

de aici, pentru cazul prinderii în consolă, săgeata maximă este:

mmIE

lFy rsf 00475.0

71.534070101.23200200

3 5

33=

⋅⋅⋅⋅

=⋅⋅⋅

=

iar rigiditatea semifabricatului:

mmNyFR

sf

rsf /26.42105

00475.0200

===

iar pentru prinderea între vârfuri:

mmIE

lFy rsf 000297.0

71.534070101.248200200

48 5

33=

⋅⋅⋅⋅

=⋅⋅

⋅=

iar rigiditatea semifabricatului:

mmNyFR

sf

rsf /67.673400

000297.0200

===


3.6.3 Rigiditatea sculei şi a dispozitivului de prindere a sculei Sculele aşchietoare şi dispozitivele de prindere corespunzătoare lor sunt elemente ale sistemului tehnologic ce se schimbă frecvent, în funcţie de necesităţile tehnologice. Schimbarea acestora produce modificarea rigidităţii sistemului tehnologic în ansamblu conform relaţiei (3.41).

sl n

lsa = const. ysa

Fig.3.13 Deformarea corpului sculei aşchietoare la prinderea acesteia în

consolă. Să studiem cazul operaţiei de strunjire cilindrică interioară cu ajutorul unui cuţit având lungimea constantă, notată lsa. Sub acţiunea forţelor de aşchiere, cuţitul se va deforma elastic. Mărimea valorii acestei deformaţii elastice notate ysa se poate calcula cu relaţia (3.45) în timp ce pentru calculul rigidităţii se va folosi relaţia (3.46). Eroarea geometrică ce apare în cadrul acestei operaţii este egală cu dublul valorii deformaţiei elastice a corpului sculei aşchietoare. Această eroare rămâne aproximativ constantă pe întreaga lungime a alezajului. În cazul prelucrării alezajelor cu ajutorul cuţitului bară de alezat (vezi fig.3.14), pe maşini de alezat şi frezat, dispozitivul de prindere a sculei aşchietoare are lungimea variabilă. În acest caz, pe lângă eroarea geometrică datorată deformaţiei elastice a barei port-cuţit, va apare şi o eroare de formă (conicitate) datorită variaţiei lungimii în consolă a


59

acesteia.

Notând cu lmin lungimea barei port-cuţit la intrarea cuţitului în aşchiere şi cu lmax lungimea barei port-cuţit la ieşirea cuţitului din aşchiere, vom calcula erorile dimensionale la intrare respectiv la ieşirea din aşchiere:

;3

223min

IElFy r

iDi ⋅⋅⋅⋅

==ε

;3

223max

IElFy r

fDf ⋅⋅⋅⋅

==ε

Dacă se cunoaşte mărimea deformaţiei elastice, eroarea dimensională datorată acesteia se poate corecta prin reglarea sistemului tehnologic în vederea compensării acesteia. În situaţiile în care este posibil, se recomandă folosirea reazemelor suplimentare atât pentru sculele aşchietoare cât şi pentru dispozitivele de prindere a acestora, în vederea creşterii rigidităţii acestora. Un criteriu important îl constituie alegerea sculelor potrivite pentru fiecare operaţie în parte. Astfel, în cazul rabotării de degroşare, unde forţele de aşchiere pot

Df

lsa ≠ const.

n

sl Di

sl

Fig.3.14 Variaţia erorilor datorate deformaţiei sculei la prelucrarea alezajelor interioare cu cuţit-bară de alezat.

(3.47)

(3.48)


produce deformaţii elastice mari, se poate evita rebutarea piesei prin alegerea formei optime a corpului cuţitului (vezi fig.3.15). b)a) 3.7 Deformaţiile termice ale sistemului tehnologic 3.7.1 Deformaţiile termice ale maşinii-unelte În timpul funcţionării maşinii-unelte, lucrul mecanic de frecare din subansamblurile acesteia (cutia de viteze, cutia de avansuri, motorul electric etc.) cât şi o mare parte din lucrul mecanic consumat în procesul de aşchiere se transformă în căldură. Pe de altă parte, căldura generată de surse externe maşinii-unelte (radiaţii solare, radiaţii termice datorate surselor de încălzit: calorifere, sobe) pot produce şi ele încălzirea subansamblurilor maşinii-unelte. Deformaţiile termice ale acestora pot afecta precizia prelucrării mecanice. Dilataţiile liniare şi volumice care au loc, se pot determina analitic cu relaţiile:

;0 tll Δ⋅⋅=Δ α

;0 tVV Δ⋅⋅=Δ γ

Fig.3.15 Alegerea corectă a formei corpului sculei aşchietoare în cazul operaţiei de rabotare de degroşare; varianta a) conduce la protejarea suprafeţei prelucrate.

(3.49)

(3.50) unde l0, V0 sunt lungimea respectiv volumul iniţial, α, γ sunt coeficienţi specifici de dilatare liniară respectiv volumică, iar Δt este variaţia de temperatură. Pentru precizia de prelucrare, cea mai mare influenţă o au deformaţiile termice ale arborelui principal al maşinii-unelte, iar această influenţă capătă o importanţă deosebită


61

atunci când maşina în cauză este o maşină-unealtă de precizie. Determinarea mărimii deformaţiilor termice se poate face atât pe cale analitică cât şi experimental. Deoarece rezultatele obţinute pe cale analitică sunt de regulă mai puţin exacte, multe cercetări sunt axate pe încercări experimentale.

De regulă deformaţiile termice ale maşinilor-unelte afectează precizia dimensională şi de poziţie a suprafeţelor. Dacă deformaţia termică a arborelui principal al maşinii-unelte are loc în plan orizontal (cazul cel mai frecvent), astfel încât poziţia arborelui principal se deplasează din O1 în O2 (vezi fig.3.16,a), eroarea dimensională ce va rezulta este:

;2 021 lddd Δ⋅=−=ε

În cazul prelucrărilor pe maşini-unelte de frezat reglate la cotă, dacă reglarea s-a efectuat la cota l1 (vezi fig.3.16,b) după apariţia deformaţiei termice a arborelui principal al maşinii-unelte cu cantitatea Δl, prelucrarea va rezulta la cota l2. Eroarea dimensională pentru acest caz este:

;21 llld Δ=−=ε

n

Δl0

n

d1 d2 Δl

O1 O2

l1 l2

a) b)

Fig.3.16 Deformaţiile termice ale arborelui principal al maşinii-unelte: a) cazul strunjirii; b)cazul frezării.

(3.51)

(3.52)


3.7.2 Deformaţia termică a sculei aşchietoare Energia consumată în procesul de aşchiere se transformă în căldură. Modul de variaţie al temperaturii este important de cunoscut deoarece:

afectează drastic rezistenţa, duritatea şi durabilitatea sculei aşchietoare; generează modificări dimensionale ale sculei aşchietoare în timpul prelucrării,

îngreunând controlul preciziei dimensionale; poate provoca deteriorări ale muchiei sculei aşchietoare.

Datorită lucrului mecanic de forfecare al materialului piesei şi apariţiei frecării dintre faţa de degajare a sculei şi aşchie, respectiv dintre faţa de aşezare a sculei şi suprafaţa prelucrată a piesei, principalele surse generatoare de căldură sunt zona de forfecare primară a aşchiei şi interfaţa sculă - aşchie. La interfaţa sculă – aşchie, gradientul maxim de temperatură nu se află în vârful sculei ci cu puţin deasupra acesteia, după cum se poate observa în figura 3.17.

700

650 600

550

600

650

500

650 500

550

Scula aşchietoare

Piesa

Aşchie Fig.3.17 Distribuţia temperaturii în corpul sculei aşchietoare şi al aşchiei. Pentru cazul operaţiei de strunjire, valoarea medie a temperaturii degajate în timpul procesului de aşchiere se poate determina cu relaţia:

;ba svT ⋅≅ (3.53) unde a şi b sunt constante, v este viteza de aşchiere, iar s este avansul. Căldura degajată în planul de forfecare al aşchiei este funcţie de energia specifică de forfecare şi respectiv căldura specifică a materialului. Din acest motiv creşterea temperaturii este maximă în cazul aşchierii materialelor cu rezistenţă la forfecare mare şi


63

căldură specifică mică. Creşterea temperaturii în zona de contact dintre faţa de degajare a sculei aşchietoare şi aşchie este dependentă şi de coeficientul de frecare. Uzura sculei pe faţa de aşezare provoacă o creştere însemnată a temperaturii prin frecarea produsă între suprafaţa de aşezare şi suprafaţa piesei care revine elastic în urma muchiei aşchietoare. Temperatura este influenţată major de către viteza de aşchiere. Odată cu creşterea vitezei de aşchiere, scade timpul în care căldura ar putea fi disipată şi de aici creşterea temperaturii. Totuşi o mare parte din căldura generată în procesul de aşchiere este preluată de către aşchie. Repartizarea cantităţii de căldură între aşchie, semifabricat şi sculă este dependentă de procedeul de prelucrare şi condiţiile în care are loc aşchierea. În tabelul 3.1 este prezentată în procente, repartizarea căldurii între aşchie, semifabricat şi sculă, pentru operaţiile de strunjire şi găurire. Tabelul 3.1

Operaţia Aşchie

[%] Semifabricat

[%] Scula aşchietoare

[%] Strunjire

(v=100m/min) 75 20 4 ÷ 4.5

Găurire 25 54 20 Deşi procentul de căldură preluat de către scula aşchietoare este în general mic în raport cu cantitatea de căldură preluată de către aşchie respectiv semifabricat, totuşi aceasta are o importanţă deosebită ţinând cont că masa sculei aşchietoare este mică în raport cu masa semifabricatului.

Cuţit monobloc

Plăcuţă amovibilăΔlsa

[μm]

t [min]

Fig.3.18 Variaţia deformaţiei termice din corpul sculei aşchietoare.


Deformaţia termică mai mare în cazul plăcuţelor amovibile se datorează faptului că aceeaşi cantitate de căldură se propagă în masa mică a plăcuţei în raport cu masa cuţitului monobloc. În acelaşi timp, transmiterea căldurii de la plăcuţă la corpul sculei se face cu pierderi, după alte legi decât în cazul sculelor aşchietoare care fac corp comun cu plăcuţa. Aşadar, pentru cazul prelucrării prin strunjire a unei suprafeţe cilindrice de lungime mare, deformaţia termică a cuţitului de strung poate afecta precizia dimensională şi de formă a suprafeţei (vezi fig.3.19).

Δlsa

[μm]

t [min]

s

n

Fig.3.19 Variaţia diametrului piesei datorită deformaţiei termice a sculei aşchietoare.

După un anumit timp, schimbul de căldură dintre scula aşchietoare şi mediu ajunge la un regim staţionar, în care deformaţiile termice se menţin între anumite limite aproximativ constante. Cea mai eficientă metodă de reducere a deformaţiilor termice ale sculei aşchietoare constă în reducerea temperaturii în zona de aşchiere cu ajutorul lichidelor de răcire. 3.7.3 Deformaţiile termice ale semifabricatului După cum se observă din tabelul 3.1, o cantitate însemnată din căldura degajată în procesul de aşchiere difuzează în piesă, producând deformaţia acesteia. Această deformaţie este influenţată de o serie de parametri dintre care cei mai semnificativi sunt parametri regimului de aşchiere (avans, turaţie, adâncime de aşchiere), masa semifabricatului,


65

coeficientul de dilatare termică (liniar sau volumic) rezistenţa la rupere a materialului semifabricatului. Deformaţia termică a semifabricatului afectează în special precizia dimensională, în special atunci când este vorba de semifabricate cu dimensiuni mici (masă mică) sau în cazul operaţiilor de finisare. În cazul prelucrărilor prin frezare sau rectificare plană, apare o repartizare neuniformă a căldurii în secţiunea transversală a semifabricatului. Prin urmare, datorită acestei repartizări neuniforme a temperaturii este posibilă apariţia unor erori dimensionale variabile cu consecinţe asupra preciziei de formă a suprafeţelor. Pentru reducerea erorilor de prelucrare datorate deformaţiilor termice ale semifabricatului, întocmai ca şi-n cazul deformaţiilor termice ale sculelor aşchietoare, se recomandă răcirea continuă a semifabricatului cu debit mare de lichid de răcire. În cazul prelucrărilor de precizie mare, pe lângă aceste măsuri se impune determinarea prin calcule a deformaţiilor termice, în vederea compensării lor prin reglarea prealabilă a sculei aşchietoare. În ceea ce priveşte deformaţiile termice ale dispozitivelor de prindere a sculelor aşchietoare respectiv semifabricatelor, acestea de cele mai multe ori sunt suficient de mici pentru a fi neglijate în calculele de evaluare a erorii totale de prelucrare. 3.8 Uzura elementelor sistemului tehnologic Elementele sistemului tehnologic se uzează în timp datorită mişcărilor relative (cu frecare) realizate de elementele în contact în timpul funcţionării. Efectul uzurii constă în pierderea geometriei iniţiale. Uzura diferitelor elemente componente ale maşinii-unelte conduce la scăderea performanţelor de precizie ale acesteia, performanţe prevăzute în condiţiile de recepţie ale maşinii-unelte la cumpărare. O influenţă mare asupra preciziei de prelucrare o prezintă uzura ghidajelor maşinii-unelte. Să considerăm cazul prelucrării pe un strung paralel şi să admitem că ghidajul din faţă prezintă în anumite zone o uzură de mărime Uz (vezi fig.3.20). Vom avea:

;2 B

UHdtg z≅

Δ≅α (3.54)

Distanţa de la axa arborelui principal al strungului la ghidajele longitudinale s-a notat cu H iar distanţa dintre ghidaje cu B. Pentru strungul paralel:

;21

≈BH (3.55)

Din relaţiile (3.54) şi (3.55) vom obţine pentru eroarea diametrală:


;2 zz UBHUd ≅⋅⋅=Δ (3.56)

De exemplu, pentru o uzură Uz = 0.05 mm, eroarea diametrală este de aproximativ aceeaşi valoare adică Δd = 0.05 mm. Să analizăm cazul uzurii uniforme a ambelor ghidaje, conform schemei din figura 3.21.

H

O

Uz

Δd/2

S

P

Q R

S QO

Fig.3.20 Cazul uzurii neuniforme a ghidajelor longitudinale ale unui strung paralel.

Δd/2

Uz

α

H

B

P

B

R

Fig.3.21 Cazul uzurii uniforme a ghidajelor longitudinale ale unui strung paralel.


67

Segmentul SR este diametrul corect al piesei, iar PQ = Uz. Din triunghiul dreptunghic SPR rezultă:

;22

2 dddQRQSPQ realΔ⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ Δ

−=⋅= (3.57)

Desfacem paranteza din membrul drept a expresiei (3.57) şi neglijăm (Uz)2 deoarece este o cantitate foarte mică, ridicată la puterea a doua. Deci:

;2 2

real

z

dUd ⋅

≅Δ (3.58)

De exemplu, dacă aceeaşi uzură Uz = 0.05 mm se manifestă simetric (pe ambele ghidaje), atunci abaterea de la dimensiunea nominală măsurată pentru o piesă cu diametrul de 100 mm va fi:

;105105100

0025.02 25 mmmd μ−− ⋅=⋅=⋅

=Δ (3.59)

După cum se poate remarca din cele două exemple prezentate mai sus, uzura asimetrică a ghidajelor unui strung paralel generează erori mai mari decât în cazul în care strungul prezintă aceeaşi uzură la ambele ghidaje. In vederea reducerii erorilor datorită uzurii maşinii-unelte, se iau o serie de măsuri privind ungerea corespunzătoare a ghidajelor, lagărelor etc. De asemenea lichidele de răcire-ungere trebuie să aibă şi proprietăţi anticorozive. Totuşi, în cazul în care s-a constatat uzura ghidajelor, compensarea acesteia se poate face prin reglarea corespunzătoare a sculei aşchietoare la cotă. 3.8.1 Uzura sculei aşchietoare

Scula aşchietoare

Crater deuzură

Faţa de degajare

Faţa de aşezare Uzura pe faţa

de degajare

Solicitările dinamice ale sculei aşchietoare datorită forţelor şi momentelor mari din timpul aşchierii, la care se adună efectele temperaturii generate în urma frecărilor între sculă şi aşchie respectiv între sculă şi semifabricat, sunt condiţii ideale pentru apariţia uzurii. Datorită efectelor uzurii asupra calităţii suprafeţelor prelucrate, precum şi asupra aspectelor economice ale prelucrărilor, uzura sculei aşchietoare devine un criteriu deosebit de complex în raport cu operaţiile de prelucrare prin aşchiere.

Fig.3.22 Uzura pe faţa de degajare şi respectiv pe faţa de aşezare a sculei.


3.8.1.1 Uzura pe faţa de aşezare Uzura sculei pe faţa de aşezare se datorează în general frecărilor dintre aceasta şi suprafaţa prelucrată ce revine elastic în urma muchiei aşchietoare. Această frecare poate fi de natură adezivă şi/sau abrazivă, în funcţie de tipul materialului de prelucrat. În acelaşi timp, căldura degajată în cadrul procesului şi înmagazinată de către sculă, conduce la diminuarea performanţelor parametrilor fizico-mecanici ai materialului acesteia. Relaţia lui Taylor între viteza de aşchiere şi durabilitatea sculei aşchietoare este dată de:

;CTv n =⋅ (3.60)

unde n este un exponent care depinde de condiţiile de aşchiere iar C este o constantă. Fiecărei combinaţii de materiale sculă – piesă, respectiv condiţii de aşchiere, le vor corespunde propriile valori ale exponentului n şi constantei C. În tabelul 3.2 sunt date valoriile medii admise pentru uzura pe faţa de aşezare, pentru diferite operaţii de prelucrare prin aşchiere. Tabelul 3.2

Valori medii admise pentru hα [mm] Operaţia

Oţel rapid Carburi metalice Strunjire 1.5 0.4

Frezare frontală 1.5 0.4 Frezare cilindro-frontală 0.3 0.3

Găurire 0.4 0.4 Alezare 0.15 0.15

Valoarea recomandată a vitezei de aşchiere pentru scule din oţel rapid este în general aceea căreia îi corespunde o durabilitate de 60 – 120 minute, în timp ce pentru scule aşchietoare armate cu plăcuţe din carburi metalice de 30 – 60 minute. Odată cu creşterea vitezei de aschiere, durabilitatea sculei aşchietoare se reduce rapid. Pe de altă parte, dacă viteza de aşchiere este mică, durabilitatea sculei este mai mare, dar productivitatea prelucrării este mică. Astfel, se poate determina o viteză de aşchiere optimă (vezi fig.3.23) din punct de vedere al

Prod=Prod(v)

T=T(v)

voptim v [m/min]

T [min]

Prod. [buc.]

Fig.3.23 Dependenţa durabilitate – viteză de aşchiere, respectiv productivitate – viteză de aşchiere.


69

durabilităţii sculei aşchietoare, respectiv al productivităţii prelucrării, pentru fiecare operaţie în parte. Exemplul 1. Efectul vitezei de aşchiere asupra productivităţii operaţiei.

Se poate aprecia efectul variaţiei vitezei de aşchiere asupra productivităţii operaţiilor, luându-se în considerare durabilitatea sculei aşchietoare (sau timpul scurs între două reascuţiri succesive). Să presupunem că suntem în cazul prelucrării unei piese dintr-un oţel turnat cu duritatea de 265 HB (cazul

curbei oţelului a, din fig.3.24). Dacă presupunem că viteza de aşchiere este de aproximativ 60 m/min (sau 1 m/s), conform diagramei din figura 3.24 deducem că durabilitatea sculei aşchietoare este de aproximativ 40 minute. De aici se poate deduce că distanţa parcursă de către scula aşchietoare (în timpul de bază) este:

4.0 1.0 2.0 3.0

a b c d

e

Dur

abili

tate

a sc

ulei

(m

in)

40

80

Material Duritate ( HB )

Ferită ( % )

Perlită ( % )

a) Oţel turnat 265 20 80 b) Oţel turnat 215 40 60 c) Oţel turnat 207 60 40 d) Oţel 183 97 3 e) Oţel 170 100 -

Viteza de aşchiere (m/s)

Fig.3.24 Variaţia durabilităţii sculei aşchietoare în raport cu viteza de aşchiere şi tipul materialului de prelucrat.

(3.61) ;24004060 mLtot =⋅=

după care scula aşchietoare trebuie reascuţită, sau înlocuită. Dacă modificăm viteza de aşchiere la 120 m/min, durabilitatea sculei aşchietoare va fi de aproximativ 5 minute. De aici rezultă că:

;6005120 mLtot =⋅= (3.62) Dacă ţinem cont că volumul de aşchii îndepărtat de către sculă este direct proporţional cu lungimea totală a drumului parcurs de sculă, vom putea deduce foarte simplu că micşorând viteza de aşchiere vom obţine un volum mai mare de aşchii între două reascuţiri succesive ale sculei aşchietoare. Oricum, trebuie reţinut şi faptul că micşorarea vitezei de aşchiere conduce la scăderea productivităţii operaţiei.


Exemplul 2. Creşterea durabilităţii sculei aşchietoare prin reducerea vitezei de aşchiere. Folosind relaţia durabilităţii a lui Taylor şi considerând cazul unei prelucrări pentru care n = 0.5 iar C = 400, să se determine procentul de creştere a durabilităţii sculei aşchietoare dacă viteza de aşchiere este micşorată cu 50%. Deoarece n = 0.5, rescriem relaţia dintre durabilitatea sculei aşchietoare şi viteza de aşchiere a lui Taylor sub forma:

;400=⋅ Tv (3.63) Notăm cu v1, T1 viteza de aşchiere şi respectiv durabilitatea iniţială, iar cu v2, T2 viteza de aşchiere micşorată cu 50% respectiv durabilitatea corespunzătoare ei. Avem:

;5.0 12 vv ⋅= (3.64) Deoarece constanta C are aceeaşi valoare în ambele situaţii, ţinând cont de relaţia (3.64), vom avea egalitatea:

;5.0 2111 TvTv ⋅=⋅⋅ (3.65)

În relaţia (3.65) împărţim cu v1, apoi ridicăm expresia la pătrat şi obţinem: (3.66) ;25.0 12 TT =⋅

Raportul durabilităţilor este:

;4.025.01

1

2 ==TT (3.67)

Procentul căutat de creştere al durabilităţii la reducerea vitezei de aşchiere la jumătate din valoarea iniţială este:

;31411

2

1

12 =−=−=−

TT

TTT (3.68)

ceea ce înseamnă o creştere de 300%. Deducem din acest exemplu că micşorarea vitezei de aşchiere conduce la o creştere spectaculoasă a durabilităţii sculei aşchietoare. Deasemenea se observă în cazul acestei probleme că valoarea constantei C nu este implicată în calculele efectuate. 3.8.1.2 Uzura pe faţa de degajare Dintre factorii care contribuie în cea mai mare măsură la uzura sculei aşchietoare pe faţa de degajare amintim frecarea puternică produsă de aşchie în traiectoria ei ascendentă, temperatura şi gradul de afinitate chimică dintre materialul sculei respectiv al piesei de prelucrat. Deasemenea, factorii care contribuie la uzura sculei pe faţa de aşezare,


71

influenţează în acelaşi timp şi uzura pe faţa de degajare. Faţa de degajare a sculei este supusă unor forţe de solicitare şi temperaturi foarte mari, concomitent cu frecările ce se produc la viteze de alunecare mari. Temperaturile cele mai înalte din corpul sculei pot atinge uneori chiar 1100o C. Interesant de reţinut este faptul că maximul craterului de uzură pe faţa de degajare coincide ca loc cu poziţia maximului de temperatură.

Din figura 3.25 se poate observa că într-un interval foarte mic de variaţie a temperaturii la interfaţa sculă-aşchie, valoarea ratei de creştere a craterului de uzură pe faţa de degajare poate creşte foarte mult.

1100 900 700500

0.15

0.30 a c b

Rat

a de

form

are

a cr

ater

ului

(m

m3 /m

in)

În decursul procesului de prelucrare, trebuie evitată utilizarea sculei aşchietoare până la distrugerea totală a muchiei tăişului, deoarece într-o asemenea situaţie se complică procesul de reascuţire şi-n acelaşi timp se pierde mult material la reascuţire (se reduce numărul de reascuţiri normat).

Temperatura medie la interfaţa sculă – aşchie [oC]

Fig.3.25 Dependenţa dintre rata de creştere a craterului de uzură pe faţa de degajare a sculei şi temperatura medie la interfaţa sculă-aşchie:

a) scule din oţel rapid; b) scule cu plăcuţe din carburi metalice; c) scule cu plăcuţe din carburi metalice

acoperite.

Ui

Un

Uc

li

ti

ln

tn

lc

tc

t [min] l [m]

α b

a

O α'

Uz [μm]

Fig.3.26 Variaţia uzurii sculei aşchietoare în funcţie de timpul de

bază (sau de lungimea drumului parcurs de scula aşchietoare). Graficul variaţiei uzurii în funcţie de timp sau de lungimea drumului parcurs de scula


aşchietoare (vezi fig.3.26) are trei zone distincte şi anume zona uzurii iniţiale Ui, zona uzurii normale Un şi respectiv zona uzurii catastrofale Uc. Uzura iniţială Ui se produce într-un interval scurt de timp ti, corespunzător unei lungimi de drum parcurs de sculă li = 1000 ÷ 2000 m. În acest interval, microneuniformităţile muchiei aşchietoare se fracturează (parte dintre acestea chiar la intrarea sculei în aşchiere). În zona de uzură normală Un, aceasta variază aproximativ liniar cu timpul de bază (sau lungimea drumului parcurs). Pentru această zonă, definim noţiunea de uzură relativă, sau uzură specifică (în unele lucrări de specialitate este denumită intensitatea uzurii) notată IUz, drept tangenta unghiului pe care-l face panta graficului zonei de uzură normală cu axa orizontală:

;10 6−⋅==n

nUz l

UtgI α (3.69)

Lungimea ln pentru această zonă poate ajunge la valori de ordinul a zeci de mii metri. Cunoscând intensitatea uzurii IUz, putem determina mărimea uzurii corespunzătoare parcurgerii de către scula aşchietoare a unui anumit drum în aşchie:

;106 ll

UUlIUUn

niUziz ⋅+=⋅⋅+= (3.70)

Lungimea drumului parcurs de scula aşchietoare în material poate fi determinată în mod diferit pentru diverse metode şi procedee de prelucrare prin aşchiere. Pentru cazul strunjirii cilindrice, lungimea drumului parcurs de către scula aşchietoare este:

;1000 s

ldl p

⋅

⋅⋅=π

(3.71)

unde d este diametrul de prelucrat (mm), lp este lungimea suprafeţei cilindrice (mm), iar s este avansul sculei (mm/rot). Exemplu. Se consideră operaţia de strunjire cilindrică exterioară la diametrul de 50 mm, pe lungime de 200 mm, cu un avans de 0.15 mm/rot. Considerând că uzura iniţială a muchiei aşchietoare a cuţitului este de 1.5 μm, să se determine valoarea uzurii cuţitului la sfârşitul operaţiei, cunoscând că intensitatea uzurii este de 1.6 ⋅ 10-9. Calculăm lungimea drumului parcurs de cuţit în aşchiere (pe elice):

;4.20915.01000

200501000

ms

ldl p =

⋅⋅⋅

=⋅

⋅⋅=

ππ

Uzura cuţitului este:

;547.2104.209106.15.110 696 mlIUU Uziz μ=⋅⋅⋅+=⋅⋅+= −

Din punctul de vedere al preciziei de prelucrare ne interesează să evităm zona de uzură


73

iniţială. În caz contrar, după un timp de lucru relativ scurt am fi nevoiţi să oprim procesul în vederea reglării (a corectării) sistemului tehnologic. Evitarea zonei de uzură iniţială este posibilă prin rodarea sau lustruirea muchiilor aşchietoare. În acest mod, retezăm din start acele microneuniformităţi ale muchiei aşchietoare, care oricum ar ceda (din cauza rezistenţei mecanice mici) la impactul cu materialul de prelucrat, sau la scurt timp după aceea. În această situaţie, curba de variaţie a uzurii sculei aşchietoare va arăta ca în figura 3.26,b. Uzura sculei aşchietoare depinde de o serie de factori cum ar fi: materialul de prelucrat, materialul părţii active a sculei, geometria sculei, viteza de aşchiere, adâncimea de aşchiere, avansul sculei, timpul de bază etc. Exprimând matematic această dependenţă, putem scrie:

][;4321 mttsvCU ub

uuuz μ⋅⋅⋅⋅= (3.72)

în care C este un coeficient ce depinde de cuplul de materiale sculă-piesă, iar exponenţii u1, u2, u3, u4 se determină experimental. Dintre parametri regimului de aşchiere, influenţa cea mai mare asupra uzurii o are viteza de aşchiere, apoi avansul şi pe urmă adâncimea de aşchiere. 3.8.1.3 Influenţa uzurii sculei aşchietoare asupra preciziei de prelucrare Uzura sculei aşchietoare influenţează precizia dimensională, de formă şi rugozitatea suprafeţei prelucrate. Dintre cele trei tipuri de uzură hα (pe faţa de aşezare), hγ (pe faţa de degajare) şi hr (în direcţie radială), influenţa cea mai mare asupra preciziei dimensionale o are hr (uzura în direcţie perpendiculară pe suprafaţa de prelucrat). Datorită uzurii radiale, diametrul final df rezultă mai mic decât diametrul de reglare iniţial di.

di ;2 rif hdd ⋅+=

Eroarea de prelucrare este egală cu dublul valorii uzurii radiale. De regulă, datorită creşterii uzurii, valoarea diametrului exterior (al arborelui) se măreşte, în timp ce diametrul interior (al alezajului) se micşorează. Influenţa uzurii sculei asupra preciziei de prelucrare este mai importantă în cazul prelucrării pe maşini-unelte cu mai multe

hr

df

(3.73)

Fig.3.27 Influenţa uzurii radiale asupra preciziei dimensionale la strunjire.


scule, cât şi la scule cu mai multe muchii aşchietoare. Uzura neuniformă a muchiilor provoacă erori diferite la dimensiunile suprafeţelor prelucrate de fiecare sculă în parte. La sculele cu mai multe muchii aşchietoare (broşe, alezoare, freze, tarozi etc.) uzura neuniformă a muchiilor produce erori şi mai însemnate. 3.9 Tensiunile interne ale semifabricatelor

Tensiunile interne sunt eforturi unitare ce acţionează în materialul semifabricatului chiar şi atunci când asupra lui nu acţionează nici un efort exterior. Tensiunile interne pot apare în semifabricat în decursul:

a) etapei de elaborare a semifabricatului la turnare, sudare, laminare, forjare, matriţare etc.;

b) etapei de prelucrări mecanice (în special la aşchierea de degroşarre); c) etapa de tratamente termice, termo-chimice etc.

Deosebim trei tipuri de tensiuni interne: a) termice; b) structurale; c) de lucru.

Tensiunile termice sunt generate de dilatarea sau contracţia neuniformă, ca urmare a diferenţelor de temperatură pe secţiune sau volum. Tensiunile structurale sunt produse de frânarea modificărilor de volum specifice transformărilor structurale produse în masa materialului la încălzirea sau răcirea acestuia. Tensiunile de lucru apar în urma prelucrărilor mecanice. Indiferent de natura sau provenienţa lor, tensiunile interne constituie o sursă importantă de erori dimensionale, de formă sau poziţie reciprocă a suprafeţelor.

Tesiunile interne din semifabricatele turnate apar datorită diferenţelor de temperatură în timpul răcirii în diferite zone ale semifabricatului şi deasemenea, ca urmare a limitării contracţiei libere a unor părţi din piesa turnată (grosimi diferite ale pereţilor pieselor, configuraţii complexe, lipsa racordărilor etc.). În unele cazuri tensiunile interne în piesele turnate pot atinge asemenea valori încât ele provoacă fisuri şi crăpături sau chiar spargerea acestora. De multe ori tensiunile interne de turnare se pun în evidenţă nu imediat după turnare ci după un anumit interval de timp când provoacă deformarea pieselor.

Tensiunile interne din semifabricatele forjate sau matriţate la cald apar ca urmare a nerespectării regimului termic din timpul prelucrării cauzând ecruisarea pieselor (de exemplu încălziri şi răciri neuniforme, neatingerea temperaturii optime pentru deformare plastică etc.).


75

Tensiunile interne din semifabricatele sudate apar datorită încălzirii şi răcirii neuniforme, datorită limitării deplasărilor libere, în cazul sudării materialelor de grosimi diferite, transformărilor structurale, a regimului de lucru incorect ales etc.

O cauză a apariţiei tensiunilor interne în timpul prelucrărilor mecanice este ecruisarea suprafeţei prelucrate. Mărimea tensiunilor interne din stratul superficial depinde de o serie de factori. Astfel, tensiunile interne cresc odată cu:

a) micşorarea unghiului de aşezare a sculei aşchietoare; b) creşterea razei la vârf a muchiei sculei aşchietoare; c) creşterea avansului de lucru; d) creşterea vitezei de aşchiere la valori peste 300 m/min; e) prezenţa vibraţiilor.

O altă cauză a apariţiei tensiunilor interne în timpul prelucrărilor mecanice este încălzirea semifabricatului. La prelucrarea mecanică, tensiunile interne sunt introduse şi prin forţele de fixare de valori mari, aplicate neraţional. În majoritatea cazurilor, înainte de prelucrările mecanice (după turnare, forjare matriţare, laminare etc.), există un echilibru al tensiunilor interne, deşi uneori aceste tensiuni au valori mari. După ce se îndepărtează însă un strat de material, mai ales la prelucrările de degroşare, tensiunile interne vor ieşi din starea de echilibru şi va avea loc o redistribuire a acestora în masa piesei. Aceasta va conduce ulterior la deformarea piesei. Deformaţii inadmisibil de mari se constată uneori şi la asamblarea pieselor, după o staţionare în depozit sau între diverse etape tehnologice de prelucrare. Piesele la care apar deformaţii datorită tensiunilor interne, în majoritatea situaţiilor , nu mai pot fi folosite. Elaborarea semifabricatelor trebuie făcută astfel încât valoarea tensiunilor interne să fie minimă. Pentru semifabricatele turnate trebuie să se asigure o viteză uniformă de răcire a metalului, prin proiectarea corespunzătoare a formei semifabricatului. Astfel, trebuie evitate variaţiile bruşte de secţiune, colţurile ascuţite etc. La semifabricatele sudate este necesar să se aleagă o succesiune a sudării diferitelor părţi componente ale semifabricatului sudat. De asemenea trebuie evitate intersecţiile sau întreruperile cordoanelor de sudură. Alte măsuri pot fi de preîncălzire înainte de sudare sau tratamente termice de detensionare după sudare. Indreptarea semifabricatelor laminate este indicat să se facă la cald, pentru a rămâne tensiuni interne de valori mici. Pentru semifabricatele destinate pieselor de precizie ridicată (batiurile pentru maşini-unelte de precizie) este necesar ca înainte de prelucrare mecanică şi pe parcursul acesteia să se aplice un tratament termic de detensionare. Detensionarea se poate realiza pe cale naturală sau artificială. Semifabricatele pentru batiuri, mesele unor maşini-unelte, blocuri motoare etc. se detensionează pe cale naturală (îmbătrânire naturală) prin lăsarea unui interval de câteva săptămâni până la câteva luni, între obţinerea semifabricatului şi prelucrarea mecanică sau după prelucrarea de degroşare. Detensionarea


artificială se face prin diferite tratamente termice de detensionare sau mecanice (ciocănire, sablare, vibrare) prin care se urmăreşte o echilibrare a tensiunilor interne, o stabilizare a formei şi dimensiunilor semifabricatului. La prelucrările mecanice, în afara detensionărilor naturale sau artificiale se pot lua următoarele măsuri:

a) adoptarea unor regimuri de aşchiere uşoare (adâncimi de aşchiere şi valori ale avansului mici – îndeosebi la operaţiile de finisare);

b) operaţiile de finisare să se realizeze cu scule neuzate, cu unghiuri de aşezare suficient de mari, raze la vârf mici pentru a nu genera vibraţii;

c) atunci când deformaţiile termice sunt mari, se recomandă răcirea cu diferite fluide pentru răcire-ungere.

Măsura cea mai potrivită de eliminare a tensiunilor interne atât după elaborarea semifabricatului prin turnare, forjare, matriţare, sudare, deformare plastică la cald sau la rece cât şi pe parcursul prelucrării mecanice este detensionarea artificială. Temp.

oC

Incălzire Menţinere Răcire Timp [h]

Fig.3.28 Graficul general al tratamentului termic de detensionare artificială. Graficul general al tratamentului termic de detensionare artificială cuprinde etapele de încălzire, menţinere la temperatură constantă şi răcire lentă. Incălzirea se poate realiza într-un cuptor pentru tratamente termice, începând de la o anumită temperatură (cea ambiantă – linia punctată din fig.3.28). Menţinerea la temperatură constantă se realizează în acelaşi cuptor de tratamente termice. Răcirea lentă se poate face odată cu cuptorul, sau într-un mediu de răcire (de exemplu o baie de săruri topite – linia punctată din fig.3.28). Eliminarea masivă a tensiunilor interne la semifabricatele din oţel se produce începând cu temperatura de 450 oC, iar detensionarea aproape completă se realizează la temperatura de 600 ÷ 650 oC, cu o menţinere de 4 ÷ 6 ore. In mod uzual, viteza de încălzire este de aproximativ 40 oC/oră, iar cea de răcire de 20 oC/oră. Detensionarea la temperaturi mai scăzute (150÷ 250 oC) se aplică sculelor aşchietoare, pieselor cementate şi călite, care trebuie să-şi păstreze duritatea ridicată.


77

Cu cât precizia piesei este mai ridicată, cu atât detensionarea trebuie realizată în mai multe operaţii de recoaceri intermediare la temperaturi din ce în ce mai scăzute (120÷ 150

oC) şi cu durate de menţinere din ce în ce mai mari (24 ÷ 48 ore). Aceasta este necesar deoarece la fiecare operaţie de detensionare se produce o anumită deformare, ce este eliminată prin operaţia ulterioară de prefinisare, care introduce la rândul ei noi tensiuni interne dar de valoare mai mică s.a.m.d. 3.10 Vibraţiile sistemului tehnologic În descrierea factorilor ce contribuie la menţinerea şi controlul valorilor preciziei dimensionale şi calităţii suprafeţelor prelucrate prin aşchiere, am subliniat deja importanţa rigidităţii sistemului tehnologic. In acest paragraf vom descrie efectul invers, al lipsei de rigiditate a sistemului tehnologic asupra calităţii produselor. Lipsa de rigiditate a sistemului tehnologic conduce la creşterea nivelului vibraţiilor acestuia, la apariţia vibraţiilor autoexcitate, cu consecinţe asupra:

a) calităţii suprafeţelor prelucrate; b) scăderea preciziei dimensionale; c) uzura prematură sau chiar ruperea sculei aşchietoare, care este de o

importanţă majoră pentru anumite tipuri de materiale pentru scule aşchietoare (materiale ceramice, diamant, anumite tipuri de carburi metalice) ce prezintă o anumită fragilitate;

d) defectarea anumitor componente ale maşinii-unelte datorită vibraţiilor excesive;

e) generarea de zgomot peste limitele admise. Operaţiile de prelucrare prin aşchiere conduc la apariţia a două tipuri de vibraţii şi anume vibraţii forţate respectiv vibraţii autoexcitate. Vibraţiile forţate sunt cauzate de forţe ce acţionează în mod periodic asupra maşinii-unelte, cum ar fi cele provenite de la cutiile de viteze sau avansuri ale maşinii-unelte, de la anumite componente neechilibrate ale maşinii-unelte, aflate în mişcare de rotaţie, de la motoare electrice, pompe etc. In operaţiile de frezare sau strunjire a unor suprafeţe discontinue, vibraţiile forţate sunt generate de intrarea respectiv ieşirea periodică a sculei din material. Soluţia de bază pentru reducerea vibraţiilor forţate constă de regulă în eliminarea factorului perturbator. Dacă frecvenţa elementului perturbator este egală sau apropiată de frecvenţa unui element component al sistemului tehnologic, una dintre cele două frecvenţe trebuie mărită sau micşorată. Amplitudinea vibraţiilor poate fi redusă prin mărirea rigidităţii sistemului tehnologic. Oricum trebuie reţinut că schimbarea parametrilor regimului de


aşchiere nu influenţează semnificativ vibraţiile forţate ale sistemului. Totuşi modificarea vitezei de aşchiere sau a geometriei sculei aşchietoare poate avea o influenţă benefică. Vibraţiile autoexcitate sunt generate de interacţiunea dintre procesul de aşchiere şi structura maşinii-unelte. De regulă aceste vibraţii sunt de frecvenţă mică şi implicit de amplitudine mare. In mod normal, vibraţiile autoexcitate încep prin mici neregularităţi manifestate în zona de aşchiere. Asemenea neregularităţi includ neomogenităţi structurale ale materialului piesei de prelucrat, neuniformităţi ale grosimii stratului aşchiat, schimbări ale tipului aşchiilor produse sau schimbări ale condiţiilor de frecare la interfaţa sculă-aşchie, ori chiar ineficacitatea anumitor lichide de aşchiere etc. Cele mai importante vibraţii autoexcitate sunt cele regenerative. Ele apar atunci când o sculă aşchiază o suprafaţă ce prezintă neregularităţi rezultate dintr-o aşchiere anterioară. Datorită faptului că adâncimea de aşchiere este variabilă, forţa de aşchiere va avea o variaţie ce va conduce la vibraţii, iar acest proces se va repeta continuu – de aici denumirea de regenerativ. Acest tip de vibraţii se poate observa uşor pe un parbriz ud, atunci când conducem maşina pe o şosea cu multe neregularităţi. Vibraţiile autoexcitate pot fi controlate prin creşterea rigidităţii sistemului tehnologic, sau a capacităţii lui de amortizare. Aici putem introduce o noţiune nouă, de amortizare dinamică. Prin amortizare dinamică se înţelege raportul dintre amplitudinea forţei perturbatoare şi amplitudinea vibraţiilor. Deoarece o maşină-unealtă prezintă valori diferite ale rigidităţii în funcţie de frecvenţa vibraţiilor, schimbări ale parametrilor regimului de aşchiere influenţează vibraţiile autoexcitate. Cercetările au indicat că tendinţa unei anumite piese de a genera vibraţii autoexcitate în timpul aşchierii este proporţională cu mărimea forţei de aşchiere şi implicit secţiunea aşchiei (lăţimea şi adâncimea de aşchiere). In consecinţă, deoarece forţele de aşchiere cresc odată cu duritatea materialului piesei, tendinţa de apariţie a vibraţiilor autoexcitate creşte odată cu creşterea rezistenţei materialului de prelucrat. Astfel aliajele pe bază de aluminiu şi magneziu au o tendinţă scăzută de a genera vibraţii autoexcitate în comparaţie cu oţelurile martensitice, oţelurile inoxidabile, pe bază de crom-nikel sau oţelurile refractare. 3.10.1 Măsuri tehnologice de evitare a apariţiei vibraţiilor

Măsurile tehnologice pentru evitarea apariţiei sau pentru reducerea la minim a autovibraţiilor şi a vibraţiilor forţate se impun a fi luate la nivelul sistemului tehnologic şi al regimului de aşchiere. Relativ la sistemul tehnologic se impun următoarele măsuri:

Creşterea rigidităţii sistemului tehnologic. Un sistem absolut rigid nu vibrează. Prin mărirea rigidităţii sistemului tehnologic se realizează mărirea frecvenţei vibraţiilor şi reducerea amplitudinii acestora.


79

Reducerea maselor oscilatorii sau în mişcare de rotaţie, fără a reduce însă rigiditatea sistemului tehnologic.

Reducerea intensităţii forţelor excitatoare (perturbatoare) externe prin: micşorarea forţelor centrifuge ale diferitelor organe în mişcare de rotaţie, alegerea turaţiilor semifabricatului sau a sculei astfel încât frecvenţa forţei excitatoare să fie diferită de frecvenţa vibraţiilor proprii ale elementelor sistemului tehnologic.

Izolarea maşinii-unelte faţă de restul maşinilor prin fundaţie adecvată sau prin instalarea pe reazeme amortizoare de vibraţii.

Relativ la scula aşchietoare, pentru evitarea apariţiei vibraţiilor se recomandă următoarele măsuri tehnologice:

Folosirea unor scule cu unghiuri de atac mari (K = 75o – 90o). Utilizarea unor unghiuri de degajare γ pozitive, prevăzute în unele cazuri

cu faţete mici având unghiuri de degajare γ negative (vezi fig.3.29) pentru mărirea rezistenţei muchiei aşchietoare.

f = 0.1 … 0.3 mm

α

80o÷85o

Fig.3.29 Cuţit de stunjit prevăzut cu faţetă având unghi de degajare negativ.

γ

Utilizarea de unghiuri de aşezare α cât mai mici, dar care să evite totuşi frecările mari dintre faţa de aşezare şi materialul care revine elastic.

Raze la vârf ale muchiei sculei aşchietoare cât mai mici. Folosirea de scule aşchietoare neuzate. Lungimi în consolă ale sculelor, cât mai mici. Orientarea corectă la centru a sculei aşchietoare.


Utilizarea de cuţite îndoite la rabotare (vezi fig.3.15,a). Pentru aceste cuţite, la deformaţia elastică a lor sub acţiunea forţelor de aşchiere vârful cuţitului are o traiectorie tangentă la suprafaţa prelucrată şi nu o intersectează ca în cazul cuţitelor cu corpul rectiliniu (fig.3.15,b).

Prinderea cuţitelor cu faţa de degajare în jos duce la amortizarea considerabilă a vibraţiilor. In acest caz, componenta principală a forţei de aşchiere acţionează de sus în jos asupra semifabricatului, respectiv a arborelui principal, în aceeaşi direcţie cu propria lor greutate. Acest fapt determină un contact între lagăr şi arbore în zona inferioară. Jocurile din lagăre sunt preluate continuu în partea inferioară a lagărelor, acest fapt atenuând vibraţiile.

Referitor la regimul de aşchiere, pentru diminuarea vibraţiilor se recomandă: Utilizarea vitezelor de aşchiere mici sau foarte mari, care să evite zona critică de

apariţie a vibraţiilor (zonă ce depinde de fiecare cuplu de materiale sculă-piesă). Utilizarea adâncimilor de aşchiere t relativ mici şi avansuri relativ mari, care

conduc la obţinerea de aşchii scurte şi groase. Utilizarea amortizoarelor de vibraţii.

3.11 Calitatea şi integritatea suprafeţelor Calitatea suprafeţelor prelucrate influenţează nu doar precizia dimensională a pieselor în decursul operaţiilor de prelucrare ulterioare ci şi proprietăţile acestora. In timp

ce calitatea suprafeţelor se referă la caracteristicile geometrice ale acestora, la rugozitatea lor, integritatea suprafeţelor ţine de proprietăţi cum ar fi rezistenţa la oboseală, rezistenţa la coroziune, care sunt puternic influenţate de tipul suprafeţei realizate. Factorii ce influenţează integritatea suprafeţelor sunt temperatura degajată în decursul operaţiilor de aşchiere, tensiunile interne, transformările structurale

Piesa

Suprafaţa prelucrată

avans

Scula

Adâ

ncim

ea d

e aş

chie

re t

[mm

]

Fig.3.30 Raza la vârf a sculei în raport cu adâncimea de aşchiere.


81

respectiv deformările plastice ale suprafeţelor. În tabelul 3.3 se poate observa rugozitatea ce rezultă în decursul diferitelor operaţii de prelucrare prin aşchiere.

Tabelul 3.3 Rugozitatea Ra (μm) Operaţia

50 25 12.5 6.3 3.2 1.6 0.8 .40 .20 .10 .05 .025 .012

Debitare cu flacără oxiacetilenică

Rectificare de degroşare

Debitare cu fierăstrău alternativ

Rabotare

Găurire

Prelucrare chimică

Electroeroziune

Frezare

Broşare

Alezare

Prelucrare cu fascicol de electroni

Prelucrare cu laser

Prelucrare electrochimică

Strunjire

Rectificare electrochimică

Roluire

Rectificare

Honuire

Lustruire electrică

Lepuire Superfinisare

În figura 3.30 se poate observa legătura dintre raza la vârf a sculei aşchietoare şi adâncimea t a stratului aşchiat. Remarcăm că pentru adâncimi mai mici de aşchiere, unghiul de degajare al sculei devine negativ (datorită razei de la vârful sculei). În această situaţie scula în loc să ridice aşchia de pe suprafaţa de prelucrat va tasa materialul ecruisându-l. În cazul operaţiilor de strunjire, scula lasă în urma ei un profil de forma unei spirale pe suprafaţa prelucrată. Cu cât avansul sculei este mai mare iar raza la vârf a sculei mai mică, cu atât aceste urme sunt mai proeminente. Deşi în cazul operaţiilor de degroşare, existenţa unor asemenea neregularităţi ale suprafeţei nu prea au mare importanţă, ele devin importante în cadrul operaţiilor de finisare. 3.12 Lichide de aşchiere Denumite şi lubrifianţi, lichidele de aşchiere sunt folosite în decursul operaţiilor de prelucrare prin aşchiere pentru:


reducerea frecării respectiv a uzurii, prin aceasta îmbunătăţindu-se calitatea suprafeţei prelucrate şi mărindu-se durata de viaţă a sculei aşchietoare;

răcirea zonei de aşchiere, reducându-se astfel temperatura piesei şi sculei aşchietoare, distorsiunile termice ale acestora şi mărindu-se totodată durabilitatea sculei aşchietoare;

îndepărtarea aşchiilor din zona de aşchiere, protejându-se în acest mod suprafaţa prelucrată de eventuale zgârâieturi provocate de aşchii;

protecţia suprafeţelor nou prelucrate faţă de coroziunea datorată mediului ambiant. Un lichid de aşchiere poate avea în acelaşi timp şi rol de lubrifiant şi rol de răcitor. Eficacitatea lui în operaţiile de aşchiere depinde de o serie de factori cum ar fi metoda de aplicare (jet sau suspensie, ceaţă), temperatura, viteza de aşchiere, tipul operaţiei de prelucrare etc. După cum ştim deja, creşterea vitezei de aşchiere conduce la creşterea temperaturii în zona de aşchiere. De aici deducem că răcirea zonei de aşchiere cu ajutorul lichidelor de aşchiere are o importanţă deosebită la aşchierea cu viteze mari. Deşi apa este un excelent lichid de răcire, folosirea ei conduce la ruginirea piesei, a componentelor maşinii-unelte şi în plus este un prost lubrifiant. Pe de altă parte, dacă viteza de aşchiere este mică (cum este cazul broşării sau filetării) lubrifierea şi nu răcirea este cea mai importantă calitate a lichidului de aşchiere. Lubrifierea corespunzătoare reduce tendinţa de depunere de material pe muchia aşchietoare a sculei, îmbunătăţindu-se în această situaţie calitatea suprafeţei prelucrate, în special la finisare. Gradul relativ de dificultate al diferitelor tipuri de operaţii de prelucrare prin aşchiere este prezentat în tabelul 3.4. Tabelul 3.4

Tipul operaţiei Dificultatea operaţiei Acţiunea lichidului de

aşchiere Broşare (la interior) Filetare Broşare (la exterior) Rularea filetelor Prelucrarea roţilor dinţate prin deformare plastică Alezare Găurire adâncă Găurire Frezare Strunjire Debitare cu fierăstrău alternativ

mare mare

mică mică


83

Prin grad relativ de dificultate al unei operaţii se înţelege mărimea forţelor de aşchiere atinse, valorile maxime ale temperaturii degajate în timpul aşchierii, tendinţa de formare a depunerilor pe tăiş, precum şi uşurinţa cu care aşchiile sunt evacuate din zona de aşchiere. Se remarcă din acest tabel că importanţa fluidelor de aşchiere creşte odată cu creşterea gradului relativ de dificultate al operaţiilor. În tabelul 3.5 sunt date câteva recomandări privitoare la tipul lichidului de aşchiere necesar diferitelor operaţii de aşchiere.

Tabelul 3.5 Materialul piesei Tipul lichidului de aşchiere

Aluminiu AS, UM, E, UM+UGS, FSC Beriliu UM, E, FSC Cupru AS, E, FS, UM+UGS Magneziu AS, UM, UM+UGS Nichel UM, E, FSC Aliaje refractare UM, E, DP Oţeluri (carbon şi slab aliate) AS, UM, E, FSC, DP Oţeluri inoxidabile AS, UM, E, FSC Titan FSC, DP, UM Zinc AS, UM, E, FSC Zirconiu AS, E, FSC

FSC – lichide de aşchiere sintetizare chimic; AS – aşchiere uscată; E – emulsie; DR – debit puternic; UGS – uleiuri de natură vegetală, grăsimi, seuri; UM – ulei mineral.

Există totuşi situaţii în care fluidele de aşchiere nu sunt recomandate. În anumite operaţii în care aşchierea este întreruptă periodic (de exemplu la frezare) acţiunea de răcire a unui lichid de aşchiere măreşte variaţia de încălzire – răcire a muchiei aşchietoare. Acest fapt poate provoca fisuri ale părţii active a sculei, care în final vor provoca ruperea la oboseală a acesteia.

Cercetările au arătat că datorită dimensiunilor reduse ale reţelei capilare de la interfaţa sculă – aşchie, lichidul de aşchiere trebuie să aibă dimensiuni moleculare reduse şi caracteristici bune de umezire a suprafeţelor.


Exemplu. Efectul lichidului de aşchiere asupra prelucrărilor mecanice. O operaţie de prelucrare prin aşchiere este executată cu ajutorul unui lichid de răcire ce are acţiune efectivă de lubrifiant. Explicaţi schimbările care vor surveni în mecanica operaţiei de aşchiere respectiv a consumului de energie totel dacă fluidul de aşchiere este întrerupt. Răspuns: deoarece fluidul de aşchiere este un bun lubrifiant, când acesta este întrerupt, frecările la nivelul interfeţei sculă-aşchie vor creşte. Vor avea loc următoarele evenimente:

1. lichidul de aşchiere este întrerupt; 2. frecarea la interfaţa sculă-aşchie creşte; 3. unghiul de forfecare se micşorează; 4. aşchia se îngroasă; 5. apare tendinţa de depunere pe tăiş.

În consecinţă: 1. energia de forfecare în zona primară se măreşte; 2. energia de frecare se măreşte; 3. ca o consecinţă, energia totală consumată în cadrul operaţiei creşte; 4. calitatea suprafeţei prelucrate se deteriorează; 5. temperatura în zona de aşchiere creşte şi drept urmare creşte şi uzura sculei

aşchietoare; 6. toleranţele prescrise ar putea fi depăşite deoarece dacă temperatura creşte apar

deformaţii volumice atât la piesă cât şi la sculă. 3.13 Determinarea erorii totale de prelucrare Eroarea totală de prelucrare se poate determina statistic sau analitic. Determinarea statistică se face pe baza curbelor de distribuţie a dimensiunilor pieselor prelucrate, în timp ce determinarea analitică se face pe baza analizei factorilor de influenţă asupra preciziei de prelucrare. Determinarea erorii totale de prelucrare este importantă în mod deosebit în cazul operaţiilor de finisare. Calculul statistic al erorii totale oferă posibilitatea determinării preciziei pieselor dintr-un lot de fabricaţie, respectiv câmpul de împrăştiere al erorilor. Plecând de la curbele de distribuţie ale dimensiunilor se pot indica o serie de corecţii ce trebuie făcute astfel ca piesele din lotul de fabricaţie, care urmează să fie executate în condiţii similare lotului precedent, să aibă dimensiunile înscrise între limitele câmpului de toleranţă impus. Totuşi, controlul statistic nu poate descoperi care au fost factorii şi în ce sens au influenţat ei precizia de prelucrare. Deasemenea, nu poate fi utilizată ca metodă de


85

mărire a preciziei de prelucrare. 3.13.1 Determinarea analitică a erorii totale de prelucrare Calcularea analitică a erorii totale de prelucrare presupune determinarea tuturor valorilor erorilor parţiale, cauzate de diverşi factori ai preciziei de prelucrare. Aceste calcule nu se pot face decât în condiţiile cunoaşterii detaliate a influenţei tuturor factorilor. Prin această metodă se poate stabili cu exactitate ponderea influenţei diferiţilor factori asupra preciziei de prelucrare şi se pot lua măsuri de asigurare a preciziei de prelucrare. Elementele de calcul analitic necesită cercetări teoretice şi experimentale foarte aprofundate pentru marea diversitate de situaţii particulare. Plecând de la clasificarea erorilor în sistematice, grosolane şi întâmplătoare, s-a arătat că cele grosolane se datorează neatenţiei sau lipsei de calificare a personalului muncitor. Deoarece putem lua măsuri concrete pentru evitarea apariţiei acestor erori, în cele ce urmează ne vom concentra atenţia doar asupra erorilor sistematice şi întâmplătoare. Astfel vom considera eroarea totală εT ca:

∑ ∑+= ;2

iiST εεε (3.74)

în care:

∑ ++++++= ;mcudtdefcogS εεεεεεεε (3.75)

;222222mvfvTIAHB

ii εεεεεε ++++=∑ (3.76)

unde εT este eroarea totală de prelucrare; εS – suma algebrică a erorilor sistematice;

∑i

i2ε - suma vectorială a erorilor întâmplătoare;

εg – eroarea cauzată de imprecizia geometrică a elementelor sistemului tehnologic; εo – eroarea de orientare a elementelor sistemului tehnologic; εde – eroarea cauzată de deformaţiile elastice ale elementelor sistemului

tehnologic; εdt – eroarea cauzată de deformaţiile termice ale elementelor sistemului

tehnologic; εu – eroarea cauzată de uzura elementelor sistemului tehnologic; εmc – eroarea de măsurare constantă; εmv – eroarea de măsurare variabilă;


εHB – eroarea cauzată de variaţia durităţii materialului semifabricatului; εA – eroarea cauzată de variaţia adaosului de prelucrare; εfv – eroarea de fixare variabilă; εTI – eroarea datorată tensiunilor interne din structura materialului piesei.

Erorile sistematice menţionate mai sus includ o serie de erori aferente elementelor sistemului tehnologic: maşina-unealtă, dispozitivul de prindere a semifabricatului respectiv a sculei aşchietoare, semifabricatul şi scula aşchietoare. Pentru diverse cazuri concrete de prelucrare, unele dintre erorile parţiale pot fi neglijate. În relaţiile de calcul (3.74), (3.75) şi (3.76) corespunzătoare erorii totale de prelucrare, se poate considera semnul “+” sau “-“ în funcţie de sensul influenţei factorului de precizie luat în considerare. Pentru ca operaţia să îndeplinească condiţiile de precizie prescrise, trebuie îndeplinită condiţia:

;TT ≤ε (3.77) în care T este toleranţa dimensională, de formă sau de poziţie reciprocă a suprafeţelor. 3.13.2 Determinarea câmpului de împrăştiere a erorilor de prelucrare prin metoda statistică Experienţa practică a demonstrat că procedeele şi mijloacele de prelucrare existente asigură realizarea pieselor doar între anumite limite (date de abateri) faţă de dimensiunea prescrisă. Aceste abateri caracterizează precizia de prelucrare. Pentru analiza distribuţiei erorilor de prelucrare efective vom proceda în următorul mod:

1. Se prelucrează de exemplu, un lot de 100 arbori, folosind aceeaşi maşină-unealtă, aceleaşi SDV-uri (scule, dispozitive, verificatoare) şi aceeaşi tehnologie.

2. Cu ajutorul unui aparat de precizie se măsoară dimensiunea fiecărui arbore din lot şi se notează într-un tabel.

3. Se sistematizează rezultatele măsurătorilor, notându-se dimensiunile sau abaterile efective, în ordine crescătoare. În vederea obţinerii unor rezultate reale, se elimină aproximativ 1÷5% din dimensiunile accidentale, necaracteristice.

4. Se aleg din tabel diametrele efective limită (maxim şi minim) şi se calculează amplitudinea erorilor W cu relaţia:

;minmax efef ddW −= (3.78)

5. Amplitudinea intervalului erorilor W se împarte în mai multe subintervale. Numărul acestor subintervale se alege între 5 şi 17, în funcţie de mărimea lotului de fabricaţie. În cazul de faţă considerăm diametrul prescris al arborilor


87

030.0010.080+

−Φ . După prelucrarea pieselor folosind acelaşi reglaj, prin măsurare

obţinem de exemplu: mmdef 028,80max = şi .992,79min mmdef =

La prima vedere toate piesele se încadrează în limitele câmpului de toleranţă prescris, dar nu se cunoaşte câmpul de împrăştiere al erorilor, cu alte cuvinte precizia sistemului tehnologic. Calculăm:

mmmddW efef μ36036,0992,79028,80minmax ==−=−=

Pentru un număr de subintervale i = 9, amplitudinea unui subinterval va fi:

mi

Wa μ4936

===

Construim următorul tabel: Tabelul 3.6

Intervale de dimensiuni Nr. int.

i

De la (inclusiv)

Până la

Media intervalului

xi

Frecvenţa ni a

Mx oi −

ioi n

aMx

⋅−

ioi n

aMx

⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ − 2

1 79,992 79,996 79,994 3 -0.004 -0.012 0.000048 2 79,996 80,000 79,998 4 -0.003 -0.012 0.000036 3 80,000 80,004 80,002 9 -0.002 -0.018 0.000036 4 80,004 80,008 80,006 19 -0.001 -0.019 0.000019 5 80,008 80,012 80,010 35 0.000 0.000 0.000000 6 80,012 80,016 80,014 18 0.001 0.018 0.000018 7 80,016 80,020 80,018 7 0.002 0.014 0.000028 8 80,020 80,024 80,022 3 0.003 0.009 0.000027 9 80,024 80,028 80,026 2 0.004 0.008 0.000032

Parametrul M0 din tabel este media intervalului de frecvenţă maximă, adică în cazul de faţă M0 = 80,010.

6. calculăm abaterea medie pătratică a dimensiunilor:

;9

1

9

1

20

∑

∑

=

=⋅⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −

⋅=

ii

ii

i

n

naMx

aσ (3.79)

Câmpul de împrăştiere a erorilor de prelucrare va fi de lăţime 6σ. În concordanţă cu frecvenţele ni notate în tabelul 3.6, vom putea trasa histograma distribuţiei dimensiunilor (vezi fig.3.31).


xi 0

5

10

15

20

25

30

35

40

1 2 3 4 5 6 7 8 9

Histograma

W

Poligonul de frecvenţe ni

Fig.3.31 Histograma şi poligonul de frecvenţe. Frecvenţa absolută ni a intervalului reprezintă numărul de valori măsurate, cuprinse în acelaşi interval. Frecvenţa relativă este dată de raportul:

;∑

=i

ir n

nn (3.80)

sau

;%100% ⋅=∑ i

ir n

nn (3.81)

Poligonul de frecvenţe se trasează într-un sistem de coordonate cartezian în care luăm pe abscisă media intervalelor, iar pe ordonată frecvenţa ni. Dacă numărul de intervale i tinde la infinit şi în acelaşi timp se reduc limitele intervalelor, linia frântă a poligonului de frecvenţe se va transforma într-o curbă continuă, în formă de clopot, ce poartă denumirea de curba teoretică a distribuţiei normale, sau curba Gauss – Laplace (vezi fig.3.32). Expresia analitică a curbei de distribuţie normală este:

( );

21)( 2

2

2σ

πσϕ

xxi

ex−

−⋅= (3.82)

în care: σ este abaterea medie pătratică şi se determină cu relaţia (3.79); xi – dimensiunea întâmplătoare efectivă sau media intervalului i; x - media ponderată a dimensiunilor.


89

ni

6σ Φ(x)

x O` O x

εa xi

Fig.3.32 Curba distribuţiei normale Gauss – Laplace.

În cazul mărimilor discrete (discontinue), x se calculează cu relaţia:

∑ ⋅= ;Nnxx i

i (3.83)

în care: ni este frecvenţa de apariţie a unei dimensiuni în intervalul I; N – numărul total al măsurătorilor.

;∑= inN (3.84)

În cazul operaţiilor de strunjire cu scula reglată la cota dr (vezi fig.3.33), cele mai multe dimensiuni vor avea valoarea def ≈ dr. Frecvenţa de apariţie a altor dimensiuni va scădea de-o parte şi de alta a cotei de reglare. Acesta este motivul pentru care curba lui Gauss-Laplace prezintă un maxim în dreptul valorii x , în jurul căreia sunt grupate dimensiunile.

dr

def max

def min

Eroarea accidentală εa (vezi fig.3.32) reprezintă abaterea unei mărimi întâmplătoare faţă de media x .

Fig.3.33 Strunjire cilindrică exterioară cu scula reglată la cota dr.

În practică nu folosim în întregime curba Gauss-Laplace, ci doar o porţiune suficient de mare de lăţime 6σ, porţiune ce reprezintă o probabilitate de cuprindere mai mare de 99%. Porţiunea 6σ din curba de distribuţie se mai numeşte şi precizie caracteristică a procedeului de prelucrare pentru un sistem tehnologic definit. Fiecărui procedeu de prelucrare sau de


control, fiecărei maşini-unelte şi respectiv fiecărui mijloc de control îi corespunde un anumit 6σ. Cu cât câmpul de împrăştiere al erorilor 6σ este mai mic, cu atât procedeul de prelucrare este mai precis şi reciproc. Erorile sistematice fixe produc doar deplasarea curbei faţă de originea acesteia, fără să-i schimbe forma. Erorile sistematice variabile în timp provoacă atât deplasarea cât şi schimbarea formei curbei de distribuţie. Precizia caracteristică unui sistem tehnologic dat corespunde scopului numai dacă mărimea câmpului de împrăştiere a erorilor se încadrează în câmpul de toleranţă prescris, adică 6σ ≤ T. 3.13.3 Interpretarea practică a distribuţiei erorilor de prelucrare În situaţiile practice, în funcţie de caracterul erorilor există patru situaţii disticte:

a) x şi 6σ au stabilitate bună în timp (cazul ideal); b) x stabil, 6σ instabil; c) x instabil, 6σ stabil; d) x şi 6σ instabile (cazul cel mai defavorabil).

Interpretarea practică a distribuţiei erorilor de prelucrare constă în a vedea în ce raport se află câmpul de împrăştiere al erorilor 6σ ca mărime şi poziţie, faţă de toleranţa prescrisă.

dmax ni dmin

O

x

xA2

A2

Tx

dr = doptim

σ3−x

σ3+x

x 6σ

y = φ(x)

A1

Fig.3.34 Depăşirea toleranţei prescrise implică o probabilitate de rebut.

Porţiunea curbei de distribuţie din figura 3.34 care depăşeşte toleranţa prescrisă T reprezintă în cazul de faţă probabilitatea de rebut.


91

Aria A1 fiind greu de calculat, se determină indirect, în modul următor:

( ) ;5.0 21maxAAP dxi

−==φ (3.85)

;21 2max 2

22

max 22 σπ

σ Adx

xdx

dxedxyA

A

⋅== ∫∫−

(3.86)

Facem acum schimbarea de variabilă:

;max22 σσ

xdxz A

A−

== (3.87)

în care

;Nnxx i

i ⋅=∑ (3.88)

Avem: ;

2max Azdx ⋅−= σ (3.89)

de unde

.21)(

2

max

2max

2

22

2 Ad

zd

z

A dzezAA

∫ ⋅−

−=Φ= σπ

(3.90)

Valoarea funcţiei Φ(zA2) se poate lua şi direct din tabele special întocmite, în funcţie de valoarea calculată zA2. În continuare se calculează probabilitatea apariţiei rebuturilor, cu ajutorul relaţiei (3.85). După aceea se analizează cauzele rebuturilor pentru a se putea lua măsuri în vederea eliminării lor. Dacă 6σ > T, rezultă că maşina-unealtă nu asigură precizia necesară şi în această situaţie se va alege o maşină mai precisă. Dacă 6σ ≤ T şi totuşi apar rebuturi, rezultă că reglajul sculei la cotă a fost făcut greşit, deoarece maşina-unealtă asigură precizia de prelucrare. În cazul din figura 3.34, scula a fost reglată prea aproape de dimensiunea dmax (graficul cu linie continuă). Se corectează reglajul astfel ca diametrul de reglare dr = doptim = x (curba trasată cu linie întreruptă) şi astfel se va elimina probabilitatea apariţiei rebuturilor. 3.13.4 Curbe de distribuţie aparent normale În cadul curbelor de distribuţie aparent normale deosebim două categorii distincte şi anume:

a) curbe simetrice; b) curbe asimetrice.


În figura 3.35 curbele 1 şi 2 reprezintă două curbe de distribuţie ridicate pentru două loturi identice de piese prelucrate în aceleaşi condiţii dar pe maşini-unelte diferite, având caracteristicile 6σ1 şi 6σ2.

ni R

O`

O

x

1

Rxxx == 21

6σ2

2

6σ1 Fig.3.35 Cazul prelucrării a două loturi identice de piese,

pe maşini-unelte diferite. Pentru aceste două loturi, reglarea sculei s-a făcut la aceeaşi cotă 21 xx = . Curba R este

curba rezultantă, ridicată pentru cele două loturi de piese amestecate şi reprezintă suma curbelor de distribuţie 1 şi 2. Observăm că curba rezultantă este mai subţire la vârf decât o curbă de distribuţie normală. O astfel de curbă se obţine şi când σ1 = σ2 (n1 egal sau diferit de n2) cu condiţia ca 21 xx = (adică acelaşi reglaj al sculei la cotă).

ni

R

O

x

1

1x 6σ

2 6σ

2x

Fig.3.36 Două loturi de piese prelucrate pe aceeaşi maşină-unealtă, dar în schimburi diferite.


93

În figura 3.36, curbele 1 şi 2 sunt curbe de distribuţie simetrice ridicate pentru două loturi de piese prelucrate pe aceeaşi maşină-unealtă (σ1 = σ2 = σ) dar în schimburi diferite, cu scula reglată la cote diferite: x1 ≠ x2 (n1 = n2). Curba R este curba de distribuţie rezultantă pentru cele două loturi de piese amestecate. Dacă 21 xxx ==Δ este suficient de mic, curba

R va fi aplatizată (fără cocoaşe).

ni 2 R

O

x

1

1x

6σR

3

xΔ xΔ 2x

3x

Fig.3.37 Trei loturi de piese identice prelucrate pe aceeaşi maşină-unealtă, la intervale de timp diferite.

ni

R

O

x

1

1x6σ1

2

2x

6σ2

Fig.3.38 Curbe de distribuţie nesimetrice redicate pentru două loturi de piese prelucrate pe maşini-unelte diferite.


În figura 3.37, curbele 1, 2 şi 3 sunt curbe de distribuţie simetrice ridicate pentru loturi de piese prelucrate la intervale egale de timp, pe aceeaşi maşină-unealtă automată sau semiautomată. Deplasarea spre dreapta a mediei ponderate cu cantitatea xΔ se datorează

uzurii în timp a sculei aşchietoare, care conduce la erori sistematice variabile progresiv. Curba R reprezintă curba de distribuţie rezultantă, obţinută prin amestecarea celor trei loturi de piese. Este necesar ca 6σR ≤ T. În figura 3.38, curbele 1 şi 2 sunt curbe de distribuţie nesimetrice ridicate pentru două loturi de piese prelucrate pe maşini-unelte de precizie diferită, σ1 ≠ σ2 şi cu reglaje diferite 21 xx ≠ .

R

O

x

ni

1

1x

2 3

n

2x

3x

6σ

nx Fig.3.39 Cazul prelucrării a n loturi de piese pe aceeaşi maşină-unealtă. În figura 3.39, curbele 1, 2, …, n, sunt curbe de distribuţie ridicate pentru n loturi de piese identice, prelucrate pe aceeaşi maşină-unealtă automată, în perioada uzurii unei scule unde precizia maşinii-unelte este 6σ << T. Asimetria curbei rezultante R se datorează uzurii sculei, uzură care variază neuniform în timp. Primele curbe au fost ridicate pentru piesele prelucrate în perioada uzurii iniţiale ui, în timp ce restul curbelor de distribuţie corespund loturilor de piese prelucrate în perioada un a uzurii normale.


95

3.14 Întrebări şi probleme 1. În aşchierea metalelor s-a observat că efortul de forfecare efectiv este mai mare decât

cel calculat din proprietăţile materialului aşchiat. Căror factori atribuiţi această diferenţă?

2. Descrieţi influenţa proprietăţilor materialului de prelucrat şi a variabilelor de proces tehnologic asupra formării aşchiei.

3. Explicaţi de ce forţa principală de aşchiere FC creşte cu creşterea adâncimii de aşchiere şi micşorarea unghiului de degajare?

4. Explicaţi care sunt efectele aşchierii cu o sculă a cărei muchie aşchietoare s-a uzat? 5. Descrieţi efectele fluidelor de aşchiere la formarea aşchiei. Explicaţi cum influenţează

acestea operaţia de aşchiere? 6. În ce condiţii nu se recomandă utilizarea fluidelor de aşchiere? 7. Puteţi să daţi o explicaţie la faptul că gradientul maxim de temperatură este situat

deasupra muchiei aşchietoare şi nu la vârful acesteia? Amintiţi-vă că sunt două surse principale de căldură: planul de forfecare şi interfaţa sculă-aşchie.

8. Care dintre următoarele afirmaţii este corectă: a) Pentru acelaşi unghi de forfecare, sunt două valori ale unghiului de degajare

pentru care avem aceeaşi valoare a coeficientului de îngroşare a aşchiei. b) Pentru aceeaşi adâncime de aşchiere şi acelaşi unghi de degajare, tipul

fluidului de aşchiere nu are influenţă asupra grosimii aşchiei ridicate pe faţa de degajare.

c) Dacă viteza de aşchiere, unghiul de forfecare şi unghiul de degajare sunt cunoscute atunci se poate calcula viteza aşchiei.

d) Aşchia se subţiază odată cu creşterea unghiului de degajare. e) Rolul pragului de fragmentare a aşchiei este de a mări curbura aşchiei.

9. În general nu este de dorit ca temperatura cuplului sculă – piesă să crească foarte mult. Explicaţi de ce?

10. Explicaţi de ce aceeaşi durabilitate a sculei se poate obţine cu două viteze de aşchiere diferite?

11. Se remarcă creşterea mare a durabilităţii sculei odată cu scăderea vitezei de aşchiere. Aţi recomanda ca toate operaţiile de aşchiere să se efectueze cu viteze foarte mici?

12. Explicaţi de ce este importantă studierea tipului aşchiilor în înţelegerea mecanismului procesului de aşchiere?

13. Descrieţi avantajele aşchierii oblice. 14. Explicaţi existenţa multitudinii de materiale de scule.


15. Explicaţi de ce este posibilă aşchierea unei cantităţi mai mare de material între două reascuţiri succesive, prin micşorarea vitezei de aşchiere?

16. De ce temperatura are un efect atât de mare asupra performanţelor sculelor aşchietoare?

17. De ce fluidele de aşchiere au efecte diferite la viteze de aşchiere diferite? 18. Este important controlul temperaturii fluidelor de aşchiere? De ce? 19. Enumeraţi parametri care influenţează temperatura în procesul de aşchiere şi explicaţi

cum are loc această influenţă. 20. Enumeraţi factorii care contribuie la înrăutăţirea calităţii suprafeţei prelucrate. 21. Descrieţi efectele vibraţiilor în timpul operaţiilor de aşchiere. 22. Credeţi că există o legătură între creşterea temperaturii cuplului sculă-piesă şi

rezistenţa materialului de prelucrat? 23. Descrieţi efectul uzurii sculei asupra piesei prelucrate şi asupra operaţiei de aşchiere în

general. 24. Explicaţi dacă în ecuaţia lui Taylor referitoare la viteza de aşchiere şi durabilitate este

de dorit să avem un exponent n de valoare mare sau mică? 25. Explicaţi de ce forţa de aşchiere depinde de viteza de aşchiere, avans şi respectiv

adâncime de aşchiere? 26. Care sunt efectele micşorării forţei de frecare la interfaţa sculă – aşchie? 27. De ce pentru creşterea productivităţii, nu se recomandă întotdeauna creşterea vitezei de

aşchiere? 28. Se afirmă că efortul de forfecare al materialului în cadrul operaţiilor de aşchiere este

mare. De ce? 29. După cum ştim există o multitudine de materiale de scule. Cu toate acestea se depun în

continuare mari eforturi de cercetare a noi materiale de scule. De ce? 30. Explicaţi avantajele şi dezavantajele realizării şuruburilor prin aşchiere, respectiv prin

deformare plastică. 31. Enumeraţi şi explicaţi factorii care contribuie la înrăutăţirea calităţii suprafeţei

prelucrate în cadrul operaţiilor de aşchiere. 32. Folosind relaţia durabilităţii a lui Taylor, şi considerând cazul unei prelucrări pentru

care n = 0.5 iar C = 450, să se determine procentul de scădere al durabilităţii sculei aşchietoare dacă viteza de aşchiere este mărită cu 55%.

33. Se consideră operaţia de strunjire cilindrică exterioară la diametrul de 70 mm, pe lungime de 300 mm, cu un avans de 0.15 mm/rot. Considerând că uzura iniţială a muchiei aşchietoare a cuţitului este de 2 μm, să se determine valoarea uzurii cuţitului la sfârşitul operaţiei, cunoscând că intensitatea uzurii este de 1.5 ⋅ 10-9.

4

PROCESE TEHNOLOGICE DE PRELUCRARE MECANICĂ PRIN AŞCHIERE

4.1 Introducere Aşchierea este un proces mecanic de îndepărtare a surplusului de material dintr-un semifabricat, sub formă de aşchii. Astfel, plecând de la un semifabricat, prin operaţii succesive de aşchiere se îndepărtează întreg surplusul de material obţinându-se piesa finită. Operaţiile de aşchiere sunt foarte diverse, implicând precizii de la zecimi de milimetru până la cele de ordinul micronic sau submicronic. Alegerea tipului operaţiei de aşchiere depinde în mod nemijlocit de materialul piesei, geometria piesei de prelucrat, condiţiile tehnice impuse de desenul de execuţie respectiv tipul maşinilor-unelte disponibile în timp ce materialul sculei aşchietoare, parametri tehnologici de proces şi geometria sculei înfluenţează în mod direct productivitatea operaţiei de aşchiere. 4.2 Procesul tehnologic de strunjire Strunjirea este operaţia tehnologică de aşchiere utilizată la realizarea suprafeţelor cilindrice, conice sau profilate, interioare sau exterioare. Operaţia de strunjire se execută pe strung. Din punct de vedere constructiv, la strungul universal din figura 4.1 distingem următoarele părţi constructive principale: a) Păpuşa fixă 1, în care este montat arborele principal al strungului, cu mandrina

universal 3. Arborele principal al strungului este tubular şi este astfel lăgăruit încât suportă eforturi în direcţie axială de la dreapta la stânga. Strungurile moderne suportă solicitări şi de la stânga la dreapta, dar de valoare mult mai mică decât cele de la


dreapta la stânga şi când fac aceasta trebuie să se găsească această menţiune în cartea tehnică a maşinii. Tot în păpuşa fixă se găsesc cutia de viteze (sau turaţii) respectiv cutia de avansuri. Pe partea frontală a păpuşii fixe se află selectoarele de turaţii 2 şi de avansuri 22 a strungului. Este subansamblul cu cea mai mare rigiditate.

b) Batiul strungului 13, având pe el ghidajele longitudinale 8. Pentru a răspunde cerinţelor

de precizie a prelucrării, ghidajele longitudinale ale strungului trebuie să fie prelucrate foarte precis, erorile de la paralelismul acestora faţă de axa arborelui principal să fie minime. În mod obişnuit batiul strungului se execută din fontă cenuşie.

1

2 3 4

5

6

7

8 9

1011

12

13

14

1516

17

18

19 20

21

22

Fig.4.1 Strungul universal. (1-batiu, 2-selector de turaţii, 3-mandrina universal, 4-suportul portcuţit, 5 sania suportului portcuţit, 6-sania transversală, 7-sania longitudinală (spate), 8-ghidajele longitudinale, 9-vârf fix, 10-pinola păpuşii mobile, 11-păpuşa mobilă, 12-maneta pinolei păpuşii mobile, 13-batiul strungului, 14-bara de avans, 15-şurubul de filetat, 16-maneta de avans automat la filetare, 17-maneta de avans longitudinal automat, 18- maneta de avans transversal automat, 19-sania longitudinală, 20-tavă pentru colectarea aşchiilor, 21-maneta de avans longitudinal automat, 22-selector de avansuri.

Procese tehnologice de prelucrare mecanică prin aşchiere

99

c) Păpuşa mobilă 11, montată pe ghidajele longitudinale ale strungului, faţă în faţă cu păpuşa fixă. Pinola păpuşii mobile 10 având posibilitatea deplasării în direcţie axială este coaxială cu axa de rotaţie a arborelui principal, dar poate fi reglată şi într-o poziţie excentrică, în vederea prelucrării unor suprafeţe cu conicitate mică dar pe o lungime mai mare.

d) Sania longitudinală 19 pe care sunt montate sania transversală 6, sania suportului portcuţit 5 cu suportul portcuţit 4.

Piesa de prelucrat poate să fie fixată în mandrina universal a strungului, în mandrina universal la un capăt şi vârful fix sau mobil la celălalt capăt, sau între vârfuri. Mişcarea principală de aşchiere este dată de rotaţia piesei în jurul axei proprii cu turaţia n, exprimată în rot/min (vezi fig.4.2). Scula aşchietoare sau cuţitul de strunjit are o mişcare relativă faţă de semifabricat numită mişcare de avans. Avansul sculei se măsoară în mm/rot. Dacă mişcarea de avans este paralelă cu axa de rotaţie a piesei, suprafaţa prelucrată va fi cilindrică, iar operaţia va purta numele de strunjire cilindrică exterioară sau interioară, după cum această operaţie se execută la exteriorul (vezi fig.4.3, a) sau în interiorul unui alezaj al acesteia (vezi fig.4.3, h). Dacă mişcarea are loc după o direcţie înclinată la un anumit unghi (vezi fig.4.3, b) faţă de axa de rotaţie a piesei, suprafaţa rezultată va fi conică, iar operaţia va purta numele de strunjire conică exterioară sau interioară. Dacă direcţia de avans face un unghi de 90o cu axa de rotaţie a piesei suprafaţa generată va fi plană, iar operaţia va purta numele de strunji-

FC

Ft

Fr

s

n

Fig.4.2 Schema strunjirii cilindrice exterioare.


n

s

t

a)

n

s

b)

n

s

c)

n

s

d)

n

s

e)

n

s

f)

n

s

g)

n

s

h)

Fig.4.3 Operaţii de strunjire. a) strunjire cilindrică exterioară, b) strunjire conică exterioară, c) strunjire profilată cu avans combinat, d) gâtuire, e) strunjire frontală, f) degajare frontală, g) profilare cu avans transversal, h) strunjire interioară după umăr.


101

re frontală (vezi fig.4.3, e), strunjire de degajare, de canelare sau retezare (vezi fig.4.3, i). Dacă mişcarea de avans a sculei aşchietoare are loc de-a lungul unei traiectorii neliniare suprafaţa rezultată va fi o suprafaţă complexă de revoluţie (vezi fig.4.3, c), iar operaţia va purta numele de strunjire de conturare. Dacă lungimea suprafeţei complexe nu este mare atunci strunjirea se va efectua cu ajutorul unui cuţit profilat, avansul sculei fiind în direcţie transversală (vezi fig.4.3, g). Dacă lungimea suprafeţei profilate este mare (peste 10÷15 mm la piese din oţel) atunci strunjirea de conturare se va efectua pe strunguri cu CNC (când coordonatele traiectoriei cuţitului se vor determina punct cu punct) sau pe strunguri de copiat după şablon. Operaţiile de filetare exterioară se pot executa cu cuţitul de filetat (vezi fig.4.3, j) sau cu filiera pentru diametre mici, respectiv cu cuţitul de filetat sau cu dispozitive speciale de filetat în vârtej montate pe strung, pentru diametre mari ale filetului. În cazul filetelor interioare de diametre mici operaţia se poate executa cu tarodul. La dimensiuni mai mari ale diametrului filetului interior, operaţia se va efectua cu ajutorul cuţitului pentru filetat interior. Operaţiile de strunjire interioară sau filetare interioară se pot executa şi pe maşini speciale numite maşini de alezat şi frezat. La aceste maşini-unelte,

n

s

i)

n

s

j)

n

s

k)

Fig.4.3 Operaţii de strunjire (continuare). i) retezare, j) filetare exterioară cu cuţitul, k) randalinare.


piesa este fixă pe masa maşinii în timp ce arborele principal al maşinii pe care este fixată scula aşchietoare execută atât mişcarea principală de aşchiere (de rotaţie în jurul propriei axe cu turaţia n) cât şi avansul (vezi fig.4.4). Randalinarea (vezi fig.4.3, k) este operaţia care nu produce aşchii. Se execută cu ajutorul unei role profilate confecţionate dintr-un aliaj cu duritate mare. Rola presează semifabricatul în timpul avansului longitudinal, imprimând profilul ei pe piesă, prin deformare plastică, pe o anumită lungime.

Cuţitele de strunjit la care direcţia avansului este de la dreapta la stânga poartă numele de cuţite pe dreapta. În acele cazuri în care construcţia arborelui principal al strungului permite eforturi axiale (dar nu foarte mari) şi de la stânga la dreapta, vom putea folosi cuţite de strunjit la care direcţia avansului este orientată de la stânga la dreapta. În această situaţie cuţitele vor purta numele de cuţite pe stânga (vezi fig.4.5). Dacă în alezajul conic al pinolei păpuşii mobile fixăm un burghiu cu coada conică, atunci imprimând

burghiului o mişcare de avans axială iar piesei mişcarea de rotaţie, vom putea efectua pe strung găuriri în material plin.

Trebuie să facem observaţia că pentru evitarea deviaţiei axei burghiului de la traiectoria teoretică, în piesă trebuie să executăm în prealabil o gaură de centrare. Aceasta se execută cu un burghiu scurt şi gros având o rigiditate mare. În acelaşi timp, în decursul operaţiei de găurire în plin, burghiul trebuie retras periodic din aşchiere pentru evitarea înţepenirii lui în alezajul prelucrat datorită evacuării dificile a aşchiilor.

Fig.4.4 Schema de prelucrare a dia-metrului interior pe maşina de alezat şi frezat.

Fig.4.5 Tipuri de cuţite de strung; a) cuţit pe dreapta, b) cuţit neutru, c) cuţit pe stânga, d) cuţit de retezat, e) cuţit pe stânga de strunjit după umăr, f) cuţit de finisat, g) cuţit pe dreapta de strunjit după umăr, h) cuţit de filetat.

a) b) c) d) e) f) g)h)


103

4.2.1 Productivitatea operaţiei de strunjire Productivitatea operaţiei de strunjire notată Q (mm3/min), se exprimă ca raportul dintre volumul de material Va (mm3) îndepărtat sub formă de aşchii şi timpul de bază tb (min) necesar, adică:

;b

a

tVQ=

În cazul strunjirii cilindrice, timpul de bază se exprimă cu relaţia:

;ns

Ltb ⋅=

Din relaţia de calcul a vitezei de aşchiere:

;1000

nDv ⋅⋅=π

putem calcula turaţia n a piesei. Volumul de aşchii îndepărtat în timpul operaţiei de strunjire pe lungimea L (vezi fig.4.6) este:

( ) ;4

22 LdDVa⋅⋅−⋅

=ππ

Înlocuind relaţia (4.4) în relaţia (4.1) de calcul a productivităţii operaţiei (turaţia n a piesei o scoatem din relaţia 4.3 a vitezei de aşchiere) vom obţine:

( ) ;10004

10004

2222

DvsdD

LDvsLdDQ ⋅⋅

⋅−

=⋅⋅⋅⋅

⋅⋅−⋅

=π

π

Deoarece:

(4.1)

(4.2)

(4.3)

n

s

t

D

d

Fig.4.6 Schema operaţiei de strunjire cilindrică exterioară.

L

(4.4)

(4.5)


;224

22 dDdDdD −⋅

+=

−

iar

;2

tdD=

−

unde t este adâncimea de aşchiere şi ţinând cont că datorită diferenţei mici (în general) între diametrul semifabricatului şi diametrul de prelucrat, vom putea să considerăm:

;2

22

DDdD=

⋅≈

+

Ţinând cont de relaţiile (4.7) şi (4.8) relaţia productivităţii devine:

;10001000 tsvD

vsDtQ ⋅⋅⋅=⋅⋅

⋅⋅=

În cazul operaţiei de strunjire frontală (vezi fig.4.7) lungimea L a drumului străbătut de către scula aşchietoare este egală cu raza D/2 a semifabricatului. Timpul de bază al acestei operaţii este:

;2 ns

Dns

Ltb ⋅⋅=

⋅=

Volumul de aşchii este:

;4

2 tDVa⋅⋅

=π

Productivitatea operaţiei de strunjire frontală se va calcula cu relaţia:

;5002

10001000

24

2tsvtsnD

DnstDQ ⋅⋅⋅=

⋅⋅⋅

⋅⋅=

⋅⋅⋅

⋅⋅=

ππ

(4.6)

(4.7)

(4.8)

(4.9)

n

s

t

Fig.4.7 Schema operaţiei de strunjire frontală.

D

(4.10)

(4.11)

(4.12)


105

4.2.2 Precizia operaţiei de strunjire În cazul operaţiei de retezare lungimea cuţitului de retezat este relativ mare în comparaţie cu secţiunea lui. Din acest motiv în timpul operaţiei de retezare scula aşhietoare se deformează elastic, muchia aşchietoare deviind din planul de lucru (planul orizontal ce trece prin axa de rotaţie a piesei). Această deviaţie nu este de dorit pentru că ea conduce la modificarea unghiurilor de aşchiere efective ale sculei în timpul aşchierii şi de aici pot decurge o serie de alte fenomene nedorite cum ar fi creşterea forţelor de aşchiere, apariţia vibraţiilor, uzura prematură a sculei etc. Mai periculoasă devine deformaţia elastică a semifabricatului când acesta are o lungime mare în raport cu diametrul. O soluţie de rezolvare a acesteia constă în sprijinirea piesei cu ajutorul unor reazeme fixe sau mobile.

În imaginea din figura 4.8 se poate observa modul de sprijinire al piesei în timpul operaţiei de strunjire cu ajutorul unei linete mobile montate pe sania longitudinală, respectiv cu ajutorul unei linete fixe montate pe ghidajele longitudinale ale strungului. Datorită mişcării relative a vârfului cuţitului de strunjit faţă de semifabricat după o elice, pe suprafaţa prelucrată se va putea observa la microscop o microgeometrie a suprafeţei.

Fig.4.8 Sprijinirea piesei în timpul operaţiei de strunjire cu ajutorul linetei fixe şi a linetei mobile.


Notând cu H înălţimea acestor neuniformităţi (rugozitatea suprafeţei prelucrate) şi respectiv cu rε raza la vârf a cuţitului de strung (vezi fig.4.9), din triunghiul dreptunghic ABO, vom obţine:

;222 BOABOA +=

adică

( ) ;4

22

2 Hrsr −+= εε

Ţinând cont că înălţimea H a acestor neuniformităţi ale suprafeţei sunt foarte mici, putem neglija cantitatea H2. Deci:

;024

2=⋅⋅− Hrs

ε

şi de aici

;8

2

εrsH⋅

=

Relaţia (4.16) exprimă dependenţa rugozităţii obţinute la strunjire în funcţie de valorile avansului respectiv a razei la vârf a sculei aşchietoare. Se observă faptul că înălţimea H a rugozităţii creşte direct proporţional cu pătratul avansului şi descreşte odată cu creşterea razei la vârf a sculei aşchietoare. Totuşi trebuie făcută observaţia că rugozitatea suprafeţelor prelucrate prin strunjire mai depinde de o multitudine de alţi factori, după cum s-a văzut în capitolul precedent. Trebuie avut în vedere dacă operaţia se desfăşoară cu sau fără lichid de aşchiere, trebuie ţinut cont de geometria sculei aşchietoare, de gradul de uzură al muchiilor acesteia, dacă există vibraţii în decursul procesului de prelucrare, trebuie ţinut cont de

Fig.4.9 Microgeometria suprafeţei prelucrate prin strunjire.

s

rε

H

A B

C

O

(4.13)

(4.14)

(4.15)

(4.16)


107

valoarea temperaturii cuplului sculă-piesă, de omogenitatea structurii materialului de prelucrat s.a.m.d. 4.2.3 Tipuri de materiale de scule utilizate la strunjire Succesul operaţiilor de strunjire depinde în mare măsură nu numai de valorile parametrilor regimului de aşchiere ci şi de tipul sculei aşchietoare folosite (materialul respectiv geometria acesteia). La ora actuală există o diversitate de tipuri de materiale pentru scule, cu o varietate de proprietăţi, performanţe respectiv preţuri de cost. Domeniul materialelor pentru scule aşchietoare (vezi fig.4.10) cuprinde: - Oţeluri aliate de scule; - Oţeluri rapide; - Carburi metalice; - Carburi mineralo- ceramice; - Nitrura cubică de bor; - Pulbere de diamante industriale; - Cristale de diamant natural. Elementele care influenţează alegerea materialului sculei aşchietoare sunt: Caracteristicile mecanice

ale materialului semifabricatului;

Caracteristicile geometrice ale piesei (geometrie, calitatea suprafeţelor prelucrate, precizie dimensională etc.);

Caracteristicile maşinii-unelte, inclusiv ale dispozitivelor (rigiditate, putere consumată, domeniul de viteze, de avansuri);

Tipul lubrifiantului. Materialul sculei aşchietoare trebuie să îndeplinească următoarele cerinţe:

Rezistenţă mecanică mare (tenacitate);

Carburi metalice acoperite

Carburi metalice neacoperite

Carburi metalo - ceramice

Materiale ceramice

Vite

za d

e aş

chie

re (

m/m

in)

Avansul (mm/rot) 0.1 0.2 0.3 0.5 0.75

100

150

50

300

600

900

Fig.4.10 Diagrama viteză de aşchiere – avans pentru diferite tipuri de materiale de scule folosite la strunjire.


Rezistenţă mare la frecare, uzură, chipping; Stabilitate chimică bună (inert sau cu afinitate chimică neglijabilă faţă de

materialul piesei); Modul de elasticitate mare (rigiditate mare); Durabilitate bună; Geometrie corectă şi calitate foarte bună a suprafeţelor.

În majoritatea operaţiilor de aşchiere, valorile avansului şi ale vitezei de aşchiere sunt limitate de caracteristicile materialului sculei. Avansul şi viteza de aşchiere trebuie menţinute suficient de mici pentru a avea o durabilitate a sculei aşchietoare acceptabilă. În caz contrar, pierderea timpului cu reascuţirea sau schimbarea sculei poate depăşi câştigul datorat creşterii vitezei de aşchiere.

Tabelul 4.1

Materialul piesei Viteza de aşchiere (m/min)

Aliaje de aluminiu 200 – 1000 Oţel turnat 60 – 900 Aliaje de cupru 50 – 700 Aiaje termorezistente 20 – 400 Oţeluri de construcţie 50 –500 Oţeluri inoxidabile 50 – 300 Aliaje termoplastice 90 – 240 Aliaje de titan 10 – 100 Aliaje de tungsten 60 - 150

Observaţii: a) Aceste viteze sunt recomandate la strunjirea cu cuţite armate cu plăcuţe din carburi

metalice sau materiale ceramice. Vitezele de aşchiere pentru scule din oţel rapid sunt mai mici decât cele indicate în tabel, în timp ce vitezele de aşchiere pentru scule armate cu diamant sunt considerabil mai mari decât cele indicate.

b) Adâncimile de aşchiere se încadrează în general în domeniul 0.5 ÷ 12 mm. c) Avansurile se aleg în general, în intervalul 0.15 ÷ 1 mm/rot.

Oţelul carbon de scule are o durabilitate limitată. Prin urmare nu se recomandă folosirea lui în producţia de serie mare sau de masă. Preţul de cost al oţelului de scule este relativ scăzut. Se recomandă folosirea lui la confecţionarea sculelor de mână sau a celor pentru prelucrarea lemnului. Conţinutul de carbon este între 0.9 şi 1.35%, iar tratat termic poate atinge o duritate de 62 HRC. Viteza maximă cu care poate aşchia este de aproximativ 15 – 30 m/min. Totuşi duritatea acestuia scade dramatic cu creşterea temperaturii în zona de aşchiere ceea ce micşorează mult durabilitatea sculei.


109

Oţelul rapid este de regulă aliat cu 14 – 22% tungsten, cobalt, molibden, crom şi vanadiu. Aplicând oţelului rapid un tratament termic potrivit, proprietăţile fizico-mecanice ale acestuia se pot îmbunătăţi semnificativ. Viteza de aşchiere este de aproximativ 25 – 60 m/min. Duritatea oţelului rapid este de 63 – 65 HRC, elementul de aliere care conferă în mod special duritate este cobaltul. Este utilizat la confecţionarea cuţitelor de strung monobloc, burghielor frezelor, tarozilor şi filierelor etc.

Stelitul reprezintă o familie de aliaje pe bază de cobalt, crom, tungsten şi carbon. Acest material se obţine în cuptoare electrice şi nu poate fi deformat plastic sau aşchiat. Are duritatea de 60 – 62 HRC chiar fără tratament termic şi îşi păstrează duritatea şi la temperaturi mari. Viteza de aşchiere medie este de 35 – 65 m/min. Este folosit pentru confecţionarea plăcuţelor amovibile sau a celor de inserţie.

Carbura de tungsten se fabrică prin sinterizarea particulelor fine de carbură de tungsten în amestec cu cobalt – cu rol de liant, în proporţie de aproximativ 13%. In general se folosesc şi alte elemente de aliere pentru creşterea durităţii; este vorba de titan, crom, molibden etc. Carburile de tungsten au rezistenţă mare la compresiune comparativ cu rezistenţa la încovoiere. Din acest motiv, plăcuţele din carbură de tungsten au adesea unghiuri de degajare negative. Viteza de aşchiere la care lucrează este de aproximativ 90 – 100 m/min. Avantajul mare al acestor materiale este că îşi păstrează calităţile fizico-mecanice şi la temperaturi ridicate. Folosirea fluidelor de aşchiere duce la creşterea durabilităţii sculelor cu carburi de tungsten.

Materialele ceramice sunt amestecuri de oxizi ceramici (de ex. oxidul de aluminiu) sau oxizi ceramici cementaţi. Se fabrică prin sinterizare la temperaturi şi presiuni ridicate. Se pot folosi pentru aşchierea majorităţii oţelurilor. Viteza de aşchiere este de aproximativ 450 – 500 m/min. Datorită afinităţii chimice reduse faţă de oţeluri, practic nu există depuneri de material pe tăişul sculei. Materialele ceramice rezistă bine şi la temperaturi ridicate fără să fie necesară utilizarea fluidelor de aşchiere.

Diamantul este cel mai dur material natural şi are o rezistenţă foarte mare la abrazare. Este un material atât de dens încât viteza luminii este frânată cu până la 2/3 din valoarea ei nominală. De regulă prelucrarea cu diamante se face la viteze de aşchiere foarte mari şi valori foarte mici ale avansului, situaţii în care calitatea suprafeţelor este foarte bună. Recent s-au folosit scule armate cu cristale de diamant natural ascuţite la vârf la o rază de 100Å (sau chiar mai mică) pentru prelucrarea oglinzilor de telescop. Are o duritate de 9500 Knoop (9500 Kg/mm2). Este util în marea majoritate a operaţiilor de strunjire (în special la materialele neferoase) dar şi în operaţiile de găurire, rezultând o calitate foarte bună a suprafeţei. Datorită fragilităţii diamantului, sunt necesare luarea de măsuri de prevenire a vibraţiilor în timpul aşchierii pentru a prelungi durabilitatea lui. De asemenea nu rezistă la temperaturi mari (la aproximativ 650oC trece în bioxid de carbon pur). Sub formă de


pulbere de diamant pe suport metalic se foloseşte în operaţii de rectificare sau lepuire. Această metodă se foloseşte la finisarea plăcuţelor din carburi de tungsten.

Diamantul industrial sub formă de pulbere de culoare neagră având o granulaţie de 1÷40 μm se depune peste o masă de carburi metalice într-un strat de grosime 0.5÷1.5 mm, prin sinterizare la temperaturi şi presiuni mari. Performanţele sculelor armate cu diamante industriale sunt relativ similare sculelor cu diamante naturale.

Oxizii cementaţi se fabrică prin tehnologii de metalurgia pulberilor. Se folosesc în operaţiile de finisare cu viteze foarte mari de aşchiere (100 – 2300 m/min). Nu este necesară utilizarea fluidelor de aşchiere. Au o duritate şi rezistenţă mecanică foarte mare.

Nitrura cubică de bor sub formă cristalină este îndelung folosită în industria constructoare de automobile pentru prelucrarea prin aşchiere a oţelurilor dure şi a celor înalt aliate. Sculele se prelucrează după o tehnologie asemănătoare cu cea folosită în cazul sculelor armate cu diamante industriale. Avantajul mare al acestor materiale de scule este că îşi păstrează duritatea chiar şi la temperaturi de aproximativ 1000oC. Sculele aşchietoare armate cu nitrură cubică de bor se folosesc şi în industria aero-spaţială, la prelucrarea unor materiale deosebit de dure cum sunt INCONEL 718 sau Réné 95 utilizate de pildă la construcţia ajutajelor motoarelor navetelor spaţiale. 4.2.4 Dispozitive folosite la strunjire Principalele dispozitive folosite pe strung sunt mandrina universal, vârfurile fixe sau mobile, lineta fixă respectiv mobilă, inima de antrenare etc. Rolul acestora este de a facilita fixarea precisă a semifabricatului în timpul operaţiei de strunjire.

Corpul conic al vârfului fix din figura 4.11 se fixează în alezajul conic al arborelui principal sau al pinolei păpuşii mobile. Pentru aceasta se pot folosi în caz de nevoie reducţii conice. De regulă vârful fix se montează în arborele principal

în timp ce pentru pinola păpuşii mobile vom folosi vârfuri mobile. Vârfurile mobile sunt montate într-o carcasă conică prin intermediul unor lagăre de rostogolire radial axiale, lagăre ce preiau eforturile din timpul operaţiei de strunjire atât în direcţie radială cât şi axială. Dacă montăm vârful fix în pinola păpuşii mobile, în timpul rotaţiei semifabricatului, datorită frecării puternice dintre suprafaţa conică a vârfului fix şi suprafaţa găurii de

Fig.4.11 Vârf fix.


111

centrare se va înregistra o uzură accentuată a vârfului fix. Linetele fixe sau mobile sunt dispozitive folosite la sprijinul semifabricatelor cu rigiditate mică, în decursul operaţiei de strunjire (vezi fig.4.8). Dacă semifabricatul este sprijinit între vârfuri, doar forţa de frecare dintre vârf şi suprafaţa conică interioară a găurii de centrare nu este suficientă pentru antrenarea semifabricatului în timpul aşchierii.

Inima de antrenare (vezi fig.4.12) este compusă din două piese principale: flanşa 1 şi respectiv inima de antrenare 2. Flanşa 1 se fixează pe flanşa arborelui principal al strungului. Semifabricatul introdus prin orificiul inimii de antrenare 2 se prinde între vârful mobil 3 din pinola păpuşii mobile şi vârful fix din arborele principal, apoi se fixează faţă de inima de antrenare prin intermediul unui şurub. Gheara inimii de antrenare intră într-un locaş al flanşei fixând semifabricatul faţă de flanşă şi antrenându-l în mişcare de rotaţie odată cu flanşa 1. 4.3 Procesul tehnologic de frezare Frezarea este un procedeu de prelucrare prin aşchiere în care suprafaţa piesei este generată progresiv, prin înlăturarea surplusului de material sub formă de aşchii. Scula

1

2

2

Fig.4.12 Dispozitiv de tip “inimă de antrenare” a semifabricatului în timpul operaţiei de strunjire.

3


112

aşchietoare de formă circulară poartă denumirea de freză şi are dispuşi pe circumferinţa ei (şi/sau pe partea frontală) mai mulţi dinţi. Freza execută mişcarea principală de aşchiere materializată prin rotaţia în jurul propriei axe cu turaţia n (rot.min). Piesa fixată pe masa maşinii-unelte execută de regulă mişcarea de avans, deşi există situaţii în care freza execută atât mişcarea de rotaţie cât şi cea de avans. Având un număr mare de muchii aşchietoare, productivitatea procesului de frezare este mare în comparaţie cu alte procedee de prelucrare prin asşchiere. Deoarece pe lângă o productivitate mare acest procedeu asigură şi o calitate bună a suprafeţelor, acest procedeu este îndelung folosit în construcţia de maşini. Dinţii frezei dispuşi echidistant pe circumferinţa acesteia intră şi ies periodic din aşchiere. Acesta este motivul pentru care acest procedeu de aşchiere se numeşte aşchiere întreruptă.

4.3.1 Bazele procesului tehnologic de frezare

Procesele tehnologice de frezare se pot clasifica în două categorii largi numite procese tehnologice de frezare cilindrică respectiv procese tehnologice de frezare frontală, fiecare din cele două având o serie de variante. În cazul frezării cilindrice, muchiile aşchietoare ale frezei se află pe partea cilindrică a corpului frezei (vezi fig.4.13).

Fig.4.13 Schema frezării cilindrice.

D

v

t

vf

n


113

Suprafaţa prelucrată este echidistantă faţă de axa de rotaţie a frezei cilindrice în timpul deplasării acesteia de-a lungul traiectoriei. Se pot prelucra atât suprafeţe plane cât şi suprafeţe profilate. De regulă freza se roteşte în jurul axei proprii cu turaţia n (rot/min), iar piesa avansează cu viteza de avans vf (mm/min). Ca şi în cazul altor procedee de prelucrare prin aşchiere, tehnologul calculează sau alege din tabele valorile vitezei de aşchiere v (m/min) şi avansului pe dinte sd (mm/dinte). Ca şi-n cazul procedeelor anterior studiate (strunjire) aceste valori depind de caracteristicile fizico-mecanice ale materialului frezei, ale materialului piesei de prelucrat, de performanţele maşinii-unelte, dispozitivelor de fixare a piesei, a sculei etc.

Viteza de aşchiere corespunde muchiilor aşchietoare aflate pe circumferinţa frezei de

diametru D şi cu ajutorul acesteia se determină turaţia frezei cu relaţia cunoscută:

min)/(;1000 rotD

vn⋅⋅

=π

Adâncimea de aşchiere, notată cu t (mm) (vezi fig. 4.14) este echivalentă cu distanţa dintre suprafaţa iniţială a piesei şi suprafaţa prelucrată a acesteia. Lăţimea de aşchiere notată w (mm) se alege de către tehnolog, dar aceasta nu poate fi mai mare decât lungimea activă a frezei (la o singură trecere). Lungimea traiectoriei frezei este egală cu lungimea L a piesei, la care se adaugă o lungime de intrare Li, respectiv de ieşire Lo a frezei din aşchiere. Avansul s (mm/rot) corespunde unei rotaţii complete a frezei. Ţinând cont de numărul de dinţi z ai unei freze şi de valoarea avansului pe dinte, calculăm avansul frezei astfel:

)/(; rotmmzss d ⋅=

şi de aici viteza de avans a piesei este:

(4.17)

(4.18)

t

L

D

D/2

Li Lo

Fig.4.14 Schema de determinare a lungimilor de intrare şi ieşire a frezei la frezarea cilindrică.


114

min)/(; mmnzsnsv df ⋅⋅=⋅=

Timpul de bază al operaţiei de frezare cilindrică este dat de expresia:

(min);v

oib v

LLLt

++=

unde lungimea de intrare Li se determină (vezi fig. 4.14) cu relaţia:

( ) )(;24

22mmtDttDDLi −⋅=⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −−=

iar lungimea cursei de ieşire a frezei din aşchiere Lo ≈ 1.5 ÷ 2 mm. Productivitatea operaţiei de frezare cilindrică este:

min)/(; 3mmvtw

vL

twLtV

Q f

f

b

a ⋅⋅=⋅⋅

==

(s-au neglijat lungimile curselor de intrare/ieşire Li/Lo ). În cazul frezării frontale suprafaţa prelucrată este perpendiculară pe axa de rotaţie a

frezei cilindro-frontale (vezi fig.4.15). Adaosul de material este îndepărtat în cea mai mare parte de către muchiile aşchietoare situate pe partea cilindrică a frezei, în timp ce muchiile

aşchietoare situate pe partea frontală vor finisa suprafaţa piesei.

Frezarea frontală se poate executa pe maşini de frezat sau pe maşini de alezat şi frezat având arborele principal atât orizontal cât şi vertical. Freza cilindro-frontală se roteşte cu turaţia n (rot/min) în timp ce avansul s (mm/rot) este executat de către piesa de prelucrat. Turaţia necesară corespunde vitezei de aşchiere determinate din calcule (sau alese din tabele) şi se calculează cu aceeaşi relaţie ca şi în cazul frezării cilindrice. Adâncimea de aşchiere se notează cu t (mm). Lăţimea de frezare notată w (mm) poate fi egală cu lăţimea frezei, alegerea făcându-se

în funcţie de particularităţile fiecărei operaţii. Lungimea traiectoriei frezei se compune din

(4.19)

(4.20)

(4.21)

(4.22)

Fig.4.15 Schema de frezare cilindro-frontală.

n

w

v vf

L


115

lungimea piesei L la care se adaugă lungimea de intrare Li respectiv de ieşire Lo (vezi fig.4.14).

Timpul de bază al operaţiei şi productivitatea acesteia Q se determină cu relaţii similare cu cele folosite în cazul frezării cilindrice. De regulă:

( )

⎪⎪⎩

⎪⎪⎨

⎧

≥

<−

==

;22

;2

0DwpentruD

DwpentruwDw

LL i

Indiferent că este vorba de frezare cilindrică sau frontală, aceasta poate avea loc în două moduri diferite (vezi fig. 4.16). Cazul frezării în sens contrar avansului este tipul clasic sau convenţional de frezare, în care direcţia vectorului viteză de aşchiere în planul suprafeţei prelucrate este opusă vectorului viteză de avans. În cel de-al doilea caz, numit frezare în sensul avansului, vectorul viteză de aşchiere în planul suprafeţei prelucrate are acelaşi sens cu vectorul vitezei de avans. Modul de formare a aşchiilor diferă complet în cele moduri de frezare.

La frezarea în sens contrar avansului aşchia este foarte subţire la intrarea dintelui

frezei în material şi creşte ca grosime pe măsură ce dintele se roteşte, fiind de grosime maximă la ieşirea dintelui din material. Freza tinde să împingă piesa în direcţie contrară avansului şi în acelaşi timp să o ridice de pe masa maşinii. Această acţiune duce la tendinţa de eliminare a jocurilor din lanţul cinematic al maşinii de frezat. Din acest motiv, frezarea în sens contrar avansului decurge lin. Totuşi, datorită tendinţei frezei de a smulge piesa de pe masa maşinii-unelte, sunt necesare dispozitive de fixare a acesteia mai rigide. În plus, calitatea bună a suprafeţei prelucrate depinde mult de gradul de ascuţire al muchiilor aşchietoare şi de numărul acestora (cu cât z este mai mare cu atât calitatea suprafeţei prelucrate poate fi mai bună). Totuşi, în cazul frezării în sens contrar avansului aşchiile

(4.23)

Fig.4.16 Metode de frezare: a) în sens contrar avansului, b) în sensul avansului.

vf vf

a) b)

n n t t


116

proaspăt degajate, pot ajunge pe suprafaţa prelucrată, existând riscul zgârierii acesteia. Ţinând cont de faptul că grosimea aşchiei creşte începând de la valoarea zero, pe o anumită porţiune din lungimea de contact a dintelui cu materialul acesta nu va aşchia ci va tasa doar suprafaţa de prelucrat până când grosimea aşchiei va fi suficient de mare pentru a putea fi ridicată de muchia aşchietoare. Datorită acestui fapt există o permanentă tendinţă de uzură a muchiilor aşchietoare.

La frezarea în sensul avansului grosimea maximă a aşchiei este la intrarea dintelui în materialul piesei. Din cauza tendinţei de deplasare a piesei de prelucrat înspre scula aşchietoare, trebuie luate măsuri de prevedere pentru anularea eventualelor jocuri care ar putea să apară în lanţul cinematic al maşinii de frezat. De aceea, această metodă de frezare nu se recomandă a fi folosită pe orice maşină de frezat, decât dacă aceasta a fost proiectată de asemenea manieră încât să poată freza şi în sensul avansului. În mod obişnuit, toate maşinile de frezat moderne sunt capabile să utilizeze ambele metode de frezare, dispunând de lanţuri cinematice foarte rigide. Un avantaj al metodei de frezare în sensul avansului este faptul că în timpul aşchierii, forţele de aşchiere tind să fixeze piesa de prelucrat pe masa maşinii. Faptul că dinţii frezei atacă materialul la secţiunea de aşchie maximă este un avantaj în comparaţie cu frezarea în sens contrar avansului. Unde grosimea aşchiei porneşte de la zero. Dacă grosimea de aşchie porneşte de la zero spre o valoare maximă, cât timp această secţiune este mai mică decât valoarea minimă a adâncimii de aşchiere sub care nu are loc aşchiere ci doar tasarea materialului şi ecruisarea suprafeţei piesei, dinţii frezei vor fi supuşi unui proces puternic de uzură. Din acest punct de vedere, frezarea în sensul

avansului la care secţiunea de aşchie este maximă la intrarea dinţilor în aşchiere este mai avantajoasă. Totuşi sunt situaţii în care suprafaţa piesei poate avea o crustă durificată rezultată în urma unui proces de turnare de

exemplu, sau de forjare ori laminare la cald. În acest caz, secţiunea mare de aşchie la

-60

-40

-20

0

20

40

60

80

0 2 4 6 8

Fig.4.17 Variaţia forţelor de aşchiere la frezare; cazul unei freze cu 4 dinţi.

FC

Ft

Fr

F [N]

rotaţia frezei [grd]


117

impactul dinţilor cu materialul de prelucrat nu mai este un avantaj. Uzura dinţilor frezei în astfel de situaţii va progresa foarte rapid.

Frezarea este un proces tehnologic de aşchiere în care dinţii frezei intră şi ies periodic din materialul piesei. Prin urmare vom avea o variaţie periodică a forţelor de aşchiere, respectiv a căldurii degajate în timpul procesului (vezi fig.4.17). Datorită solicitărilor dinamice la care sunt supuşi dinţii frezei datorită intrării periodice în aşchiere, muchiile aşchietoare ale acestora au unghiul de degajare pozitiv foarte mic sau chiar negativ în cazul în care muchiile aşchietoare sunt armate cu plăcuţe din carburi metalice. Plăcuţele din carburi metalice sunt materiale relativ fragile şi unghiurile de degajare negative fac ca forţele de aşchiere să le solicite la compresiune unde sunt rezistente, mai degrabă decât la încovoiere. De asemenea se recomandă utilizarea plăcuţelor din carburi metalice acoperite cu nitrură de titan (TiN). 4.3.2 Tipuri de freze

După modul de prindere pe masina-unealtă, deosebim freze cu coadă, respectiv freze cu alezaj (care se montează pe un arbore port-freză). Frezele cu coada conică se pot monta direct în arborele principal al maşinii-unelte, în timp ce frezele cu coada cilindrică trebuie prinse în prealabil într-o mandrină. O altă clasificare, pentru frezele cilindro-frontale şi frezele deget se poate face în funcţie de sensul de rotaţie al frezei în timpul aşchierii. O freză pe dreapta trebuie să se rotească neapărat în sensul acelor de ceasornic, atunci când o privim din spatele arborelui principal (în direcţia axei arborelui).

Frezele construite din oţel rapid au de regulă unghiuri de degajare pozitive, în timp ce frezele ale căror dinţi sunt armaţi cu plăcuţe din carburi metalice au unghiuri de degajare negative. Folosirea plăcuţelor din carburi metalice acoperite cu nitrură de titan (TiN) conduce la creşterea semnificativă a durabilităţii frezelor. 4.3.3 Tipuri de maşini de frezat

Datorită posibilităţilor multiple de prelucrare a diferitelor tipuri de suprafeţe, precum şi datorită productivităţii mari a procedeului de frezare, au fost construite diferite tipuri de maşini de frezat.

Maşinile de frezat universale sunt caracterizate printr-o mare flexibilitate. Sunt maşini capabile să execute operaţii multiple, cum ar fi: frezări de suprafeţe plane, canale de pană,


118

caneluri etc. Cu ajutorul unor dispozitive speciale se mai pot executa filete, danturi cilindrice cu dinţi drepţi sau înclinaţi, danturi conice cu dinţi drepţi etc.

A doua categorie importantă de maşini de frezat o reprezintă maşinile de frezat prin copiere (după şablon).

A treia categorie o reprezintă maşinile speciale de frezat, utilizate de regulă în cadrul producţiei de masă.

Din categoria a patra fac parte maşinile de frezat cu comandă numerică. Atunci când sunt dotate şi cu o magazie de scule, respectiv cu posibilitatea schimbării şi reglării automate a sculelor, aceste maşini poartă numele de centre de prelucrare. De regulă, pe lângă operaţiile de frezare, aceste maşini sunt proiectate să execute o serie de operaţii suplimentare (găurire, lărgire, alezare, strunjire interioară etc.). Este cazul maşinilor de alezat şi frezat cu comandă numerică.

Atunci când maşina de frezat cu comandă numerică (NC) are posibilitatea controlului mişcărilor după două direcţii perpendiculare una pe cealaltă din planul orizontal xOy, spunem că maşina de frezat este în două axe. Din punct de vedere al posibilităţilor de control al mişcărilor după direcţii multiple, deosebim o serie de variante constructive de

maşini de frezat în 212 (două axe şi jumătate), 3, 4 şi respectiv 5 axe. La maşinile de

frezat în cinci axe, pe lângă posibilitatea controlului mişcărilor liniare de-a lungul axelor x,y,z, în decursul procesului tehnologic, fără oprirea acestuia, maşina de frezat are posibilitatea rotaţiei mesei după două axe. Aceste maşini de frezat sunt utilizate la frezarea suprafeţelor complexe, sau sculpturale. 4.3.4 Accesorii ale maşinilor de frezat

Domeniul de utilizare al unei maşini de frezat universale este mult extins prin accesoriile care o însoţesc. Astfel maşina de frezat universală având arborele principal orizontal (vezi fig.4.18), dispune de un cap de frezat cu ax vertical, care poate fi montat astfel încât maşina să poată funcţiona şi cu arbore principal vertical. Transmiterea mişcării de rotaţie de la arborele principal orizontal la cel vertical se face prin intermediul unui angrenaj de roţi dinţate conice cu raport de transmitere 1:1. Acelaşi cap de frezat are şi posibilitatea fixării şi într-o poziţie înclinată faţă de axa verticală. Trebuie totuşi menţionat că cu scula montată în arborele vertical, maşina de frezat universală nu poate fi folosită la regimuri de degroşare grele.

Dispozitivul universal cu cap divizor din figura 4.19 este de departe dispozitivul cel mai mult folosit pe maşinile de frezat. Piesa se fixează de regulă între vârfuri, în mandrina


119

universal a capului divizor sau în mandrina universal şi vârf. Arborele capului divizor (în care este montată mandrina universal) poate fi rotită cu un anumit unghi faţă de direcţia orizontală.

Fig.4.18 Maşină de frezat universală.

Fig.4.19. Dispozitiv cu cap divizor


120

Capul divizor are de regulă un angrenaj melcat cu raport de transmitere de 40:1, ceea ce înseamnă că rotind maneta capului divizor de 40 ori arborele capului divizor va face o rotaţie de 360o. Pe acelaşi ax cu maneta de acţionare a capului divizor, poate fi montat un disc (vezi fig.4.19) ce are practicate foarte multe găuri dispuse concentric pe mai multe cercuri (cercurile având numere de găuri diferite). Maneta de acţionare a capului divizor are un bolţ ce poate fi fixat în oricare din aceste găuri (vom zice – în poziţie indexată).

Pentru a roti piesa cu un anumit unghi, putem aplica una dintre următoarele două reguli:

a) ;40piesapediviziunideNumarul

divizorcapuluimaneteialerotatiideNumarul =

b) ;40

piesapediviziunideNumarulgauricudisculuicerculpedegaurideNumar

indexatdegaurideNumarul×

=

Să presupunem că trebuie să rotim piesa cu 15o. Dar 15o reprezintă a 24-a parte dintr-un unghi la centru de 360o. Aplicând prima regulă:

;321

35

4024

===maneteialerotatiideNumarul

Dacă alegem pe discul cu găuri un cerc având 12 găuri, atunci va trebui să facem cu

maneta capului divizor o rotaţie completă plus încă 2/3 din cerc, adică 81232 =× găuri.

Deci rotim maneta capului divizor un cerc complet plus încă 8 găuri pe cercul de 12 găuri, situaţie în care piesa s-a rotit cu 15o.

Aplicând regula a doua:

2024

1240=

×=indexatdegaurideNumarul găuri.

Fiind pe cercul cu 12 găuri, 20 găuri reprezintă o rotaţie completă a manetei capului divizor plus încă 8 găuri.

Deoarece fiecare rotaţie completă a manetei capului divizor reprezintă 360o/40 = 9o rotaţie a piesei, se pot obţine şi rotaţii ale piesei cu unghiuri mai mici de 1o. De exemplu, distanţa dintre două găuri adiacente pe cercul de 36 găuri reprezintă un sfert de grad rotaţie a piesei, adică:

0

41 reprezintă a 4 x 360-a parte din unghiul la centru al unui cerc. Dacă alegem

cercul de 36 găuri, atunci:

136043640

=××

=indexatdegaurideNumarul gaură.


121

4.4 Procesul tehnologic de broşare

Broşarea reprezintă unul dintre cele mai productive procedee de prelucrare prin aşchiere. Maşina-unealtă pe care se desfăşoară procesul tehnologic poartă numele de maşină de broşat, iar scula aşchietoare se numeşte broşă. Din punct de vedere economic, broşarea concurează operaţia de frezare, procedeul fiind capabil să genereze suprafeţe deosebit de precise din punct de vedere geometric şi cu o rugozitate foarte fină. Broşa finisează întreaga suprafaţă de prelucrat într-o singură trecere.

Broşele sunt utilizate la finisarea alezajelor cilindrice sau a profilelor complexe, a danturilor roţilor dinţate, a suprafeţelor plane etc. Avansul pe dinte la broşă este dat de diferenţa pe înălţime a dinţilor. Această diferenţă poartă numele de supraînălţare a dinţilor broşei. Procedeul de broşare seamănă destul de mult cu debitarea, cu diferenţa că pânza de fierăstrău execută multe treceri succesive în timpul operaţiei de debitare, în timp ce broşa execută doar o singură trecere.

Procedeul de broşare se bazează în totalitate pe scula aşchietoare, unde prin construcţia acesteia sunt combinate secvenţele de degroşare, semifinisare şi finisare. Broşarea este unică prin faptul că avansul, ce determină grosimea aşchiei este impus prin construcţia broşei.

Broşa este compusă dintr-o serie de dinţi, fiecare dinte al broşei fiind supraînălţat faţă de dintele precedent. Din acest motiv, practic nu mai este necesară o mişcare suplimentară pentru avansul broşei. Conturul frontal al dinţilor broşei determină profilul suprafeţei prelucrate. Ca rezultat al tuturor acestor condiţii impuse sculei aşchietoare, nu este necesar ca maşina-unealtă să execute mişcări complicate. De asemenea, nici operatorul nu trebuie să aibă o calificare superioară. 4.4.1 Bazele procesului tehnologic de broşare

În timpul operaţiei de broşare, broşa se deplasează faţă de piesă (sau piesa se deplasează faţă de broşă) într-o singură trecere, cu viteza de aşchiere v (m/min). Avansul se realizează gradat prin supraînălţarea dinţilor broşei. Supraînălţarea dinţilor este variabilă şi mărimea acesteia este o funcţie de tipul dinţilor: de degroşare (zd), de semifinisare (zs) respectiv finisare (zf). Dinţii de finisare se mai numesc şi dinţi de calibrare. Pe o broşă sunt trei până la cinci dinţi de semifinisare, respectiv trei până la cinci dinţi de finisare. Numărul dinţilor de degroşare trebuie calculaţi deoarece determină lungimea finală a broşei, iar lungimea broşei este necesară pentru determinarea timpului de bază al operaţiei de broşare. Geometria tipică a unei broşe se poate observa în figura 4.20. Dinţii cu geometrie specifică


122

pentru fragmentarea aşchiilor sunt poziţionaţi în prima parte a zonei dinţilor de degroşare.

Numărul acestora este mai mare dacă secţiunea de aşchie ridicată de fiecare dinte este

mare sau materialul piesei este dificil de aşchiat. Distanţa dintre doi dinţi consecutivi, numită pas şi notată cu p este importantă pentru că determină construcţia dintelui şi rezistenţa lui. De asemenea, de această distanţă depinde numărul dinţilor aflaţi în aşchiere

Dinţi pentru fragmentarea aşchiei

)( fsd zzzp ++⋅

Dinţi cu supraînălţare

Zona de tragere

Lungimea totală a broşei

Partea de ghidare a broşei

Coada

broşei

Fig.4.20 Geometria unei broşe pentru prelucrarea alezajelor.

Fig.4.21 Supraînălţarea pe dinte depinde de adâncimea totală de aşchiere şi de numărul de dinţi ai broşei.

Lpiesa


123

simultan. Este de preferat ca în aşchiere să se găsească simultan minim doi dinţi. Distanţa de pas dintre doi dinţi se determină cu relaţia:

)(;35.0 mmLp piesa⋅≅

în care Lpiesă este lungimea piesei prelucrate (vezi fig.4.21).

Numărul dinţilor de degroşare se calculează astfel:

;d

ffssd t

tztztz

⋅−⋅−=

unde t este adâncimea totală de aşchiere;

tf – adâncimea de aşchiere corespunzătoare unui dinte de finisare;

ts - adâncimea de aşchiere corespunzătoare unui dinte de semifinisare;

td - adâncimea de aşchiere corespunzătoare unui dinte de degroşare.

Lungimea totală a unei broşe (care se trage) este: )(;)( mmLLpzzzL capatcoadafsdB ++⋅++=

Lungimea unei curse de lucru se calculează cu relaţia: )(; mmLLL piesaB +=

Timpul de bază pentru operaţia de broşare este:

(min);vLtb =

unde L este lungimea cursei de broşare, iar v viteza de aşchiere. Productivitatea operaţiei de broşare depinde de numărul de dinţi de degroşare ai broşei în contact cu piesa:

min)/(; 3)int( mmtwv

vL

twLQ d

w

dpiesaedpe ⋅⋅=

⋅⋅=

Dacă lungimea broşei este mai mare decât lungimea piesei de prelucrat atunci numărul maxim de dinţi ai broşei aflaţi simultan în contact cu piesa este:

;p

Ln piesa=

valoarea obţinută cu ajutorul acestei relaţii rotunjindu-se la întregul imediat superior. Productivitatea maximă a operaţiei de broşare corespunde momentului în care broşa are un număr maxim de dinţi în contact cu piesa, adică:

min)/(; 3mmntwvQ d ⋅⋅⋅=

(4.24)

(4.25)

(4.26)

(4.27)

(4.28)

(4.29)

(4.30)

(4.31)


124

Forţa de tragere a broşei se poate estima cu relaţia: )(;24.22 NwtnF ds ⋅⋅⋅⋅≅ τ

Această estimare este utilă la dimensionarea puterii motorului electric de acţionare a maşinii de broşat. 4.4.2 Avantajele şi limitările broşării

Datorită caracteristicilor constructive ale broşei, procedeul de broşare este foarte rapid şi simplu de realizat. Întotdeauna există o strânsă interdependenţă între forma necesară de realizat, volumul de material ce trebuie îndepărtat şi construcţia broşei. Deoarece adâncimea totală a materialului care trebuie îndepărtat este funcţie de supraînălţarea dinţilor broşei (şi reciproc) rezultă că fiecare broşă trebuie proiectată în mod special pentru fiecare operaţie. Totuşi există situaţii speciale când putem folosi broşe standard, dar atunci trebuie adaptată operaţia de broşare la tipul broşei standard folosite. Broşele sunt scule aşchietoare folosite cu precădere în producţia de masă. Numai în acest caz este justificat economic preţul de cost foarte mare al proiectării respectiv execuţiei acesteia.

În mod obişnuit nu există limitări în ceea ce priveşte configuraţia suprafeţelor prelucrate prin broşare. Totuşi, atunci când este necesară prelucrarea unei suprafeţe interioare prin broşare, trebuie să existe în prealabil o gaură prelucrată.

Broşarea produce suprafeţe superioare calitativ celor realizate prin găurire, lărgire sau alezare. Deşi în mod obişnuit broşa execută doar o simplă mişcare liniară, totuşi există situaţii în care mişcarea liniară este combinată şi cu o mişcare de rotaţie (de exemplu la realizarea ghinturilor la ţevile armelor de foc).

Din punct de vedere constructiv, broşele pot fi monobloc (vezi fig.4.22) sau din elemente modulare (vezi fig.4.23). Din punct de vedere al mişcării executate în timpul operaţiei, există broşe cu acţionare prin tragere, împingere sau broşe staţionare (caz în care piesa execută mişcarea de deplasare). Dacă se prelucrează piese din oţel de construcţii de uz general, supraînălţarea dinţilor de degroşare este de aproximativ 0.15 mm/dinte, respectiv de 0.025 mm/dinte la dinţii de

(4.32)

Fig.4.22 Broşă – monobloc. Fig.4.23 Broşă modulară.


125

finisare. Mărimea exactă a supraînălţării depinde de foarte mulţi factori. O valoare mai mare decât este necesar pentru supraînălţare produce o solicitare mare la încovoiere a dintelui, în timp ce o valoare prea mică a supraînălţării conduce mai degrabă la o frecare a dinţilor de materialul piesei decât la o aşchiere. Pentru a micşora solicitarea dinţilor broşei (de exemplu în cazul unei broşe circulare – vezi fig.4.22) la acelaşi diametru există doi sau trei dinţi, fiecare aşchiind o altă porţiune din secţiunea circulară a aşchiei luate de un dinte. În acest mod se poate mări adâncimea de aşchiere pe dinte, sau supraînălţarea. O idee similară poate fi

folosită şi la broşele plane (utilizate la prelucrarea suprafeţelor plane) după cum se poate observa în figura 4.25. Unghiul de degajare al dinţilor broşei este de 15o ÷ 20o la prelucrarea pieselor din oţel turnat. Unghiul de aşezare are valori între 1o ÷ 3o. Aproape întregul adaos de prelucrare este îndepărtat de dinţii de degroşare ai broşei. Dinţii de semifinisare realizează netezirea suprafeţei (asigurând rugozitatea necesară) în timp ce dinţii de finisare (sau de calibrare) asigură precizia geometrică. Uneori broşele mai au după dinţii de finisare

câţiva dinţi fără muchii aşchietoare, dar mai mari decât diametrul nominal cu aproximativ 0.01 ÷ 0.02 mm. Aceşti dinţi vor produce o deformare şi netezire a suprafeţei de prelucrat similară celei produse în cadrul operaţiei de roluire. Viteza de aşchiere la broşare este în general mică (de aproximativ 6 ÷ 8 m/min) rareori depăşind 15 m/min. Un ciclu complet de prelucrare durează 5 până la 30 secunde. Din acest motiv productivitatea operaţiei de broşare este foarte mare. Broşele sunt construite din oţel rapid acoperit cu TiN sau au dinţii armaţi cu plăcuţe din carburi metalice. Cel mai des folosit este totuşi oţelul rapid din cauza vitezei mici de aşchiere. La broşele având dinţii armaţi cu plăcuţe din carburi metalice s-a remarcat o uzură prematură la primii dinţi de degroşare. Broşele de construcţie modulară prezintă avantajul

Fig.4.24 Maşină de broşat orizontală, cu acţionare prin tragere.

Fig.4.25. Fragmentarea aşchiei la broşa

plană.


126

schimbării modulelor cu dinţi uzaţi fără ca aceasta să afecteze restul broşei. Reascuţirea broşei se face de obicei pe faţa de degajare, deoarece ascuţirea pe faţa de aşezare ar conduce la schimbarea dimensiunilor geometrice ale acesteia. În cazul broşelor pentru prelucrarea suprafeţelor plane se poate efectua reascuţirea şi pe faţa de aşezare.În acest caz trebuie efectuată reascuţirea tuturor dinţilor broşei pentru a se păstra poziţia lor relativă pe înălţime. În funcţie de direcţia de acţionare, maşinile de broşat pot fi orizontale sau verticale. Deşi marea majoritate a maşinilor de broşat sunt acţionate hidraulic, există totuşi (deşi mai puţine) maşini de broşat acţionate mecanic (de genul preselor de 5 ÷ 50 tone). Maşinile verticale de broşat nu au o cursă de lucru prea lungă, aceasta rareori depăşind 1.5 m. 4.5 Procesul tehnologic de rabotare Rabotarea este unul dintre cele mai vechi procedee de prelucrare prin aşchiere. Cel mai adesea el este înlocuit în producţie de către frezare sau broşare. Din punct de vedere al mişcărilor relative dintre scula aşchietoare şi piesă, maşinile de rabotat se clasifică în shapinguri şi raboteze.

La ambele tipuri de maşini mişcarea principală de aşchiere este rectilinie alternativă, folosindu-se o singură muchie aşchietoare pentru a genera o suprafaţă plană. La shaping (vezi fig.4.27) piesa fixată pe masa maşinii execută mişcarea de avans într-o direcţie

t avans (curse duble)

w

L st

Scula aşchietoare

Fig.4.26 Schema cinematică a operaţiei de rabotare.


127

perpendiculară pe direcţia mişcării principale de aşchiere. Mişcarea de avans are loc în decursul cursei de retragere a sculei aşchietoare. Avansul piesei notat st (mm/cursă dublă) se execută la fiecare cursă dublă a sculei, viteza de aşchiere este v (m/min), iar cu t se notează adâncimea de aşchiere. La raboteză piesa execută mişcarea principală de aşchiere (deplasare rectilinie alternativă cu viteza v), iar scula aşchietoare execută mişcarea de avans în direcţie perpendiculară pe direcţia mişcării principale de aşchiere (exact invers faţă de shaping). În plus faţă de suprafeţele plane, prin rabotare se pot executa o serie de alte suprafeţe (canale T, canale în formă de coadă de rândunică etc.). Muncitorii care lucrează pe maşini de rabotat au nevoie de o pregătire superioară celor ce lucrează pe maşini de broşat. Pe de altă parte, procedeul de rabotare are o productivitate foarte mică comparativ cu frezarea sau broşarea. Din acest motiv, rabotarea nu se prea utilizează decât în cazuri rare, pentru anumite tipuri de suprafeţe (la rabotarea unor danturi conice), în cazul suprafeţelor plane fiind folosite de regulă alte procedee.

În cazul shapingului, cuţitul de rabotat este prins într-un suport special, în partea frontală a culisoului, care se deplasează faţă de piesă cu viteza v, în timpul cursei de lucru şi cu viteza vr la cursa de revenire (vr > v). Mişcarea rectilinie alternativă a culisoului este dată de un mecanism articulat cu volant (vezi fig.4.28). Motorul electric transmite mişcarea de rotaţie volantului prin intermediul unui lanţ cinematic (cutia de viteze) iar rotaţia volantului pune în mişcare mecanismul articulat al culisoului.

Turaţia Nv a volantului shapingului determină viteza de aşchiere a operaţiei de rabotare. Rata unei curse duble reprezintă ponderea unghiului la centru a volantului, corespunzător cursei active, raportat la unghiul la centru de 360o, adică:

;95

360200

360===

o

o

oSactivecurseitorcorespunzacentrulaunghiul

R

Astfel, scula aşchietoare avansează 55% din timpul unei curse duble, în timp ce 45% din timp se retrage. Avansul cuţitului de rabotat st (mm/cd) se execută în direcţie perpendiculară pe direcţia vitezei de aşchiere. Lungimea l a cursei trebuie să fie mai mare decât lungimea L a piesei deoarece la capetele cursei culisoului viteza de aşchiere este zero. În aceste condiţii, viteza culisoului fiind variabilă se admite o lungime a cursei acestuia l = 2L (dublul lungimii piesei). Viteza de aşchiere se admite a fi dublul valorii medii a vitezei corespunzătoare cursei de lucru a culisoului. Relaţia dintre viteza de aşchiere şi turaţia volantului este:

;1000

vv NDv

⋅⋅=π

unde Dv este diametrul volantului iar Nv turaţia acestuia. Deoarece:

(4.33)

(4.34)


128

;2

Sv R

lD ⋅=⋅π

În cazul operaţiilor de rabotare pe shaping, viteza de aşchiere se determină cu relaţia:

;10002

S

v

RNl

v⋅⋅⋅

=

Odată determinată viteza de aşchiere, sau aleasă din tabele, se poate determina turaţia volantului shapingului. Valorile avansului st respectiv ale adâncimii de aşchiere t, se pot alege de asemenea din tabele. Productivitatea operaţiei de rabotare pe shaping este:

;bt

twLQ ⋅⋅=

unde w este lăţimea blocului de material al piesei de prelucrat, iar L lungimea blocului. În cazul operaţiilor pe shaping, timpul de bază se calculează prin împărţirea lăţimii w a blocului de material al piesei la viteza de avans a operaţiei:

Fig.4.27 Părţile principale ale shapingului.

sanie port-cuţit

dispozitiv basculant

suport sculă menghină

berbec

masa maşinii

sania transversală

ghidaje batiu

corp

(4.35)

(4.36)

(4.37)


129

;tv

b sNwt⋅

=

unde ftv vsN =⋅ [mm/min]. Astfel:

[min];v

cdb N

Nt =

unde numărul de curse duble pe minut Ncd se determină cu relaţia:

;swNcd =

Din punct de vedere constructiv shapingul poate fi orizontal, vertical sau special, cu acţionare mecanică sau hidraulică. Atunci când direcţia de mişcare a sculei este pe verticală procedeul poartă numele de mortezare iar maşina-unealtă se numeşte morteză. Dintre dispozitivele cel mai des folosite se pot aminti menghina respectiv dispozitivul universal cu cap divizor. 4.5.1 Maşini de rabotat

Maşinile de rabotat sunt folosite pentru realizarea de suprafeţe plane, orizontale sau înclinate, dar de lungime mare, ceea ce face imposibilă realizarea lor pe shaping. Chiar şi în cazul pieselor masive, rabotarea a fost înlocuită de frezare, care este mult mai productivă. Figura 4.29 ilustrează mişcările realizate de către o maşină de rabotat cu consolă. De regulă în suportul port-sculă al rabotezei sunt fixate unul sau mai multe cuţite staţionare. Piesa de prelucrat este fixată pe masa maşinii-unelte ce execută mişcarea principală de aşchiere, prin deplasarea acesteia de-a lungul ghidajelor cu viteza de aşchiere v (m/min). Mişcarea mesei maşinii de rabotat este rectilinie alternativă (ca şi-n cazul berbecului shapingului). Totuşi chiar şi-n cazul folosirii a mai multor cuţite simultan, productivitatea procedeului de rabotare rămâne scăzută în comparaţie cu alte procedee de prelucrare prin aşchiere. Deoarece piesele prelucrate pe

(

(

(

160o

200o

viteza berbecului

v vr

v

Fig.4.28 Schema de acţionare mecanică a mişcărilor berbecului.

(4.38)

(4.39)

(4.40)


130

maşini-unelte de rabotat sunt masive (de ex. batiuri de maşini-unelte, carcase etc.) iar forţele de aşchiere implicate în proces nu sunt de neglijat, trebuie luate precauţii suplimentare la fixarea pieselor pe masa maşinii.

4.6 Procesul tehnologic de prelucrare al alezajelor Procesul tehnologic de prelucrare al alezajelor este unul dintre cele mai importante procese tehnologice de aşchiere din industria constructoare de maşini. Mai bine de 25% din totalul suprafeţelor prelucrate prin aşchiere sunt de regulă alezaje. Scula aşchietoare clasică pentru executarea alezajelor în material plin este burghiul elicoidal. Burghiul elicoidal clasic are două muchii aşchietoare dispuse în partea frontală a acestuia. Datorită raportului

sănii port-sculă

sanie port-sculă

coloană

consolăghidaje

masa maşinii

Fig.4.29 Schema cinematică a unei maşini de rabotat tip consolă.


131

(de regulă) mare dintre lungime şi diametru, burghiul este o sculă aşchietoare destul de flexibilă. Procesul de aşchiere are loc în interiorul masei de material a piesei şi nu la exteriorul acesteia ca-n cazul strunjirii. Singura cale de evacuare a aşchiilor este însăşi gaura pe care o execută burghiul, iar aceasta este ocupată în mare măsură chiar de burghiu. Aşchiile se degajă de-a lungul celor două canale elicoidale. Datorită spaţiului limitat, acestea se freacă puternic atât de pereţii găurii cât şi de pereţii canalelor elicoidale de pe corpul sculei, această frecare fiind o a doua sursă importantă de producere a căldurii pe lângă căldura produsă în procesul de aşchiere propriu-zis. Totodată curgerea aşchiilor în interiorul canalelor de degajare a aşchiilor face ca lubrifierea respectiv răcirea zonei de aşchiere să se realizeze cu dificultate. În decursul procesului de găurire, la vârful burghiului au loc patru acţiuni importante şi anume:

Pentru început, la vârful sculei se formează o gaură mică, nu atât datorită aşchierii propriu-zise (are loc mai degrabă un proces de deformare plastică datorat forţei axiale din proces) deoarece spre centrul burghiului viteza de aşchiere scade până la zero.

Aşchiile se formează datorită mişcării de rotaţie a muchiilor aşchietoare, compusă cu mişcarea de avans axial a burghiului.

Aşchiile se evacuează din gaura proaspăt formată datorită mişcării de şurub a muchiilor elicoidale ale burghiului.

Burghiul se ghidează în gaura deja formată cu ajutorul celor două suprafeţe elicoidale de lătime mică (cu rol de sprijin-ghidare) situate pe marginile laterale ale celor doi dinţi elicoidali.

În ultimii ani, datorită cercetărilor efectuate în vederea creşterii performanţelor burghielor, au apărut noi tipuri de materiale de scule, s-au dezvoltat noi tipuri de geometrii pentru burghie, astfel încât operaţiile de găurire se execută cu o precizie ridicată, burghiele au o durabilitate mai mare, sunt autocentrante şi sunt capabile să lucreze la valori din ce în ce mai mari ale avansului. Oricum, marea majoritate a burghielor care se produc sunt burghie elicoidale, având o geometrie clasică, după cum se poate vedea în figura 4.30. O estimare recentă făcută în USA [15], arată că intreprinderile industriale consumă anual aproximativ 250 milioane de burghie. Dacă de exemplu un burghiu din oţel rapid se uzează, atunci acesta trebuie reascuţit. Dacă reascuţirea nu se face corect atunci odată cu pierderea preciziei geometrice a burghiului are loc şi pierderea preciziei geometrice a găurii prelucrate. Performanţele burghiului nu depind numai de geometria lui, ele depind şi de performanţele maşinii-unelte, performanţele dispozitivelor folosite pentru fixarea piesei respectiv a sculei şi nu în ultimul rând de suprafaţa piesei în care se execută gaura.


132

Dacă suprafaţa materialului piesei conţine incluziuni de material dur (sau crusta de material oxidat rezultată în urma unui proces de forjare sau laminare), atunci aceasta poate accelera procesul de uzură a muchiilor aşchietoare ale burghiului. În acelaşi timp se recomandă centruirea prealabilă iar axa găurii să fie perpendiculară pe suprafaţa prelucrată. Dacă axa găurii este situată la marginea piesei este recomandabil ca peretele de material plin rămas, să nu fie mai mic decât cel puţin raza burghiului. Dacă două găuri succesive au pereţii intersectaţi, atunci la prelucrarea celei de-a doua găuri se va utiliza un dop tehnologic. Toate aceste măsuri de prevedere sunt necesare pentru evitarea pe cât posibil a deviaţiei axei burghiului de la axa teoretică a găurii.

coadă corp

lungimea muchiilor elicoidale

lungimea elicei

lungimea totală a burghiului

muchie de ghidare

diametrulnominal

vârf

unghi la vârf

muchie aşchietoare

unghi de aşezare

muchia transversală

Fig.4.30 Geometria burghiului elicoidal clasic.


133

4.6.1 Bazele procesului tehnologic de găurire Un burghiu elicoidal clasic are două muchii aşchietoare ce vor produce două aşchii. În timpul procesului de găurire, burghiul de diametru D (mm) se roteşte cu turaţia n (rot/min) şi execută în acelaşi timp o mişcare de avans axial s (mm/rot). Odată aleasă viteza de aşchiere, turaţia burghiului se determină cu relaţia:

;1000D

vn⋅⋅

=π

Viteza de aşchiere din relaţia de mai sus corespunde extremităţilor burghiului de diametru D. Adâncimea de aşchiere t (mm) la burghiere este egală cu jumătate din valoarea avansului, adică:

;2st =

Viteza de avans vf este:

Fig.4.31 Variaţia geometriei burghiului de-a lungul muchiei aşchietoare.

piesa

piesa

γγ

forţa axială

aşchie

(4.41)

(4.42)


134

;nsv f ⋅=

Lungimea traiectoriei burghiului este egală cu lungimea L a găurii, la care se adaugă o distanţă de apropiere a acestuia faţă de piesă l1 = D/2. La fel ca şi-n cazul operaţiei de strunjire, valorile tipice pentru viteza de aşchiere respectiv mişcarea de avans axial depind de tipul burghiului, tipul materialului piesei, tipul lubrifiantului etc. Viteza de aşchiere aleasă corespunde vitezei periferice a burghiului. Dar pe măsură ce ne apropiem de centrul burghiului, viteza de aşchiere scade ca valoare, fiind zero în centrul acestuia. Valoarea timpului de bază necesar operaţiei de găurire se calculează cu relaţia:

;11

fb v

lLnslL

t+

=⋅+

=

Productivitatea operaţiei de burghiere este:

;250100044

22Dsv

DvsD

LnsLD

tV

Qb

a ⋅⋅⋅=⋅

⋅⋅⋅

⋅=

⋅⋅

⋅⋅==

πππ

în condiţiile în care s-a considerat l1 = 0. Deci

;250 DsvQ ⋅⋅⋅=

4.6.2 Tipuri de burghie Tipul cel mai cunoscut de burghiu este cel elicoidal. Din punct de vedere constructiv distingem trei părţi principale ale burghiului şi anume: corpul, vârful şi coada (vezi fig.4.30). Corpul burghiului este format din două (uneori una sau trei) părţi spirale (elicoidale) numite dinţi elicoidali. Pentru a se reduce la minimum frecarea dintre corpul burghiului şi pereţii găurii proaspăt formate, fiecare dinte elicoidal este redus în diametru, cu excepţia unei zone de margine de lăţime mică, necesară sprijinirii burghiului în timpul operaţiei de găurire şi pe care o numim muchie de ghidare. Fiecare dinte elicoidal se termină spre vârful burghiului cu o muchie aşchietoare. Spaţiul dintre dinţii elicoidali ai burghiului poartă numele de canale pentru evacuarea aschiilor. Deşi marea majoritate a burghielor au doi dinţi elicoidali, există o serie de forme constructive de burghie având unul sau trei dinţi elicoidali (sau drepţi). Unghiul de degajare al burghiului este variabil de-a lungul muchiei aşchietoare datorită faptului că faţa de degajare face parte dintr-o suprafaţă elicoidală (vezi fig.4.31). Astfel, în apropierea centrului burghiului unghiul de degajare este negativ, în timp ce spre marginea burghiului este pozitiv, egal cu unghiul de înclinare al elicei dintelui elicoidal la

(4.43)

(4.44)

(4.45)

(4.46)


135

extremitatea acestuia. Unghiul elicei burghiului are în mod obişnuit 24o, dar pentru materiale ce se pot găuri uşor, producând multe aşchii (de exemplu lemnul), unghiul de înclinare al elicei burghiului poate ajunge la 30o. Burghie cu unghiul de înclinare al elicei cuprins între 0o ÷ 20o sunt folosite la prelucrarea găurilor în materiale moi cum sunt masele plastice sau cuprul. La aceleaşi tipuri de materiale moi se folosesc frecvent burghie cu dinţi drepţi (unghiul de înclinare al elicei 0o). Unghiul la vârf al burghiului are de regulă 118o. Unghiul la vârf afectează direcţia de curgere a aşchiilor. Unghiuri la vârf mai mici, cuprinse în intervalul 90o ÷ 118o sunt folosite la prelucrarea materialelor casante, cum sunt fontele cenuşii sau aliajele pe bază de magneziu. Unghiuri la vârf mai mari, cuprinse în intervalul 118o ÷ 135o sunt folosite la prelucrarea materialelor ductile cum sunt aliajele pe bază de aluminiu. Unghiuri la vârf mai mici de 90o sunt folosite pentru găurirea maselor plastice. În timpul operaţiei de burghiere, burghiul este puternic solicitat de componenta axială a forţei de aşchiere şi respectiv de momentul de torsiune generat de componenta tangenţială a aceleiaşi forţe de aşchiere. Momentul de torsiune creşte odată cu creşterea avansului respectiv diametrul burghiului, în timp ce forţa axială este influenţată în mod direct de geometria vârfului burghiului, în special a muchiei transversale. În plus, viteza de aşchiere scade spre centrul burghiului, fiind chiar zero în centrul acestuia. Ca o consecinţă, uzura pronunţată apare de regulă în centrul burghiului unde viteza de aşchiere este cea mai mică şi respectiv la extremităţile burghiului unde viteza de aşchiere este maximă.

a) b)

c) d)

Fig.4.32 Moduri de ascuţire a burghielor: a) tip Racon; b) tip Bickford; c) cu faţetă dublă de aşezare; d) burghiu autocentrant.


136

La începutul operaţiei de găurire, muchia transversală a burghiului are tendinţa de a devia de la traiectoria teoretică. Din acest motiv este necesară o centruire prealabilă, dar aceasta creşte costul operaţiei şi reduce productivitatea acesteia. Pentru a creşte performanţele operaţiei de găurire au fost dezvoltate o serie de metode de ascuţire respectiv reascuţire as burghielor (vezi fig.4.32). Unul dintre burghiele performante este burghiul autocentrant.

Muchiile aşchietoare ale acestuia sunt armate cu plăcuţe din carburi metalice. Partea centrală a burghiului (respectiv miezul ce conţine muchia transversală la burghiul clasic) în cazul de faţă lipseşte pe o anumită porţiune (vezi fig.4.32,d). În ciuda acestui fapt, acest tip de burghiu operează cu forţe axiale cu 30% până la 50% mai mici decât la burghiele convenţionale. Materialul care rămâne neaşchiat în zona centrală, cu rol de centrare a burghiului, se fracturează şi este înlăturat. Până să se fractureze acest miez are rol de centrare a burghiului. Deşi variabil, unghiul de degajare la burghiul autocentrant este pozitiv, ceea ce reduce valoarea forţei de aşchiere şi implicit a momentului de torsiune.

Burghiul convenţional are tendinţa de formare de bavură pe partea opusă a piesei (la ieşirea din gaură). De aceea multe burghie sunt echipate cu praguri de fragmentare a aşchiilor. Geometria vârfului burghiului după cum a fost proiectată şi executată de producător se păstrează până la prima reascuţire. Reascuţirea corectă a burghiului este o operaţie importantă şi foarte complexă. Reascuţirea necorespunzătoare poate conduce la forţe neechilibrate pe cele două muchii aşchietoare, fapt ce conduce la deviaţia axei burghiului de la axa teoretică a găurii, abateri geometrice ale diametrului găurii. Burghiele, chiar şi cele de diametre mici, trebuie reascuţite pe maşini speciale de ascuţit şi nicidecum manual. Coada burghiului este şi ea de mai multe tipuri, cele mai frecvente sunt cilindrice sau conice (vezi fig.4.33). Pentru a obţine o gaură precisă atât ca diametru cât şi ca poziţie a axei, sunt necesare următoarele operaţii:

Fig.4.33 Tipuri de burghie.


137

a) Centruire; b) Găurire; c) Lărgire; d) Alezare.

Burghiul pentru executarea găurilor de centrare este scurt şi gros (vezi fig.4.34). Diametrul mare îi conferă suficientă rigiditate pentru a evita deviaţia axei acestuia de la axa teoretică a găurii. Operaţia următoare este găurirea propriu-zisă, efectuată cu ajutorul unui burghiu elicoidal (vezi fig.4.35). Având de regulă doi dinţi elicoidali, burghiul nu este suficient de stabil în timpul aşchierii, deoarece are la vârf doar două puncte de sprijin. În acelaşi timp gaura executată de burghiu are din acelaşi motiv abateri de la cilindricitate şi coaxialitate. De aceea doar simpla găurire nu poate fi considerată o operaţie finală. Operaţia a treia este lărgirea. Ea poate fi executată cu ajutorul unui lărgitor, sau prin strunjire interioară pe un strung sau pe o maşină de alezat şi frezat. Operaţia finală constă într-o alezare. Scula aşchietoare folosită se numeşte alezor Alezarea este o operaţie de finisare a găurilor. Ea asigură atât precizia geometrică (cilindricitate, mărime corectă a diametrului) cât şi o calitate bună a suprafeţei. 4.6.3 Alezarea Scopul operaţiei de alezare este de a asigura precizia geometrică şi calitatea suprafeţei unei găuri deja existente. Adaosul de prelucrare la alezare este foarte mic, de regulă având

Fig.4.34 Burghiu de centruit.

Fig.4.35 Secvenţe de prelucrare a unei găuri.


138

valoarea de 0.1 mm, în nici un caz mai mare de 0.4 mm. Alezorul are o stabilitate bună în timpul aşchierii, având mai multe muchii aşchietoare decât burghiul (vezi fig.4.36). Se folosesc în mod obişnuit două tipuri de alezoare:

a) manuale; b) de maşină;

având coada cilindrică sau conică. Dinţii alezorului asemeni burghiului pot fi drepţi sau elicoidali. Unele variante de alezoare pot avea dinţii reglabili între anumite limite, pentru a compensa uzura din timpul prelucrării.

Alte alezoare pot avea dinţii aplicaţi, situaţie care permite reglajul acestora între limite mai mari.

Fig.4.36 Tipuri de alezoare.


139

4.7 Procesul tehnologic de rectificare

Rectificarea este un proces tehnologic de prelucrare prin aşchiere, care implică interacţiunea dintre granulele abrazive (scula aşchietoare) şi materialul piesei de prelucrat, la viteze de aşchiere mari, respectiv adâncimi de aşchiere foarte mici. Aşchiile ce se degajă în timpul operaţiei se formează într-o manieră asemănătoare modului de formare a aşchiei întâlnit în alte procese tehnologice de aşchiere.

Dezvoltarea de materiale abrazive de diferite tipuri şi proprietăţi, precum şi mai buna înţelegere a mecanismului formării aşchiei în procesele de aşchiere abrazive au plasat procesul de rectificare şi variantele acestuia printre cele mai importante procese tehnologice de aşchiere. Rezultatele ce pot fi obţinute în decursul diferitelor tipuri de operaţii de prelucrare abrazivă se încadrează într-un domeniu destul de larg, de la cele mai fine suprafeţe ca rugozitate, până la suprafeţe cu rugozitate mare, caracteristice proceselor tehnologice de aşchiere de productivitate mare. Particulele abrazive cu rol de sculă aşchietoare pot fi libere, montate pe o folie sau o bandă de material prin intermediul unui liant, sau montate prin intermediul unui liant în diverse forme (disc, taler etc.).

Adâncimea de aşchiere t este foarte mică, de obicei de ordinul a 0.05 ÷ 0.12 mm, motiv pentru care arcul de contact şi implicit aşchia sunt mici. Piesa de prelucrat prinsă pe masa maşinii de rectificat, execută mişcări rectilinii alternative (de dute – vino). Discul abraziv (în cazul rectificării cu disc abraziv) execută mişcarea principală de aşchiere, prin rotaţia în jurul axei proprii cu turaţia n (foarte mare). Avansul este executat de piesă periodic, după fiecare cursă dublă, sau la capătul fiecărei curse. Direcţia avansului este perpendiculară pe direcţia de mişcare a piesei.

Mecanica procesului de aşchiere este relativ aceeaşi pentru toate procesele de prelucrare abrazive, diferenţele apărând în funcţie de spaţiul dintre granulele abrazive active (cele în contact cu materialul piesei), rigiditatea granulelor abrazive, respectiv tipul şi proprietăţile liantului.

Procesele de prelucrare abrazivă prezintă două caracteristici unice. Pentru început, fiecare granulă abrazivă are o muchie aşchietoare şi multe astfel de muchii pot aşchia simultan. În acest fel, folosind maşini-unelte adecvate se pot obţine suprafeţe de o calitate foarte bună şi precizii geometrice şi de formă ridicate. În al doilea rând, datorită durităţii mari a granulelor abrazive, materiale foarte rezistente cum sunt oţelurile dure, sticla, carburile metalice sau materialele ceramice pot fi prelucrate cu uşurinţă. Prin urmare, procesele abrazive nu sunt doar importante în industrie, ele sunt esenţiale. Multe produse moderne cum ar fi maşinile-unelte, automobilele, avioanele etc., nu ar putea fi prelucrate în lipsa acestor procedee.


140

4.7.1 Materiale abrazive

Un abraziv este un material având o duritate suficient de mare pentru a putea tăia sau zgâria alte materiale. Abrazivi naturali au existat din toate timpurile. De exemplu nisipul a fost utilizat încă din epoca pietrei la prelucrarea uneltelor sau armelor. Primele roţi abrazive din piatră, neavând o structură omogenă în întreaga masă nu au dus la obţinerea de rezultate notabile. În plus se uzau foarte repede şi neuniform. Un abraziv natural mai bun este alumina (Al2O3) în amestec cu magnetita (Fe3O4) în prezenţa unui liant, fiind folosit pe suport de hârtie sau suport textil.

În prezent, abrazivi naturali cu certă valoare comercială sunt cuarţul, siliciul, garnetul şi diamantul. În ultimul timp piaţa industrială a fost invadată de o multitudine de materiale abrazive artificiale.

Duritatea reprezintă una dintre proprietăţile cheie ale materialelor abrazive. Tabelul 4.2 prezintă lista principalelor materiale abrazive şi duritatea lor, măsurată în unităţi Knoop [Kg/mm2].

Tabelul 4.2 Materialul

abraziv Anul

descoperirii Duritatea [Knoop]

Temp. de descompunere

Domeniul de utilizare

Cuarţ (SiO2) - 320 1713 oC Sablare

Oxidul de aluminiu (Al2O3)

1893 1600 - 2100 1700 – 2400 oC

Mai dur decât carbura de siliciu, utilizat la prelucrarea oţelurilor, fontelor, alamei etc.

Carburi metalice

1891 2200 - 2800 1500 – 2000 oC

Utilizate la prelucrarea alamei, bronzurilor, aluminiului, oţelurilor turnate şi oţelurilor inoxidabile.

Nitrura cubică de bor (CBN)

1957 4200 - 4700 1200 – 1400 oC

Folosită la prelucrarea oţelurilor dure, oţelurilor inoxidabile, oţelurilor aliate cu cobalt şi nichel şi a carburilor metalice acoperite.

Diamantul industrial

1955 6000 - 9000 700 – 800 oC

Utilizat la rectificarea neferoaselor, a carburilor pe bază de tungsten şi a materialelor ceramice.


141

Granulele abrazive trebuie să fie capabile să se descompună doar la temperaturi ridicate. Alte două proprietăţi importante ale granulelor abrazive sunt: a) capacitatea muchiilor aşchietoare ale granulelor de a se uza şi b) capacitatea granulelor abrazive de a se fractura, ambele proprietăţi fiind în opoziţie cu duritatea. În procesul de rectificare, capacitatea granulelor de a se fractura este foarte importantă deoarece prin fracturare, granulele abrazive uzate permit eliberarea din masa corpului abraziv a unor muchii noi, ascuţite.

Diamantul este materialul cu duritatea cea mai mare. Diamantele naturale folosite în procesele industriale sunt acele varietăţi translucide, cu multe impurităţi, ce nu sunt utilizate la fabricarea bijuteriilor. Totodată, sunt utilizate diamantele industriale (sau sintetice), obţinute sub forma unor cristale de dimensiuni mici, de culoare neagră. Discurile abrazive pe bază de diamant sunt utilizate la rectificarea plăcuţelor din carburi metalice sau mineralo-ceramice, ori pentru corectarea geometriei altor corpuri abrazive. Diamantele sunt folosite numai atunci când utilizarea altor materiale abrazive mai ieftine nu conduce la rezultatele dorite. Diamantul natural folosit în procesele industriale (cel translucid, cu multe impurităţi) poartă denumirea de garnet.

Abrazivii artificiali datează din 1891 când E.G.Acheson, în încercarea de a fabrica pietre preţioase, a descoperit modul de a produce carbura de siliciu (SiC). Carbura de siliciu se obţine prin încărcarea unui cuptor electric cu siliciu (sub formă de nisip), cocs, clorura de sodiu (NaCl) şi rumeguş. Prin trecerea unui curent de intensitate mare prin încărcătura din cuptor, se obţine o temperatură de aproximativ 2200 oC, temperatură care se menţine timp de mai multe ore, rezultând o masa solidă de carbură de siliciu. După răcirea cuptorului, masa de cristale se zdrobeşte, granulele de SiC se sortează apoi cu ajutorul unor site. Cristalele de carbură de siliciu sunt comercializate sub denumirea de carborund sau crystolon.

Oxidul de aluminiu (Al2O3) este cel mai utilizat abraziv artificial. Se produce tot în cuptoare electrice cu arc, din bauxită, pilitură de fier şi cocs. În masa de Al2O3 se obţin ca impurităţi hidroxid de aluminiu, oxid feric etc. După răcirea cuptorului, masa de oxid de aluminiu se zdrobeşte şi granulele obţinute se sortează după mărime. Denumirea comercială a oxidului de aluminiu este alundun sau aloxită. Deşi mai puţin dur decât carbura de siliciu, oxidul de aluminiu are totuşi o duritate foarte mare. Nitrura cubică de bor (CBN – Cubic Boron Nitride) nu se găseşte sub formă naturală. Ea se produce la temperaturi şi presiuni ridicate, în prezenţa unui catalizator. CBN este un material deosebit de dur, ajungând la 4700 pe scara Knoop a durităţii. Este al doilea în privinţa durităţii, după diamant. Dar duritatea unui material abraziv nu reprezintă totul! Nitrura cubică de bor depăşeşte diamantul în ceea ce priveşte rezistenţa la temperaturi ridicate. La temperatura de 650 oC la care diamantul natural trece în CO2 pur (diamantele industriale se descompun la


142

temperaturi cuprinse în intervalul 600 – 700 oC), CBN continuă să-şi menţină duritatea şi integritatea chimică. Abia la temperatura de 1400 oC, CBN îşi schimbă forma structurii atomice din cubică în hexagonală, pierzându-şi duritatea. CBN se foloseşte în decursul rectificării la viteze de ordinul a 1800 ÷ 3600 m/min (30 ÷ 60 m/s), cu costuri mici pe piesă (sau pe operaţie). CBN este produsă de General Electric Co. din SUA, sub denumirea de borazon. 4.7.2 Mărimea şi geometria granulelor abrazive

Pentru a creşte performanţele operaţiilor de rectificare, granulele abrazive sunt sortate după mărime, cu ajutorul unor site mecanice. Numărul de găuri pe inch liniar la o sită determină mărimea particulei abrazive. Astfel, o particulă abrazivă corespunzătoare nr.24 poate trece printr-o sită având 24 găuri/inch, dar nu poate trece printr-o sită având 30 găuri/inch. Necesităţile practice au dus la clasificarea granulelor după mărimea lor, după cum urmează:

a) grosolane, cuprinse în intervalul 4 ÷ 24; b) medii, 30 ÷ 60 (inclusiv); c) fine, având mărimea cuprinsă între 70 şi 600.

Carbura de siliciu se poate obţine la o granulaţie cuprinsă între 2 şi 240 iar Al2O3 între 4 şi 240. Pentru operaţiile de suprafinisare, granulaţiile încep de la 120 pentru nitrura cubică de bor, respectiv de la 400 pentru diamant. Granulele abrazive având mărimea cuprinsă în intervalul 240 ÷ 600 sunt utilizate în mod obişnuit pentru honuire şi lepuire.

Diametrul granulei se poate estima în funcţie de mărimea ochiurilor sitei. Diametrul mediu al granulei se determină cu relaţia:

][;78.17][;7.0 mms

dsauinchs

d gg ≈≈

unde s este numărul sitei. Exemplu

Pentru o sită cu 600 ochiuri/inch, diametrul mediu al granulei este:

mmmdg μ6.290296.0600

78.17==≈

Relativ la mărimea granulei, numai un procent mic (2 ÷ 5%) din suprafaţa acesteia

devine activă la un moment dat. Aceasta înseamnă că adâncimea de aşchiere (avansul pe

(4.47)


143

granulă) faţă de diametrul granulei, este foarte mică. De aici rezultă că aşchiile sunt foarte mici. Cu cât diametrul granulelor folosite este mai mic, cu atât numărul granulelor active pe unitatea de suprafaţă este mai mare. Aşchiile detaşate de granule de pe suprafaţa piesei de prelucrat devin mai fine şi în consecinţă rugozitatea suprafeţei prelucrate este mai bună. Deci rugozitatea suprafeţei prelucrate poate fi controlată prin mărimea granulaţiei abrazivului. Totodată, cu cât mărimea granulelor este mai mică, cu atât productivitatea operaţiei se micşorează.

Geometria sculei aşchietoare (la procedeele de aşchiere abrazive fiecare granulă

lucrează ca o sculă aşchietoare) este dată de forma granulei abrazive. Unghiul de degajare diferă de la o granulă la alta, având valori negative sau pozitive (vezi fig.4.37), de la -60o la +45o. Spaţiul liber dintre granule joacă rolul canalelor pentru degajarea aşchiilor. După cum am spus, nu există o valoare anume pentru unghiul de degajare, acesta prezentând o variaţie într-un domeniu larg. Putem spune că mai degrabă există o distribuţie a valorilor unghiului de degajare γ.

Granulele abrazive având unghiuri de degajare puternic negative nu vor produce aşchii, ele vor freca sau zgâria suprafaţa de prelucrat. Astfel, aşchierea abrazivă este o combinaţie de tăiere, zgâriere şi frecare, procentul din fiecare depinzând de geometria granulelor. Cum granulele abrazive în permanenţă se tocesc, se fracturează şi eliberează granule având muchii ascuţite dar cu geometrie diferită, procentajul corespunzător aşchierii frecării respectiv zgârierii se modifică în permanenţă. Cea mai mare cantitate din energia consumată în procesul de frecare respectiv zgâriere este înmagazinată de către piesa de prelucrat sub formă de căldură. În procesul de aşchiere 95 ÷ 98% din energie (căldură) este înmagazinată de către aşchii.

α

ε

+ γ

ε

α

- γ

Fig.4.37 Variaţia geometriei granulei abrazive.


144

4.7.3 Rectificarea

Unul dintre procedeele de aşchiere abrazivă cel mai cunoscut este rectificarea, în care granulele abrazive sunt grupate prin intermediul unui liant, într-o masă compactă, având de cele mai multe ori forma unui disc (vezi fig.4.38).

În figura 4.38, t reprezintă adâncimea de aşchiere, vp – viteza piesei, v – viteza de

aşchiere, sp – avansul de pătrundere iar st – avansul în direcţie transversală. Avansul st în direcţie transversală are mărimea egală cu aproximativ ¼ ÷ ¾ din lăţimea discului abraziv. El se execută intermitent la fiecare capăt de cursă sau la fiecare capăt de cursă dublă.

Spaţiul dintre două granule alăturate defineşte structura corpului abraziv. In funcţie de mărimea spaţiului dintre granule, corpul abraziv (vezi fig.4.39) poate fi mai compact sau mai poros. La rectificare aşchiile produse sunt foarte mici, dar ele sunt formate printr-un mecanism combinat de compresie şi forfecare, întocmai ca-n cazul

sp

Rectificare în sensul avansului

st

v

t

fluid de aşchiere

Rectificare în sensul contrar avansului

+ vp

Fig.4.38 Schema rectificării plane.

Fig.4.39 Componenţii din structura corpului abraziv.

granulă abrazivă

puntiţă de liant

spaţiu liber


145

aşchierii ortogonale. Aşchiile din procesul de rectificare au cel mai adesea energie suficientă pentru a se topi sau arde în atmosferă. Aşchiile care ard sunt scânteile care se observă în decursul rectificării fără fluid de aşchiere. Deoarece aşchierea predomină în comparaţie cu frecarea şi zgârierea, tocirea muchiilor granulelor abrazive şi fracturarea acestora are loc continuu ceea ce conduce la eliberarea de noi granule abrazive având muchii ascuţite. Spunem că discul abraziv se autoascute.

Pe măsură ce muchiile aşchietoare ale granulelor se tocesc, forţele de aşchiere cresc şi tendinţa de fracturare sau desprindere a granulelor uzate din masa corpului abraziv creşte. Tendinţa de desprindere a granulelor din masa corpului abraziv poate fi contolată prin rezistenţa liantului dintre granule, rezistenţă cunoscută sub numele de grad. Prin urmare gradul corpului abraziv este o măsură a rezistenţei liantului dintre granule. El depinde de doi factori şi anume: a) tipul materialului liantului şi b) cantitatea de liant folosită. Dacă forţa necesară desprinderii unei granule este mică, atunci spunem că liantul este moale. Dimpotrivă, dacă forţa necesară desprinderii granulei din masa corpului abraziv este mare, spunem că liantul este tare. 4.7.4 Raţia G

Odată cu desprinderea continuă a granulelor, corpul abraziv îşi modifică dimensiunile.

Raţia G este definită drept raportul dintre volumul de material aşchiat şi volumul de material pierdut de corpul abraziv. În cazul operaţiilor de rectificare convenţionale, raţia G este cuprinsă în domeniul 20:1 la 80:1. Raţia G reflectă volumul de lucru pe care-l poate depune un corp abraziv într-un volum de timp, echivalent cu durabilitatea lui. Odată cu pierderea de material, corpul abraziv trebuie corectat şi apoi repoziţionat.

Un corp abraziv tipic (convenţional) constă din 50% particule abrazive, 10% liant şi 40% pori. Performanţele unui corp abraziv depind într-o măsură mare de următorii factori:

a) valoarea medie a forţei necesare dislocării unei granule din masa corpului abraziv; b) tipul structurii corpului abraziv (mărimea şi distribuţia porilor); c) mărimea şi structura granulelor abrazive; d) proprietăţile granulelor abrazive (duritate, capacitate de uzură respectiv de

fracturare); e) geometria muchiilor aşchietoare ale granulelor (unghiul de degajare şi raza de

racordare a muchiilor aşchietoare în comparaţie cu adâncimea de aşchiere); f) parametri de proces tehnologic (viteza de aşchiere, avansul, tipul fluidului de

aşchiere) şi tipul rectificării (cilindrică, plană). Analiza acestor factori ilustrează complexitatea procesului tehnologic de rectificare şi


146

dificultatea controlării lui. 4.7.5 Tipuri de lianţi

Tipul liantului este un factor important în alegerea corpului abraziv. El determină valoarea rezistenţei corpului abraziv şi prin aceasta valoarea maximă a vitezei de aşchiere. Liantul determină şi comportamentul elastic al corpului abraziv. Corpul abraziv poate să fie tare sau rigid, ori poate să fie flexibil. In final, putem spune că liantul determină valoarea forţei necesare dislocării granulei abrazive uzate din masa corpului abraziv şi prin urmare joacă un rol foarte important în procesul de aşchiere. Lianţii au o compoziţie de o asemenea manieră încât puntiţa de liant dintre granule să nu se fractureze mai devreme ca granula abrazivă să se tocească. Dintre lianţii mai des folosiţi putem aminti:

a) Lianţi vitrificaţi. Ei se compun dintr-o serie de cleiuri şi alte substanţe ceramice. Particulele abrazive sunt amestecate cu aceste cleiuri în stare umedă, astfel încât fiecare granulă este acoperită (învelită) de liant. Corpurile abrazive sunt realizate din acest amestec, prin presare şi uscare. Viteza de aşchiere este de 28 ÷ 33 m/s sau uneori chiar de peste 80 m/s.

b) Răşini fenolice. Deoarece aceşti lianţi pot fi obţinuţi într-o varietate de forme chimice (având proprietăţi diferite), corpurile abrazive folosind astfel de lianţi pot opera în condiţii de lucru variate. În amestec cu fibre de sticlă şi răşini fenolice asemeni unui material compozit, corpul abraziv va avea o elasticitate sporită, putând prelua şi eforturi laterale.

c) Lianţi pe bază de silicaţi. Folosesc în compoziţie silicaţi de sodă (waterglass) drept liant. Amestecul este pus în forme şi ţinut la o temperatură de 260 oC timp de o zi sau chiar mai mult. Deoarece astfel de corpuri abrazive sunt mai fragile şi nu atât de rezistente ca corpurile abrazive vitrificate, granulele abrazive sunt eliberate mai uşor.În consecinţă aceste corpuri abrazive lucrează la temperaturi ale suprafeţei de prelucrat mai mici decât cele corespunzătoare roţilor votrificate şi sunt deci utile în cadrul acelor operaţii în care temperatura trebuie menţinută sub o anumită limită.

d) Lianţi pe bază de Shellac. Corpurile abrazive sunt formate prin presarea în forme a amestecului de shellac şi granule abrazive. Amestecul este menţinut la temperatura de 150 oC timp de mai multe ore. Acest liant este destinat pentru corpuri abrazive subţiri, puternice, având o oarecare elasticitate.

e) Lianţi pe bază de cauciuc. Sunt destinaţi corpurilor abrazive ce lucrează la viteze mari, dar trebuie să aibă în acelaşi timp şi o oarecare flexibilitate. Cauciucul, sulfuri şi alţi agenţi de vulcanizare sunt amestecaţi împreună cu granulele


147

abrazive. Corpurile abrazive cu lianţi pe bază de cauciuc pot lucra la viteze de aşchiere de peste 80 m/s.

f) Corpuri superabrazive. Sunt realizate prin electroplacare sau impregnare. Cele impregnate folosesc lianţi răşinile, metalul sau lianţii vitrificaţi.

4.7.6 Procedee de rectificare 4.7.6.1 Rectificarea convenţională

Rectificarea convenţională este o variantă a procedeului de rectificare ce se caracterizează printr-o productivitate mare, comparabilă sau chiar mai mare decât productivitatea la frezare, strunjire sau broşare. Precizia geometrică este de asemnenea comparabilă cu cea a procedeelor de aşchiere amintite. Această variantă a rectificării produce deformaţii plastice locale în suprafaţa de prelucrat. De asemenea procedeul induce în suprafaţa piesei prelucrate o cantitate mare de căldură provocând arsuri ale suprafeţei, decarburări, microfisuri, deformaţii termice locale. In suprafaţa piesei se induc tensiuni interne remanente. Toate aceste defecte cumulate fac acest procedeu impropriu prelucrării pieselor la care trebuie evitate ruperea la oboseală sau coroziunea chimică etc. 4.7.6.2 Rectificarea manuală

Rectificarea manuală a suprafeţelor este utilizată de regulă pentru îndepărtarea bavurilor rămase de la operaţiile anterioare, ca turnarea sau forjarea. Se execută de regulă manual şi nu se urmăreşte nici precizia geometrică şi nici o calitate deosebită a suprafeţelor. Pentru operativitate se folosesc aparate portabile cu acţionare electrică sau pneumatică, aparate ce sunt capabile să dezvolte turaţii foarte mari. 4.7.6.3 Rectificarea uşoară

Rectificarea uşoară înlocuieşte rectificarea convenţională în operaţiile care necesită prelucrarea fină a suprafeţelor, fără a induce în suprafaţa prelucrată tensiuni remanente sau microfisuri. Adaosul de prelucrare este de 0.1 ÷ 0.25 mm, în timp ce adâncimea stratului afectat de operaţiile de rectificare convenţională este de 0.12 ÷ 0.17 mm. Materialele sensibile la deformaţii termice sau tensiuni de suprafaţă sunt oţelurile cu rezistenţă mare, oţelurile refractare aliate cu nickel, oţelurile aliate cu cobalt, titan etc. Pentru îndepărtarea


148

straturilor superficiale defecte se pot folosi în continuare honuirea, lepuirea sau suprafinisarea. 4.7.7 Corecţia discului abraziv

În decursul operaţiei de rectificare, concomitent cu uzura muchiilor aşchietoare ale granulelor, există tendinţa de umplere a spaţiilor dintre granulele situate la suprafaţa corpului abraziv cu particule din materialul piesei prelucrate (fenomen cunoscut sub numele de îmbâcsire). Urmare acestui fapt, odată cu îmbâcsirea corpului abraziv, în timpul operaţiei de rectificare, vor predomina fenomenele de zgâriere şi frecare, în

detrimentul aşchierii, rezultând arderea suprafeţei prelucrate.

Din acest motiv, precum şi datorită dislocării continue a granulelor abrazive din

st

Fig.4.40 Corecţia discului abraziv cu ajutorul unui corp metalic profilat, confecţionat din material dur (carburi metalice), prin avans de pătrundere.

15o

st

Fig.4.41 Corecţia profilului corpului abraziv, cu ajutorul unui dispozitiv cu vârf de diamant (pentru serii mici sau medii de fabricaţie). Avansul de pătrundere este de regulă sp = 0.025 mm/trecere.


149

masa corpului abraziv, periodic corpul abraziv trebuie corectat, apoi repoziţionat. Corecţia corpurilor abrazive se face de regulă cu ajutorul diamantului sau prin moletare.

Maşinile moderne de rectificat sunt echipate cu dispozitive de corecţie a corpului abraziv, în mod continuu sau intermitent, fără oprirea procesului de rectificare. Corecţia constă din forţarea unei role dintr-un material dur (carburi metalice sau oţel rapid) având profilul identic cu cel al piesei de prelucrat, să pătrundă în corpul abraziv. Se utilizează lichide de răcire cu debit mare (5 ÷ 10 galoane/min). Rola, prin forţa exercitată asupra corpului abraziv, provoacă dislocarea granulelor abrazive de pe suprafaţa corpului abraziv, permiţând continuarea aşchierii (în detrimentul frecării sau zgârierii). Acest procedeu seamănă foarte mult cu cel de strunjire profilată cu avans transversal. 4.7.8 Identificarea discului abraziv

Tipul fiecărui corp abraziv este în mod obligatoriu marcat pe acesta. După ANSI (American National Standard Institute) identificarea tipului corpului abraziv se face conform tabelului 4.3.

Tabelul 4.3

Tip

abraziv Mărime granulă Grad Structură Tip liant

51 A 36 L 5 V 23 Grad

Pre-fix

Dură Me-die Fină Extra fină Moale Mediu Tare

Dens la poros Tip liant

8 30 70 220 A E I M Q V 1 9 10 36 80 240 B F J N RW 2 10 12 46 90 280 C G K O S X 3 11 14 54 100 320 D H L P T Y 4 12 16 60 120 400 U Z 5 13 20 150 500 6 14 24 180 600 7 15 8 16 etc.

Sim

bol a

l pro

du-căt

orul

ui c

e in

dică

tipu

l exa

ct a

l ab

razi

vulu

i (opţio

nal)

A – oxid de alu-miniu

C – oxid de siliciu

B – răşini feno-lice

BF – răşini armate

E – shellac O – oxychlo-

ride R – cauciuc RF – cauciuc

armat S – silicaţi V – liant

vitrificat

Mar

caj a

l pro

ducă

toru

lui p

entru

iden

tific

are

Forma geometrică şi mărimea corpului abraziv reprezintă un criteriu de selecţie

deosebit de important. Evident, forma geometrică şi mărimea corpului abraziv trebuie să permită un contact potrivit cu suprafaţa de rectificat. Discurile abrazive sunt standardizate (conform ANSI) în opt forme geometrice (vezi fig.4.42).


150

Tipurile 1, 2 şi 5 sunt folosite în special la rectificări cilindrice exterioare sau interioare ori pentru rectificarea suprafeţelor plane. Tipul 2 poate fi folosit la rectificări atât cu partea periferică cât şi cu una dintre suprafeţele plane laterale. Tipul 7 este folosit în mod special pe maşinile de ascuţit scule.

Principalele operaţii executate prin rectificare sunt:

1. Drept

2. Cu o degajare

3. Cu degajare dublă

4. Conic 8. Farfurie

7. Taler conic

6. Taler drept

5. Cilindru

Fig.4.42 Forme geometrice standard ale corpurilor abrazive.


151

a) retezare (se folosesc discuri abrazive foarte subţiri, având în constituţia lor lianţi organici);

b) Rectificare cilindrică între vârfuri; c) Rectificare cilindrică fără vârfuri; d) Rectificare cilindrică interioară; e) Rectificare manuală (îndepărtarea bavurilor sau a adaosurilor mari de material,

fără a acorda prea mare atenţie la toleranţe sau calitatea suprafeţei); f) Rectificare plană; g) Rectificarea faţetelor sculelor aşchietoare; h) Rectificare manuală (fără aparatură portabilă).

4.7.9 Măsuri de tehnica securităţii muncii la rectificare

Datorită vitezelor mari de aşchiere, discurile abrazive trebuie să fie foarte bine echilibrate. O masă neechilibrată în mişcare de rotaţie începe să vibreze şi datorită rezistenţei opuse de materialul piesei de prelucrat, discul abraziv se poate fisura, rupe, producând accidente deosebit de grave.

De obicei sunt cel puţin patru cauze care conduc la astfel de accidente. Pentru început trebuie să precizăm că de multe ori, discurile abrazive sunt folosite la viteze mai mari decât cele pentru care sunt destinate. Toate discurile abrazive trebuie să fie (şi sunt) marcate cu valoarea maximă a turaţiei la care pot fi folosite. În procesul de fabricaţie al corpurilor abrazive, acestea (toate) sunt testate la viteze mult peste limita admisă, în aşa fel încât utilizarea lor la viteze de aşchiere date de turaţia limită înscrisă, să nu prezinte nici un pericol. Un al doilea motiv cauzator de accidente este folosirea unui disc abraziv care a fost cândva scăpat pe jos, sau lovit de un corp tare. În acest caz este posibil ca în corpul abraziv să existe o fisură ce se poate mări în timpul funcţionării la turaţii mari şi provoca în acest mod accidente. Un disc abraziv care a fost scăpat pe jos nu poate fi folosit decât după testarea lui pe standuri special construite pentru aşa ceva. O fisură oricât de mică poate să existe chiar dacă ea este nesesizabilă cu ochiul liber. Un al treilea motiv cauzator de accidente este dat de folosirea unui disc abraziv în alt mod decât cel pentru care discul a fost proiectat (de exemplu folosirea unui disc ce a fost proiectat să execute rectificări cu partea periferică şi la rectificări cu partea laterală). A patra cauză a accidentelor este dată de faptul că unii muncitori înlătură (fără motiv şi de nescuzat!) apărătorile de la discul abraziv şi utilizează maşina de rectificat în acest mod.


152

4.7.10 Utilizarea fluidelor de aşchiere la rectificare

Deoarece pe lângă fenomenele de zgâriere şi respectiv frecare a suprafeţei de prelucrat, rectificarea implică aşchierea suprafeţei, utilizarea fluidelor de aşchiere în cazul acestor operaţii se bazează pe aceleaşi principii ca şi-n cazul celorlalte operaţii de aşchiere.

La rectificare, utilizarea unui fluid de aşchiere trebuie să se facă la un debit suficient de mare şi corect orientat astfel ca aşchiile degajate în timpul operaţiei să fie îndepărtate şi nu prinse între discul abraziv şi suprafaţa de rectificat. In cazul oţelurilor dure, utilizarea fluidelor de aşchiere previne apariţia microfisurilor în suprafaţa piesei datorită încălzirilor locale foarte puternice.

Pe lângă calităţile de bun răcitor, dacă fluidul de aşchiere este şi un bun lubrifiant, poate contribui la creşterea semnificativă a performanţelor operaţiei de rectificare. 4.7.11 Maşini de rectificat

Maşinile de rectificat se clasifică după tipul suprafeţelor pe care le prelucrează. Operaţiile de rectificare, indiferent de tipul maşinii de rectificat se realizează în unul din următoarele trei moduri:

a. Adâncimea de aşchiere se obţine prin avansarea discului abraziv în piesă (sau a piesei înspre discul abraziv). Suprafaţa dorită se generează prin mişcările de avans longitudinal ale mesei maşinii de rectificat respectiv a mişcărilor de avans transversal.

b. Rectificarea cu avans transversal (rectificarea de profilare). c. Rectificarea în plin (discul abraziv este reglat la adâncimea maximă).

Valori uzuale pentru rectificarea cu nitrură cubică de bor drept abraziv sunt ilustrate în tabelul 4.4.

Tabelul 4.4

Variabila Rectificare

convenţională Rectificare în plin

Rectificare cu viteză mare

Viteza de aşchiere 28 ÷ 48 m/s 25 ÷ 45 m/s 60 ÷ 130 m/s

Viteza mesei 0.4 ÷ 0.8 m/s

(24 ÷ 48 m/min) 0.002 ÷ 0.025 m/s (0.12 ÷ 1.5 m/min)

0.025 ÷ 0.1 m/s (1.5 ÷ 6 m/min)

Avansul de pătrundere (mm/trecere)

0.012 ÷ 0.038 2.5 ÷ 6.35 6.35 ÷ 12.8

Fluidul de aşchiere 10% ulei solubil Ulei sulfurat pentru rectificare, aplicat cu un debit de aproximativ 80 ÷ 100 gal/min.


153

Maşinile de rectificat plan se deosebesc în funcţie de poziţia arborelui port-disc şi respectiv tipul mesei pe care se fixează piesa astfel:

a. maşini de rectificat plan cu ax orizontal (masa maşinii execută mişcări rectilinii alternative);

b. maşini de rectificat plan cu ax vertical (masa maşinii execută deasemenea mişcări rectilinii alternative);

c. maşini de rectificat plan cu ax orizontal şi masă rotativă; d. maşini de rectificat plan cu ax vertical şi masă rotativă.

4.7.12 Rectificarea cilindrică 4.7.12.1 Rectificarea între vârfuri

Rectificarea între vârfuri este procedeul cel mai des utilizat în cazul rectificărilor cilindrice exterioare. Discul abraziv (vezi fig.4.42) se roteşte cu o viteză de aproximativ 30 ÷ 50 m/s, în timp ce

piesa prinsă între vârfuri se roteşte mai lent, cu o viteză de aproximativ 0.4 ÷ 0.6 m/s (24 ÷ 48 m/min). În punctul de contact discul abraziv şi piesa au direcţii opuse de mişcare (sensul de rotaţie este acelaşi). Avansul de pătrundere sp determină diametrul final al piesei rectificate. Din acest motiv se impune un control atent al acestei mişcări.

sp

sl

nda

np

sp nda

np

+ . sl

Fig.4.42 Schema cinematică a rectificării cilindrice între vârfuri.


154

Pentru rectificarea unor suprafeţe cilindrice interioare, piesa se poate prinde în mandrina universal din arborele principal al maşinii de rectificat. 4.7.12.2 Rectificarea în plin

Este o operaţie de rectificare cu avans longitudinal, într-o singură trecere. Discul abraziv are un con de atac şi este proiectat să lucreze atât cu partea periferică cât şi cu cea conică.

Fig. 4.43 Schema de principiu al rectificării în plin. 4.7.12.3 Rectificarea fără vârfuri

Rectificarea fără vârfuri se utilizează atât pentru suprafeţe cilindrice exterioare cât şi interioare. Piesa se introduce liber între două discuri abrazive care se rotesc în acelaşi sens. Discul conducător (cu liant pe bază de cauciuc) are rolul de a imprima mişcarea de rotaţie piesei. Viteza discului conducător este de 15 ÷ 60 m/min. Axa discului conducător face unghiul θ cu axa discului rectificator (θ = 5 ÷ 6o la degroşare şi respectiv θ = 0.5 ÷ 1o la finisare). Pentru că între piesa cilindrică şi discul conducător există un contact liniar, forma discului conducător este hiperboloidală (vezi fig. 4.44).

sl

κ

np

nda

Κ ≈ 2o pe o lungime de 6 ÷12 mm


155

Viteza periferică vp a discului conducător este: ;cosθ⋅= dcp vv

iar viteza longitudinală vl a piesei: ;sinθ⋅= dcl vv

Datorită alunecărilor dintre piesă şi discul conducător, viteza piesei va fi în realitate ceva mai mică decât viteza teoretică:

;sinθη ⋅⋅= dcl vv

unde η = 0.9 ÷ 0.98.

Fig.4.44 Schema de principiu a rectificării fără vârfuri.

Dintre avantajele rectificării fără vârfuri amintim:

a. operaţia se desfăşoară rapid, avansul este continuu; b. nu sunt necesari muncitori cu calificare superioară; c. adesea procedeul se desfăşoară în mod automat; d. în momentul începerii aşchierii, întreaga operaţie se desfăşoară de la sine; e. nu apar distorsiuni (deformaţii) ale piesei în timpul operaţiei; de aici şi precizia

ridicată a procedeului; f. se pot utiliza discuri de rectificat de diametre mari (de aici şi durabilitatea mare a

(4.48)

(4.49)

(4.50)

θ

ndc

nda

np

h

+ sl


156

discului abraziv). Dezavantajele principale ale rectificării fără vârfuri constau în următoarele:

a. pentru desfăşurarea operaţiei sunt necesare maşini speciale de rectificat, care nu pot desfăşura alte tipuri de operaţii;

b. piesa trebuie să fie cilindrică, fără trepte (există totuşi varianta rectificării până la opritor). Oricum, piesa nu poate avea zone necilindrice (de ex. profil hexagonal pe o anumită porţiune).

c. la prelucrarea diametrelor interioare, nu se garantează concentricitatea dintre suprafaţa interioară şi cea exterioară.

Există deasemenea maşini speciale de rectificat fără vârfuri, destinate prelucrării bilelor sau suprafeţelor conice. Obs. Intre axele centrelor discurilor rectificator şi conducător respectiv axa piesei de rectificat există o distanţă h (vezi fig. 4.44), piesa fiind întotdeauna deasupra liniei centrelor discurilor rectificator şi conducător. Mărimea h a acestei distanţe este:

][;510

mmdh +≈

4.7.12.4 Rectificarea cu avans de pătrundere

Rectificarea cu avans de pătrundere (vezi fig.4.45) este similară procesului de rectificare profilată cu avans transversal, de care s-a amintit mai sus. Parametrii tehnologici de lucru sunt similari cu cei ai procedeelor de rectificare descrise deja, cu observaţia că trebuie acordată o atenţie deosebită avansului de pătrundere sp, de care depinde în mod nemijlocit precizia geometrică a suprafeţei rectificate.

Fig.4.45 Schema de principiu a rectificării cu avans de pătrundere.

s nda

np

(4.51)


157

4.8 Honuirea

Honuirea este un procedeu de aşchiere abrazivă ce utilizează corpuri abrazive de granulaţie foarte fină în vederea îndepărtării unui strat foarte subţire de material (vezi fig.4.46). Viteza de aşchiere este mult mai mică decât în cazul rectificării.

Capul de honuit execută o mişcare combinată dintr-o mişcare rectilinie alternativă (oscilatorie) cu viteza v0 şi una de rotaţie lentă cu viteza vr. Viteza rezultantă notată vc este viteza de aşchiere. Urmele lăsate de barele de honuit în aşchiere sunt încrucişate după unghiul Δ. Procedeul se utilizează la finisarea alezajelor şi înlătură o serie de erori ca ondulaţii, conicităţi (de valori mici), urme ale muchiilor aşchietoare rămase de la operaţiile precedente etc.

Adaosul de prelucrare la honuire este de ordinul a 0.12 mm sau chiar mai mic. Uneori, honuirea se poate executa şi manual, dar de regulă ea se execută automat. Granulele abrazive ale barelor de honuit au mărimea cuprinsă în domeniul 80 ÷ 600. Barele sunt dispuse echidistant pe periferia capului de honuit.

bareta de honuit

viteza de oscilaţie viteza de rotaţie viteza de aşchiere

unghiul dintre traiectorii

piesa

Fig.4.46 Construcţia capului de honuit, mişcările necesare şi urmele lăsate de barele de honuit în aşchiere.


158

Tabelul 4.5 Scopul urmărit

Parametri Abrazivi

convenţionali Diamant

Nitrură cubică de Bohr

Productivitate mare

Vc (m/min) Ps (N/mm2)

20 – 30 1 – 2

40 – 70 2 – 8

35 – 90 2 – 4

Calitate bună a suprafeţei

Vc (m/min) Ps (N/mm2)

5 – 30 0.5 – 1.5

40 – 70 1 - 3

20 – 60 1 - 2

Pe lângă mişcările de lucru, capul de honuit exercită asupra barelor de honuit şi o uşoară presiune, necesară realizării aşchierii. Precizia geometrică ce se obţine în mod curent la honuire este de ordinul a 5 ÷ 7 μm. Operaţia de honuire este scurtă, un ciclu complet de prelucrare (inclusiv montarea şi demontarea piesei de pe maşină) durează în mod obişnuit sub 1 minut. 4.8 Superfinisarea Superfinisarea este o variantă a honuirii care se aplică la suprafeţele plane în mod obişnuit, dar se poate aplica şi la suprafeţe cilindrice. Bareta de material abraziv execută o presiune uşoară asupra suprafeţei de prelucrat. Deasemenea bareta execută curse alternative dese şi scurte (400 cicluri pe minut, cursa de lucru fiind mai mică de 5 ÷ 6 mm). Adaosul de prelucrare la superfinisare este de obicei sub 0.05 mm. Operaţia de superfinisare se face în prezenţa unui debit mare de fluid de aşchiere, cu rol de răcire respectiv de îndepărtare a aşchiilor. 4.9 Lepuirea Lepuirea este un proces abraziv de finisare a suprafeţelor (cilindrice sau plane), în care particulele abrazive fine se găsesc libere între suprafaţa de prelucrat şi suprafaţa unui corp dintr-un material moale (de la material textil la fontă sau cupru etc.). Din cauză că se foloseşte un material moale, particulele abrazive tind să pătrundă în corpul acestuia. Materialul moale pe post de sculă de lepuit se deplasează relativ faţă de suprafaţa de prelucrat, astfel că particulele abrazive încastrate în materialul moale al sculei de lepuit, detaşează aşchii fine din suprafaţa piesei de prelucrat. Acest proces de aşchiere apare întotdeauna când două materiale (unul mai dur şi altul mai moale) între care sunt particule abrazive se freacă unul de celălalt.


159

La lepuire particulele abrazive au o granulaţie de la 120 în sus. Adaosul de prelucrare este de regulă sub 0.025 mm. Datorită acestui fapt, lepuirea se utilizează doar pentru înlăturarea urmelor lăsate de discul abraziv la rectificare, de exemplu. În principiu, pot fi lepuite orice materiale, indiferent de duritatea lor. Totuşi nu se pot lepui materiale oricât de moi din cauza tendinţei granulelor abrazive de încastrare în masa materialului. Lepuirea se poate executa atât manual cât şi pe maşini speciale de lepuit. Datorită productivităţii slabe a procedeului, de regulă costul operaţiilor de lepuire este mare.

bara delepuit

microneregularităţile suprafeţei piesei

interstiţiul de lubrifiant în amestec cu material abraziv

Fig.4.47 Schema operaţiei de lepuire.


160

4.10 Probleme şi întrebări

1. Ce tipuri de suprafeţe pot fi generate prin strunjire? 2. Prin ce diferă strunjirea profilată de strunjirea cilindrică interioară sau exterioară? 3. Care este principala diferenţă dintre strunjirea frontală şi strunjirea de retezare? 4. Care operaţie efectuată pe strung nu produce aşchii? 5. De ce arborele principal al strungului este tubular? 6. Care sunt atribuţiile saniei longitudinale a strungului universal? 7. În câte moduri poate fi prinsă o piesă pe strung în vederea prelucrării? 8. Cum poate fi antrenată în mişcare de rotaţie pe strung, o piesă prinsă între vârfuri? 9. Ce se va întâmpla în situaţia în care prelucrăm prin strunjire o piesă prinsă între

vârfuri, iar acestea nu sunt corect aliniate? 10. De ce se recomandă ca lungimea în consolă a cuţitului de strung să fie cât mai

mică? 11. Dacă muchia aşchietoare a cuţitului de strung este reglată sub planul orizontal care

trece prin axa piesei, ce se poate întâmpla? 12. În câte moduri se poate prelucra pe strung o suprafaţă conică interioară sau

exterioară? 13. Faţă de care diametru se calculează turaţia piesei în cazul operaţiei de strunjire

frontală? 14. De ce sunt recomandate valori mici ale avansului şi adâncimii de aşchiere în cazul

operaţiilor de strunjire interioară faţă de operaţiile de strunjire exterioară la acelaşi diametru?

15. În ce mod influenţează raza la vârf a cuţitului de strung rugozitatea suprafeţei prelucrate?

16. Ce efect au depunerile de material pe tăişul sculei asupra preciziei dimensionale a piesei? Dar asupra sculei aşchietoare?

17. De ce strunjirea interioară asigură coaxialitatea dintre alezajul prelucrat şi axa piesei, în timp ce operaţia de burghiere pe strung, nu?

18. De ce operaţia de frezare generează suprafeţe plane mai bune calitativ din punctul de vedere al rugozităţii decât rabotarea?

19. Care sunt diferenţele de bază dintre frezarea cilindrică şi frezarea frontală? 20. Care metodă de frezare (în sens contrar avansului sau în sensul avansului)

consumă mai puţină putere? Explicaţi răspunsul? 21. Care sunt criteriile de bază utilizate la clasificarea frezelor?


161

22. De ce metoda de frezare în sensul avansului conduce la uzura mai rapidă a frezei decât metoda în sensul avansului, atunci când prelucrăm prin degroşare o piesă turnată în formă de nisip?

23. Care este avantajul frezelor cilindrice cu dinţi elicoidali în comparaţie cu frezele cu dinţi drepţi în cazul frezării cilindrice?

24. Care sunt operaţiile necesare pentru executarea unui canal în formă de T într-o placă metalică?

25. Care este destinaţia şi principiul de funcţionare al capului divizor? 26. Capătul axului capului divizor poate fi conectat la capătul axului şurubului

avansului longitudinal al mesei maşinii de frezat. Explicaţi la ce poate folosi o astfel de conexiune?

27. Care este scopul discului cu găuri dispuse concentric, montat pe axa manetei capului divizor?

28. De ce trebuie să cunoaştem numărul de dinţi ai frezei atunci când calculăm viteza de avans la operaţia de frezare?

29. La frezarea cilindro-frontală a unei piese din oţel, cu o freză având dinţii armaţi cu plăcuţe din carburi metalice acoperite cu TiN, valorile recomandate pentru avans şi viteza de aşchiere sunt sd = 0.12 ÷ 0.25 mm/dinte, respectiv v = 60 m/min. Freza are diametrul Df = 200 mm şi z = 10 dinţi. Calculaţi turaţia n a frezei şi viteza de avans vf.

30. Calculaţi timpul de bază necesar frezării unei suprafeţe plane de 600 mm lungime, 125 mm lăţime, folosind o freză cu diametrul Df = 150 mm, având 8 dinţi armaţi cu plăcuţe din carburi de tungsten. Determinaţi parametri regimului de aşchiere. Se recomandă utilizarea unui avans sd = 0.12 ÷ 0.35 mm/dinte şi o viteză de aşchiere v = 60 ÷ 90 m/min.

31. Care sunt particularităţile procedeului de broşare în comparaţie cu celelalte procedee de prelucrare prin aşchiere?

32. Putem utiliza o pânză de fierăstrău de lăţime mare drept broşă? De ce, sau de ce nu?

33. Cinematica maşinilor de broşat este simplă în comparaţie cu cinematica altor tipuri de maşini-unelte. Pe ce se bazează această afirmaţie?

34. De ce procedeul de broşare este destinat în general producţiei de masă? 35. Care este primul lucru ce trebuie calculat la proiectarea unei broşe? 36. De ce proiectarea unei broşe este atât de strâns legată de operaţie ce trebuie

executată? 37. Care sunt metodele utilizate la reducerea mărimii forţelor respectiv a puterii

consumate în decursul operaţiei de broşare?


162

38. De ce pasul, respectiv raza de racordare a golului dintre doi dinţi consecutivi au o importanţă atât de mare la proiectarea broşei?

39. De ce viteza de aşchiere la broşare este mai mică în comparaţie cu vitezele de aşchiere ale celorlalte procedee de aşchiere?

40. Care sunt avantajele unei construcţii modulare a broşei? 41. De ce marea majoritate a broşelor sunt construite din oţeluri aliate de scule sau

oţeluri rapide, în loc de carburi metalice? 42. Este necesară prelucrarea unei găuri înfundate, având profil pătrat în secţiune

transversală. Iniţial se execută o gaură înfundată prin burghiere. Este posibilă prelucrarea profilului pătrat al găurii prin broşare?

43. Care este diferenţa dintre procedeul tehnologic de rabotare pe shaping respectiv pe maşina de rabotat?

44. Care sunt căile de creştere a productivităţii operaţiei de rabotare? 45. Care este legătura dintre avansul pe dinte la frezare şi avansul pe cursă dublă la

rabotare? 46. O suprafaţă plană de 300 mm lungime trebuie prelucrată prin broşare. Broşa

utilizată este de construcţie monobloc, având o supraînălţare a dinţilor de 0.12 mm. Care este valoarea distanţei de pas dintre doi dinţi consecutivi? Dacă adaosul de material de îndepărtat în decursul operaţiei este de 6.3 mm, câţi dinţi de degroşare va avea broşa? Care este lungimea zonei de degroşare a broşei? Consiideraţi că broşa are câte 5 dinţi pentru semifinisare şi finisare iar supraînălţarea acestora este de 0.025 mm.

47. Dacă o broşă trebuie să îndepărteze de pe o piesă din fontă un adaos de material gros de 6.5 mm, lăţimea de prelucrare w = 75 mm, lungimea piesei Lw = 450 mm iar supraînălţarea dinţilor de 0.1 mm, care este lungimea zonei de degroşare a broşei? Consideraţi tf = ts = 0.05 mm, iar zs = zf = 5 dinţi.

48. In condiţiile de la problema 47, estimaţi numărul maxim al dinţilor broşei aflaţi simultan în contact cu materialul piesei, precum şi productivitatea operaţiei. Se consideră o viteză de aşchiere v = 10 m/min.

49. Câte rotaţii pe minut trebuie să execute volantul unui shaping pentru a obţine o viteză medie de 36.6 m/min, în condiţiile în care lungimea cursei shapingului 2l = 254 mm?

50. Un shaping este acţionat de către un motor electric având puterea de 5.6 KW. Puterea maximă ce poate fi consumată în procesul de aşchiere reprezintă 75% din puterea motorului electric. Energia specifică totală din procesul de aşchiere este de 0.03 W/mm3 pe minut. Care este adâncimea maximă ce poate fi aleasă în cadrul operaţiei de rabotare a unei suprafeţe de 305 x 305 mm, ştiind că avansul este de


163

0.64 mm/cd, iar viteza de aşchiere de 25 m/min? Care este timpul total necesar prelucrării suprafeţei?

51. Care sunt criteriile ce determină mărimea unghiului de înclinare a elicei dinţilor burghiului elicoidal?

52. Ce se poate întâmpla atunci când un burghiu nu este corect ascuţit? 53. De ce marea majoritate a găurilor prelucrate prin burghiere sunt ceva mai mari

decât valorile specificate ale diametrelor burghielor? 54. De ce creşte momentul de torsiune odată cu lungimea găurii prelucrate? 55. De ce trebuie ca fluidele de aşchiere folosite în cazul operaţiei de găurire să aibă

calităţi de lubrifiant mai bune decât în cazul altor operaţii de aşchiere? 56. De ce forţa axială la burghiere variază odată cu avansul burghiului? 57. Ce se poate întâmpla dacă în timpul operaţiei de găurire, fixăm piesa de prelucrat

pe masa maşinii de găurit doar cu mâinile? 58. Care este scopul principal al operaţiei de alezare? 59. Să presupunem că am ales un avans prea mare pentru operaţia de burghiere. Ce se

poate întâmpla? 60. Care sunt procedeele de aşchiere ce utilizează particule abrazive drept sculă

aşchietoare? 61. Care este legătura dintre rugozitatea suprafeţei prelucrate şi mărimea granulei

abrazive? 62. De ce oxidul de aluminiu (Al2O3) este mai frecvent utilizat decât carbura de siliciu

(SiC) drept material abraziv? 63. Ce tipuri de materiale sunt folosite drept liant la fabricarea corpurilor abrazive? 64. La ce este importantă capacitatea de fracturare a granulei abrazive? 65. Ce se întâmplă la corecţia corpului abraziv? 66. De ce este important spaţiul dintre granule la construcţia unui corp abraziv? 67. De ce nu se uzează scula de lepuit, chiar dacă ea este făcută dintr-un material mai

moale decât materialul piesei de prelucrat? 68. Care este legătura dintre uzura discului abraziv şi productivitatea prelucrării prin

aşchiere? 69. Care sunt cauzele cele mai frecvente ale accidentelor din cadrul operaţiilor de

rectificare? 70. Probabil cunoaşteţi următorul fenomen: clădirile care au scări de marmură prezintă

o uzură a treptelor în zonele în care lumea obişnuieşte să păşească. Cu cât se urcă mai sus, la etajele superioare, uzura treptelor este tot mai mică. Ţinând cont că talpa pantofilor este din piele sau cauciuc (materiale mult mai moi în comparaţie cu marmura) explicaţi de ce se uzează scările? Precizaţi de ce scările cele mai de


164

jos sunt uzate mai tare în comparaţie cu treptele de la etajele superioare? 71. Explicaţi de ce o particulă de dimensiuni mici dintr-un material, poate fi utilizată

la prelucrarea abrazivă a unei suprafeţe din acelaşi material?

5

FABRICAŢIA ASISTATĂ DE CALCULATOR 5.1 Introducere

Termenul CAD/CAM este atât de mult folosit încât pare a reprezenta un concept foarte bine definit. După F.J.A.M. van Houten [van Houten1991], el se poate defini în modul următor: - CAD poate reprezenta orice între un suport electronic de desen (ecranul calculatorului) şi un sistem electronic complet automat (hardware + software) pentru reprezentarea grafică a unui produs ; - CAM poate reprezenta orice între un sistem numeric de control şi maşina-unealtă complet automatizată, în vederea prelucrării complete a unui produs. De fapt, termenul CAD/CAM se scrie în mod uzual, cu ajutorul unei bare înclinate / (slash), ceea ce poate simboliza ideea de integrare dintre CAD şi CAM, respectiv: automatizarea procesului de pregătire a proceselor şi operaţiilor (the automation of process and operations planning). Interesul manifestat în industrie pentru automatizarea proceselor de producţie a crescut vertiginos, în special datorită cererii pieţei de produse foarte diverse, în serii mici de fabricaţie. În producţia de serie mică respectiv unicate, activitatea de automatizare a proceselor tehnologice şi pregătire a operaţiilor, a devenit miezul central al sistemului de control logistic şi tehnologic. Necesitatea creării de programe pe calculator, care să automatizeze această activitate, este mereu crescândă. Orice program pe calculator ce poate furniza date în domeniul automatizării proceselor tehnologice de prelucrare (cum sunt de pildă postprocesoarele), pot fi identificate drept Computer Aided Process Planning sau pe scurt CAPP. După cum reiese şi

Fig.5.1 CAPP - factor de integrare CAD/CAM.

CAD CAPP CAM


166

din figura 5.1, CAPP reprezintă legătura vitală dintre CAD şi CAM. 5.2 Fabricaţia asistată de calculator (CAM) Un sistem de fabricaţie asistată de calculator realizează monitorizarea şi controlul diferitelor faze ale procesului de fabricaţie folosind o structură ierarhizată de calculatoare. Predecesoarele marilor sisteme CAM sunt sistemele NC convenţionale şi adaptive. În timp ce NC controlează procese individuale, folosind un ciclu cu feed-back al informaţiei, CAM controlează un spectru larg de procese legate între ele, folosind pentru monitorizare o reţea informaţională integrată. Sistemul CAM ideal trebuie să aibă trei atribute: • să solicite o intervenţie minimă din partea utilizatorului; • să fie flexibil şi să permită programarea individuală a proceselor; • să poată fi interfaţat cu sistemele de proiectare asistată (CAD,CAPP,CAI,

...). 5.2.1 Structura ierarhică CAM Un sistem CAM complet are o structură ierarhică formată din două sau trei niveluri de calculatoare [Kals1982] : calculatoare mici folosite pentru monitorizarea şi controlul proceselor individuale, un calculator de putere mare, care monitorizează şi transmite instrucţiuni unui grup de calculatoare mici, precum şi un calculator central care alimentează sistemul cu informaţii (vezi fig.5.2). 5.2.2 Elementele unui sistem CAM Eficienţa unui sistem CAM depinde de buna integrare a hardware-ului şi software-ului în fluxul informaţional general. Hardware-ul CAM cuprinde maşini-unelte CNC, echipamente de verificare, calculatoare şi perifericele aferente lor. Software-ul CAM este o reţea de sisteme de programare, folosită pentru monitorizarea, procesarea şi în final, controlul fluxului datelor, precum şi al hardware-ului. Proiectarea constructivă şi tehnologică este în general executată de către calculatorul central prin intermediul unor procesoare specializate. Astfel, proiectarea (designul) este efectuată de utilizator, cu ajutorul unor programe de modelare geometrică, în timp ce proiectarea tehnologică se execută automat de către

Fabricaţia asistată de calculator

167

programele CAPP. Execuţia programelor de comandă numerică, controlul calităţii produsului sunt operaţii executate de către un minicalculator, legat printr-o interfaţă cu calculatorul de mare putere. Există în permanenţă posibilitatea schimbului de informaţii între baza de date şi calcuatoare.

B AZA DE DATE CAM

Date de proiectareDate NC de prelucrareDate pentru monitorizare si controlDate pentru controlul calitatiiDate despre prelucrabilitateRapoarte manageriale

CALCULATO R CENTRAL

Calculator de putere mare

calculator

Prelucrare NC

Controlul calitatii

Proiectare constructiva CAD

Proiectare tehnologica CAPP

Fig.5.2 Configuraţia generală a unui sistem CAM.

5.2.3 Sisteme NC controlate de calculator În cadrul unui sistem CAM, maşinile NC trebuie să primească informaţii de la calculatorul central şi să-i transmită informaţiile aferente desfăşurării procesului tehnologic prin feed-back. Aceste comunicaţii nu pot fi realizate de controlerele maşinilor-unelte cu NC obişnuite, fiind necesar controlul prin calculator. Avantajele acestui control sunt: • calculatorul de control primeşte informaţiile direct din baza de date,

eliminând perforatoarele şi cititoarele de bandă perforată ; • informaţiile procesului în curs, necesare controlului fabricaţiei, sunt

transmise calculatorului, ce le poate stoca sau transmite nivelului de control


168

superior ; • funcţiile NC sunt realizate modular şi deci sunt uşor de extins şi întreţinut ; • programele piesă NC stocate în memoria calculatorului pot fi editate direct

de la consolă, consola constituind de asemenea şi un mijloc excelent de comunicaţie între operator şi maşina-unealtă cu NC ;

• maşinile-unelte cu NC pot fi situate la mare distanţă de calculatorul central, putându-se astfel controla un număr foarte mare de echipamente NC .

Au fost dezvoltate două sisteme distincte de control şi anume CNC şi DNC. Ele au fost definite de către Electronic Industries Association, în felul următor: • Un sistem CNC foloseşte programe stocate în memoria unui calculator

pentru a realiza câteva sau toate funcţiile de control numeric a controlerului unei maşini-unelte CNC ;

• Un sistem DNC foloseşte programe stocate în memoria unui calculator central pentru a realiza câteva sau toate funcţiile de control numeric a controlerelor mai multor maşini-unelte CNC şi de transmitere şi recepţie a informaţiilor la, respectiv de la maşini-unelte.

5.3 Automatizarea proceselor tehnologice de fabricaţie Planificarea procesului tehnologic (Process Planning) este o activitate de pregătire detaliată în vederea prelucrării unui reper, sau a unui ansamblu. Conform definiţiei date de Society of Manufacturing Engineers, Process Planning constă în determinarea metodelor prin care un produs poate fi prelucrat economic şi competitiv [Alting1989]. Funcţie de mărimea producţiei, gradul de detaliere a procesului tehnologic poate varia. Dacă planificarea procesului tehnologic include o elaborare detaliată a operaţiilor, atunci avem de-a face cu o planificare a proceselor şi operaţiilor (Process and operations planning). În producţia de serie mare şi de masă, activitatea de planificare şi pregătire a proceselor tehnologice are loc încă înainte de instalarea echipamentelor de prelucrare, iar planele de proces tehnologic sunt virtual încorporate în planele de mecanizare a sistemelor de prelucrare. Sistemele flexibile de prelucrare, devin aproape total inflexibile, dacă informaţiile necesare în procesul de prelucrare nu sunt furnizate suficient de rapid. În producţia de serie mică, timpul necesar pregătirii fabricaţiei, excede adesea timpul efectiv de prelucrare. Sistemele complexe de prelucrare automată sunt deosebit de scumpe şi adesea, utilizarea lor se justifică greu din punct de vedere economic. Acesta este şi motivul necesităţii proiectării unor procese tehnologice deosebite din punct de vedere al productivităţii. Prelucrarea unor piese de probă, pe cât posibil trebuie


169

evitată! Programele NC de prelucrare a pieselor, trebuie să fie corecte atât din punct de vedere geometric cât şi tehnologic. Din diverse motive, cum ar fi schimbarea maşinilor-unelte datorită defectării sau uzurii morale, întregul proces tehnologic trebuie reproiectat rapid. Acest scop nu poate fi atins fără o înaltă flexibilitate şi eficienţă a compartimentului de pregătire a fabricaţiei, eficienţă obţinută numai în condiţiile folosirii sistemelor CAPP. 5.3.1 Metode CAPP Două metode sunt recunoscute ca tradiţionale şi anume metoda Variant, respectiv Generative. Oricum, cu dezvoltarea rapidă a noilor metode, multe sisteme CAPP nu urmează întocmai una dintre cele două metode, ci mai degrabă optează pentru o metodă combinată. Metoda VARIANT, de generare a procesului tehnologic este comparabilă cu metoda manuală tradiţională unde procesul tehnologic pentru un produs nou este proiectat prin compararea cu un proces tehnologic existent, făcut pentru un produs asemănător. În general, produsele sunt grupate în familii de produse. Sistemul CAPP are o bază de date în care se memorează un proces tehnologic standard, care include toate operaţiile necesare a fi executate pentru piesele din familia respectivă. Prin intermediul unui dialog interactiv între utilizator şi calculator, noul proces tehnologic este generat, pe baza procesului tehnologic standard, asociat grupului (familiei) de produse. În comparaţie cu metoda manuală de elaborare a procesului tehnologic, generarea automată a procesului tehnologic, de către un sistem CAPP, prin metoda VARIANT, este mult mai avantajoasă, datorită posibilităţilor uriaşe de stocare şi manevrare a informaţiilor pe calculatorul electronic. În consecinţă, deciziile ce trebuie luate, precum şi proiectarea efectivă a tehnologiei pentru produsul nou, necesită efort şi timp minim. Deasemenea, procedurile pot fi standardizate prin crearea de baze de date în vederea prelucrării şi structurarea acestora după specificul şi necesităţile intreprinderilor. Astfel, sistemele CAPP de tip VARIANT odată organizate, proiectarea procesului tehnologic poate fi efectuată foarte rapid şi în condiţii de calitate maximă, respectiv preţ de cost minim. În anumite situaţii practice, se pot ivi dificultăţi în proiectarea procesului tehnologic aferent produsului nou, datorită de pildă marii diversităţi de forme geometrice ale produselor, gabaritului lor, preciziei necesare la prelucrare, calităţii materialului, cererii pieţei, etc. Totuşi, cel mai mare dezavantaj al acestei metode este dat de faptul că justeţea unui proces tehnologic depinde în foarte mare măsură de experienţa inginerului tehnolog. Calculatorul electronic este doar o unealtă ce-l asistă pe tehnolog, în proiectarea manuală a procesului tehnologic. Cu toate acestea, metoda este foarte răspândită. Principalele motive sunt: • investiţia este mică, iar timpul de lucru scurt. Aceasta, îndeosebi pentru

intreprinderile de mărime mică şi medie, care doresc să-şi dezvolte propriile


170

grupe de cercetători ; • costul investiţiei cu aparatură şi respectiv cu munca depusă pentru

dezvoltarea software-ului este redus, mai ales în intreprinderile în care tipul produselor nu variază prea mult.

În cazul metodei Generative, procesele tehnologice sunt realizate ca urmare a unor decizii logice, relaţii matematice, algoritmi tehnologici şi baze de date geometrice, tehnologice, având drept rezultat unic, un proces tehnologic de realizare a produsului finit. Regulile de prelucrare şi posibilităţile echipamentelor disponibile, sunt stocate în baze de date, pe calculator, de către sistemul CAPP. În timpul rulării sistemului CAPP, un proces tehnologic pentru un anumit produs, poate fi realizat fără nici o intervenţie din partea tehnologului. Pentru un sistem CAPP de tip Generative, datele de intrare pot fi ori fraze rezultate în urma dialogului interactiv dintre utilizator (tehnologul) şi sistemul CAPP, ori informaţii grafice extrase dintr-un fişier CAD, prin intermediul unei interfeţe. Prima variantă de introducere a datelor de intrare printr-un dialog interactiv calculator-tehnolog, este varianta cea mai des întâlnită în sistemele CAPP existente, în timp ce a doua variantă este mai puţin dezvoltată, datorită complexităţii ei. Oricum, o interfaţă între sistemul CAPP şi un fişier de intrare CAD, este întotdeauna necesară, în vederea realizării unui sistem de prelucrare integrat. S-au depus eforturi deosebite în vederea realizării interfeţelor dintre sistemele CAPP şi CAD. Termenii: recunoaştere a caracteristicilor pieselor - feature recognition, preluarea caracteristicilor - feature extraction, adaptarea caracteristicilor - feature refinement, înţelegerea geometriei - geometry reasoning, sunt noţiuni amintite doar pentru a atrage atenţia asupra preocupărilor mai importante din acest domeniu. Foarte multe sisteme CAPP de generare a proceselor tehnologice, după metoda Generative, au fost deja realizate. Astfel, putem aminti sistemele APPAS (Wysk, 1977), CMPP (Waldman, 1983), EXCAP (Davies şi Darbyshire, 1984), XPLAN (Lenau şi Alting, 1986) , PART (Houten şi Erve, 1991) etc. Marele avantaj al sistemelor bazate pe metoda Generative, este acela că activitatea de proiectare a procesului tehnologic este complet automatizată. Aceste sisteme sunt destinate marilor intreprinderi şi colective de cercetare, a căror cerere de produse este deosebit de variată şi-n serii mici de fabricaţie. Metoda Semi-generative este o metodă intermediară între primele două, prezentate mai sus şi este încă o metodă relativ nouă. În 1982, Emerson şi Ham, au prezentat un sistem CAPP bazat pe această metodă, sistem numit ACAPS [Alting1989]. Acest sistem CAPP genera procesul tehnologic de prelucrare a unui produs, printr-o metodă apropiată de metoda Generative, dar nu identică. Ea avea, faţă de metoda Variant, avantajul de a reduce interacţiunea tehnolog-calculator, în special în situaţiile secvenţelor de operaţii standardizate, a deciziilor bazate pe tabele de date sau relaţii matematice. Aceasta are drept rezultat reducerea timpului respectiv a costului total al operaţiilor de proiectare. Văzută din această perspectivă, metoda Semi-generative poate fi definită ca o combinaţie între metodele Variant şi Generative,


171

în care un proces tehnologic proiectat într-o versiune iniţială, este modificat după cerinţele produsului, înainte de a fi dat spre execuţie. Aceasta înseamnă că deciziile logice, relaţiile matematice şi algoritmii tehnologici precum şi schemele de codificare a geometriei în vederea extragerii caracteristicilor geometrice ale produsului (cum ar fi dimensiunile şi toleranţele, poziţia şi rugozitatea suprafeţelor) sunt rezolvate de către sistemul CAPP. La prima vedere paşii de lucru ai sistemului sunt aceiaşi ca ai sistemului bazat pe metoda Generative de proiectare a procesului tehnologic, dar acesta trebuie ulterior examinat iar erorile, în caz că există, trebuie corectate. Totuşi modificările ce trebuie aduse sunt puţine, iar interactiunea tehnolog - calculator este mai redusă decât în cazul metodei Variant. Din punctul de vedere al construirii sistemelor CAPP, probabil că metoda Semi-generative nu constituie cea mai bună alegere, dar ea creşte competitivitatea sistemului CAPP, în comparaţie cu un sistem CAPP bazat pe metoda Variant. Utilizarea la scară industrială a sistemelor CAPP bazate pe metoda Semi-generative de proiectare a proceselor tehnologice, are avantajul de a mări productivitatea proiectării procesului tehnologic, de a reduce cota de participare a tehnologului la execuţia procesului tehnologic şi nu în ultimul rând de a asigura calitativ procesul tehnologic. 5.3.2 Tehnici de implementare Sistemele CAPP au fost implementate relativ la o arie foarte întinsă de tehnologii curente. Cele mai cunoscute metode de realizare a sistemelor CAPP sunt bazate pe conceptele GT (Group Technology), bottom - up , top - down , respectiv AI (Artificial Intelligence) şi ES (Expert Systems) a) Tehnologia de grup (GT) Conceptul de GT a fost introdus pentru prima oară de către Sokolovski, la Leningrad, prin 1943. Din păcate, ideea nu a fost larg răspândită decât pe la începutul anilor '70, odată cu apariţia şi utilizarea intensivă în cadrul industriei, a conceptelor de tehnologie asistată de calculator şi respectiv sisteme flexibile de fabricaţie (FMS). În cazul tehnologiilor de grup, piesele (produsele) sunt împărţite în grupe de piese (familii), având aceleaşi caracteristici, sau caracteristici similare. Se cunosc cinci metode de clasificare a pieselor în familii de piese [Alting1989] : • metoda manuală/vizuală, prin care clasificăm piesele în familii de piese (ex:

familia pieselor de tip arbore, flanşă, roată dinţată, etc.), dar metoda este destul de limitată ;


172

• nume piesă/funcţie : este o metodă ce grupează piesele în funcţie de numele piesei respectiv rolul acesteia în funcţionarea unui anumit ansamblu. Şi această metodă este destul de limitată, mai ales în cazurile în care identificarea unei piese trebuie făcută după numele acesteia ;

• analizarea procesului tehnologic : este o metodă ce grupează piesele pe familii de piese ce se execută de pildă pe o anumită maşină-unealtă, sau grupe de maşini-unelte, aceasta constituind adesea punctul de vedere al inginerului tehnolog ;

• clasificarea şi codificarea : este o metodă ce exploatează la maximum toate beneficiile aduse de GT. Se foloseşte la generarea familiilor de piese pentru prelucrarea pe grupe de maşini-unelte sau celule flexibile de fabricatie ;

• programarea matematică/sisteme expert : este o metodă relativ nouă de generare a familiilor de piese prin codificarea lor cu ajutorul unor algoritmi matematici ce se execută pe calculator .

În prezent clasificarea şi codificarea pieselor este metoda cea mai des utilizată de marea majoritate a sistemelor CAPP, bazate pe metoda Variant de generare a procesului tehnologic. Un exemplu este sistemul DCLASS, realizat de către Allen şi Smith în 1980, la Bringham Young University din U.S.A., sau Multiclass II respectiv Multicapp II, ce constituie două grupe ale unui larg spectru de sisteme GT, elaborate de OIR (Organization for Industrial Research) . În acelaşi timp, tehnologiile de grup au fost introduse şi în sistemele CAPP bazate pe metoda Generative. O metodă integrată de generare a unei baze de date pentru GT, metodă bazată pe tehnici AI, este abordată de sistemul ACPSAP, realizat la Penn.State University. Un alt exemplu mai recent, este cel al sistemului PART, realizat la University of Twente din Enschede, Olanda, în 1991 [Alting1989]. b) Metoda inversă (BOTTOM-UP) Această metodă, după cum ne sugerează şi numele ei, presupune generarea tehnologiei de prelucrare a unei piese, schiţând operaţiile de prelucrare necesare începând de la piesa finită şi terminând cu semifabricatul. Metoda se pretează la sistemele CAPP ce generează procesul tehnologic al unui produs, printr-o tehnică de tip Variant. c) Metoda directă (TOP-DOWN) Metoda directă, contrar metodei precedente, presupune generarea procesului tehnologic de prelucrare a unui produs, prin construirea de secvenţe ale operaţiilor de prelucrare, începând de la semifabricat şi terminând cu piesa finită. În acest sens, toate regulile


173

şi tehnicile strategiei de prelucrare (scenariu tehnologic), trebuie integrate în algoritmi capabili să opereze cu date de intrare puţine, date de intrare care să descrie geometria produsului precum şi condiţiile de precizie şi calitate impuse acesteia. c) Tehnici ale inteligenţei artificiale (AI) şi sisteme expert (ES) Termenul de inteligenţă artificială a fost introdus prima dată de către McCarthy, la M.I.T., pe la sfârşitul lui 1950. În ciuda amplelor studii legate de inteligenţa artificială, termenul de inteligenţă artificială rămâne controversat şi greu de definit. După Barr şi Feingenbaum [Bar1981], inteligenţa artificială este un domeniu al informaticii, ce are drept obiectiv conceperea sistemelor de calcul inteligente, cărora le putem asocia manifestări respectiv caracteristici proprii inteligenţei în comportamentul uman, cum ar fi: înţelegerea, învăţarea, raţionamentul, rezolvarea problemelor, etc. M.Drăganescu defineşte în [Drăgănescu1980] inteligenţa artificială ca o proprietate a structurilor informaţionale dinamice, construite din simboluri, indiferent de forma şi suportul lor fizic, implicând ordonarea sintactică a simbolurilor şi o semantică de ordinul I, caracterizată prin receptionarea de informaţii externe ei, pe plan pur informaţional, sau în raport cu o realitate materială (substanţială), prin construirea de modele proprii şi cunoaştere asupra acesteia, inclusiv de comunicare către acestea (Regulile de inferenţă sunt raţionamente elementare specifice, necesare operării asupra formulelor exprimate în limbajul logicii matematice). După Winston [Winston1984], inteligenţa artificială este un domeniu care se ocupă cu studiul ideilor ce permit calculatoarelor să devină inteligente. Tot Winston afirmă că o definiţie în sensul obişnuit al cuvântului este imposibil de dat, deoarece inteligenţa pare a fi un amalgam de talente de reprezentare a informatiei şi de prelucrare a acesteia. La rândul lui, Mircea Maliţa spune în [Maliţa1991], că inteligenţa artificială este un domeniu al ştiinţei ce-şi propune modelarea pe calculator a unor activităţi proprii inteligenţei naturale a oamenilor (calcule, inferenţe logice, raţionament de bun-simţ, raţionamente ştiintifice, alegeri între variante, decizii, precum şi recunoaşterea de forme, acţiuni sensomotrice, mişcări, deplasări, manipularea limbajului şi altele). După Popa C. [Popa1991], inteligenţa artificială este, într-un anumit sens, inteligenţă umană conservată în structuri semiotice, în baze de cunoştinţe şi programe complexe, apte să descrie operaţii logico-sintactice de inferenţă, dar şi unele operaţii semantice de interpretare şi adecvare a cunoştinţelor la situaţiile de fapt ivite. Susţinătorii inteligenţei artificiale cred că toate calităţile mentale ca: gândirea, simţămintele, inteligenţa, înţelegerea, conştiinţa, etc., pot fi privite drept caracteristici rezultate în urma execuţiei de către creierul uman, a unor algoritmi. După Hofstadter, conceptele noi


174

sunt rezultatul analizei structurii interne şi variaţiei conceptelor deja existente. În opinia lui, toate acestea se pot executa în baza unui algoritm. Minsky spune "minds are simply what brains do". Aşadar, o copie electronică a creierului, care necesită binenţeles o putere de calcul uriaşă şi algoritmi foarte sofisticaţi, va produce în mod spontan conştiinţă, înţelegere, inteligenţă şi creativitate. În termenii definiţiei lui Searle [Searle1980], toate metodele actuale, catalogate ca aparţinând inteligenţei artificiale, chiar şi acelea capabile de formularea, respectiv testarea anumitor ipoteze într-o manieră deosebit de riguroasă în comparaţie cu tehnicile convenţionale de programare, trebuie clasificate drept "inteligenţă artificială deficientă" sau "slabă". Rezultatele inteligenţei artificiale (cum sunt de pildă sistemele expert) nu sunt inteligente şi deci nu sunt capabile să genereze cunoştinţe noi. În esenţă, sistemele expert de exemplu, constau din algoritmi, ce diferă de programele convenţionale pe calculator, doar prin modalitatea de implementare. În anumite cazuri aceste noi tehnici de implementare pot constitui însă un handicap relativ la accesibilitate, mod de exprimare, performanţă, etc. Generaţiile prezente de programe pe calculator, incluzând şi cele catalogate ca aparţinând AI, pot soluţiona probleme obişnuite ale căror căi de determinare a soluţiilor posibile, sunt cunoscute, sau pot fi determinate prin asociaţie cu altele, între anumite limite. În conformitate cu anexa nr.1, din totalul sistemelor CAPP prezentate, 46% sunt realizate în S.U.A., 5% în Japonia, 7.5% în China, iar restul de 41.5% în Europa. Din cele 41.5 procente în Europa, doar 8.3% aparţin statelor din Europa de Est (Ungaria 8, Iugoslavia 3, Bulgaria 1, România 1 şi fosta URSS 1). Domeniul de operare al acestor sisteme expert este deosebit de divers. Astfel, cele mai multe sisteme expert au fost proiectate pentru procese tehnologice: a) de strunjire 36% b) de frezare şi găurire 15% c) de deformare plastică 6% d) roţi dinţate 5% e) asamblări mecanice 6% f) asamblări electrice 7% g) toate tipurile de procese mecanice 25% Referitor la limbajul de programare folosit, cele mai multe sisteme au fost proiectate la început în FORTRAN (26.5%), în PROLOG şi LISP (16%), foarte puţine în BASIC (cu excepţia lui MICAPP la Tennessee TU-USA, toate în China), iar cele mai multe sisteme au fost realizate în PASCAL şi C (peste 50%). Datorită multiplelor posibilităţi oferite de limbajul de programare C şi mai nou C++, în special ale acestuia din urmă, referitor la programarea orientată obiect, sistemele noi apărute pe piaţă, sunt relizate, în general, în C++.


175

Primele succese ale AI au fost în domeniul consultaţiilor şi diagnosticii medicale. Astfel putem aminti din cadrul domeniului medicinei sistemele expert MYCIN, NEOMYCIN sau MEDIKS, sisteme apărute prin anii '70. Sistemele CAPP în care sunt implementate tehnici ale inteligenţei artificiale, se numesc sisteme expert (ES) sau alteori sisteme bazate pe cunoştinţe (KBS) ori sisteme expert bazate pe cunoştinţe (KBES). Sistemele expert de baze de date sunt un domeniu tehnologic multidimensional, care grupează o serie de discipline cum ar fi programarea funcţională, programarea logică, teoria bazelor de date relaţionale, calculul relaţional, programarea orientată pe obiecte, disciplinele tehnologice, etc. Sistemele expert de baze de date pot fi definite ca sisteme pentru dezvoltarea aplicaţiilor care necesită prelucrarea directă a mulţimilor de date într-o manieră inteligentă, bazată pe cunoştinţe dintr-un anumit domeniu. Sistemele expert le putem defini ca programe aplicative de inteligenţă artificială bazate pe cunoaştere specializată de nivel înalt, nivel atins în societate de cei mai competenţi experţi umani ai domeniilor aplicative ce se implementează în aceste sisteme [van Houten1991]. După Alting L., sistemul expert poate fi definit ca un program capabil să înţeleagă noţiunile specifice ale unei anumite probleme şi să-şi folosească baza de date şi cunoştinţe pentru a putea sugera o anumită alternativă. 5.3.3 Funcţiile sistemelor CAPP Sistemele CAPP sunt proiectate pentru a asigura un înalt nivel de automatizare a planificării operaţiilor tehnologice de prelucrare din domeniul industriei constructoare de maşini. Aceste sisteme sunt capabile să recunoască automat elementele care trebuie prelucrate, dintr-un model B-Rep, CSG, sau de alt tip CAD al unei piese, stabilesc metodele de prelucrare şi sculele pentru fiecare dintre elementele determinate, aleg cele mai potrivite maşini-unelte şi dispozitive, determină traiectoriile sculelor şi condiţiile de aşchiere, calculează timpii de execuţie şi costurile aferente prelucrărilor, etc. În final sistemele CAPP generează programe NC corecte din punct de vedere geometric, tehnologic şi economic. Planificarea este făcută ţinându-se cont de toate restricţiile de ordin tehnic, cât şi de restricţiile referitoare la capacităţile de producţie şi de disponibilităţile resurselor materiale. Arhitectura unui astfel de sistem expert, trebuie să permită rapida adaptare a programului la diferitele metode de planificare a fabricaţiei, la nevoile specifice fiecărei intreprinderi în parte. În mod normal, derularea programului nu cere intervenţia utilizatorului, dar este de dorit existenţa unei interfeţe cu acesta în vederea monitorizării şi controlului întregului proces. Majoritatea sistemelor CAPP au o structură modulară ce condiţionează rularea programului într-o secveţă fixată anterior. Pe lângă lipsa de flexibilitate (de exemplu lipsa libertăţii de a alege întâi maşina-unealtă pe care se vor face prelucrările şi apoi sculele, sau


176

UTILIZATOR INTERFATA

SUPERVIZOR

invers), acest tip de arhitectură mai are şi alte dezavantaje. De pildă, fiecare modul are foarte multe rutine care, fiind ordonate secvenţial, trebuie terminate complet înainte ca următorul modul să poată lucra, aceasta având drept consecinţă timpul mare de execuţie pe calculator. Tot un dezavantaj este însăşi secvenţa fixă în care are loc derularea execuţiei programului. În ultimul timp, la proiectarea acestor sisteme s-a avut în vedere ca execuţia rutinelor sistemului să poată avea loc în paralel atunci când aceasta este posibilă şi de asemenea să fie asigurată comunicaţia între ele. Un modul al unui sistem CAPP cuprinde mai multe rutine (subprograme), fiecare dintre acestea reprezentând o anumită etapă a procesului tehnologic de fabricaţie. Se vor exemplifica mai detaliat funcţiile unui sistem CAPP pe un exemplu concret, cel al sistemului PART (Planning Activities for Researches and Technologies) realizat la Universitatea Twente din Enschede, Olanda, în cadrul Laboratories for Production Engineering Group condus de Prof.dr.ir. H.J.J. Kals [Kals1982]. În conformitate cu figura 5.3, funcţiile care realizează procesul tehnologic efectiv, sunt :

INTERFATA CU BAZA DE DATE

BAZA DE DATE

MODUL DE CONTROL

INTERFATA

IN-TER-FAT

ACAD

IC

EDI-TOR

MODE-LE

EM

IDENTI-FICAREPRIMI-TIVE

ID

SE-LEC-TAREMU

SMU

SE-LEC-TARE

DISPO-ZITIVE

SD

SE-LEC-TAREMET.PREL

SMP

COM-PILA-TORCNC

CCNC

SE-LEC-TARESCU-

LE

SS

CON-DITII

ASCH.

CA

PLA-NIF.PRO-DUC-TIE

PP

MODELATOR CPM

Fig. 5.3 Arhitectura sistemului expert PART .


177

• selecţia maşinii-unelte ; • selecţia dispozitivelor de aşezare şi fixare a piesei ; • selecţia metodelor şi secvenţelor de prelucrare ; • selecţia sculelor aşchietoare ; • calculul condiţiilor de aşchiere şi a traiectoriilor sculelor aşchietoare ; • planificarea capacităţilor de producţie . Modulele care asigură funcţiile de intrare / ieşire sunt : • importul din sistemele CAD ; • identificarea elementelor de prelucrat ; • crearea şi modificarea modelelor geometrice ; • generarea programului NC şi a documentaţiei tehnologice . Alte module importante ale sistemului sunt supervizorul, interfaţa cu utilizatorul, baza de date, respectiv modulul de control . 5.3.3.1 Supervizorul Fiecare modul cuprinde mai multe rutine, care pot fi rulate individual, numite faze. Arhitectura modulară a sistemului trebuie să permită utilizatorului să determine secvenţa în care vor fi executate fazele. Această secvenţă este specificată în aşa numitul scenariu. Scenariile sunt scrise într-un limbaj de descriere a scenariilor şi pot fi vizualizate. În conformitate cu scenariul, fazele sunt executate de către supervizor, acesta îndeplinind rolul de modul de control. În cazul sistemului PART, se poate impune ca fazele să fie executate secvenţial sau în paralel. Fazele comunică între ele prin intermediul bazei de date. Posibilitatea aplicării a mai multor scenarii face posibilă adaptarea sistemului la nevoile specifice unei anumite intreprinderi precum şi la diferite serii de fabricaţie respectiv nivele de complexitate a produselor. Scenariile pot urma diferite strategii de optimizare (planificarea off-line) sau obţinerea unor variante de proces tehnologic de fabricaţie cu un minim de efecte colaterale într-un timp cât mai scurt (planificarea on-line). Rularea în paralel a fazelor se poate realiza în cazul lui PART pe o reţea de calculatoare sau pe un calculator cu arhitectură multiprocesor. Acest lucru prezintă două avantaje: în primul rând, realizarea procesului tehnologic poate fi împărţită mai multor specialişti în diferite faze ale procesului tehnologic, iar în al doilea rând se poate folosi puterea de calcul a staţiilor grafice de lucru mai puţin solicitate, mărind astfel viteza de execuţie. Deşi rularea paralelă a modulelor complică structura lui PART şi crează probleme de programare, datorită executării paralele asincrone, se oferă posibilitatea adaptării sistemului la diferite situaţii şi optimizarea fabricaţiei. Optimizarea fabricaţiei se realizează prin generarea mai multor soluţii alternative, urmată de alegerea uneia


178

dintre ele în funcţie de un anumit criteriu de optimizare. Generarea acestor alternative multiple poate fi simţitor accelerată prin executarea paralelă a modulelor sistemului. 5.3.3.2 Interfaţa cu utilizatorul Pentru a permite utilizatorului să examineze rezultatele intermediare ale fazelor de execuţie a procesului tehnologic de fabricaţie, Interfaţa sistemului se recomandă să fie multi-windows, cu următoarele posibilităţi: • conversia modelelor B-Rep importate ; • crearea şi modificarea modelelor ; • mărirea respectiv rotaţia modelelor ; • obţinerea imaginilor umbrite sau cu o anumită textură ; • alegerea de către utilizator sau generarea unui semifabricat adecvat ; • identificarea elementelor geometrice de prelucrat ; • specificarea sau modificarea toleranţelor, rugozităţilor, filetelor, ajustajelor,

etc. ; • crearea şi modificarea ordinii de fabricaţie a diferitelor piese, a seriilor de

fabricaţie, a duratei fabricaţiei, etc. ; • alegerea scenariilor ; • pornirea, oprirea şi obţinerea unui rezumat al secţiunii de lucru ; • vizualizarea pas cu pas a generării procesului tehnologic ; • alegerea maşinii-unelte ; • vizualizarea configuraţiei dispozitivelor ; • vizualizarea rezultatelor unei anumite metode de prelucrare ; • vizualizarea sculelor şi a traiectoriilor lor ; • accesul la informaţiile din baza de date . 5.3.3.3 Baza de date Interfaţa dintre module şi baza de date trebuie să asigure accesul la date, indiferent de tipul lor. PART foloseşte o bază de date relaţională, care este accesibilă fie prin intermediul interfeţei, fie interactiv. Baza de date conţine printre altele : • scenarii ; • modele de piese şi semifabricate ; • descrierea tipurilor de elemente prelucrabile ;


179

• date despre maşini-unelte, materiale, scule, dispozitive, etc. ; • bază de cunoştinţe pentru prelucrări ; • strategii de lucru ; • modele de calcul şi parametrii tehnologici ; • sub formă de text: lista operaţiilor, lista sculelor utilizate, programe NC,

timpi de prelucrare şi costuri informative ale prelucrărilor, capacităţi de producţie, instrucţiuni de operare, etc. ;

• imagini ale mijloacelor de producţie ; • toate rezultatele intermediare . 5.3.3.4 Modulul de control Modulul de control este folosit pentru modificarea criteriilor de decizie. Prin aceasta sistemul poate fi adaptat condiţiilor şi nevoilor mediului de lucru. Modulul de control cuprinde programe de interfaţare cu baza de date, programe care asigură crearea, editarea şi vizualizarea : • posibilităţilor de prelucrare ; • metodelor de prelucrare ; • datelor referitoare la resursele de producţie ; • ansamblurilor preferenţiale de lucru . În plus, asigură întreţinerea bazei de date, crearea şi editarea alfa-numerică a : • scenariilor ; • descrierilor elementelor de prelucrat ; • strategiilor de interfaţare ; • seturilor de scule ; • modelelor de calcul şi a parametrilor tehnologici . 5.3.3.5 Modelatorul În prezent este general acceptat faptul că modelarea solidelor este singura tehnica ce ar trebui folosită pentru crearea şi manipularea modelelor geometrice. Doar modelele solide conţin fără ambiguităţi, toate informaţiile necesare descrierii formei pieselor. Dar pe lângă descrierea formei pieselor, modelatorul trebuie să integreze şi informaţii tehnologice, cum ar fi tipul materialului, rugozitatea suprafeţelor, toleranţele la dimensiuni, formă şi poziţie, etc.


180

Totuşi puţine modelatoare comerciale pot oferi această posibilitate de integrare în modelul geometric a informaţiilor tehnologice. 5.3.3.6 Editorul de modele Editorul de modele are rolul de creare, manipulare şi modificare a modelelor solide. În ultima variantă a sistemului PART, acest modul este suplinit de o interfaţă cu mai multe sisteme CAD comerciale. 5.3.3.7 Identificarea primitivelor tehnologice Acest modul trebuie să asigure recunoaşterea primitivelor geometrice şi conversia lor în primitive tehnologice (găuri, canale, buzunare, suprafeţe complexe, etc.). Această conversie este realizată prin generarea modelului CAD, urmată de recunoaşterea automată a primitivelor tehnologice. O primitivă tehnologică este considerată ca fiind un volum de material ce trebuie îndepărtat din masa semifabricatului printr-un anumit procedeu. Tipurile de primitive tehnologice şi parametrii lor sunt descrise de limbaje cu aceeaşi sintaxă. Recunoaşterea elementelor şi extragerea parametrilor lor sunt realizate de un număr de faze care se construiesc automat după ce primitivele tehnologice au fost descrise. Mai multe primitive tehnologice, legate între ele prin toleranţe şi relaţii ierarhice, formează o primitivă compusă. Când sistemul CAD le poate implementa, toleranţele dimensiunilor, de formă şi poziţie ale suprafeţelor pot fi extrase direct din modelul piesei. 5.3.3.8 Selecţia maşinii-unelte Selecţia maşinii-unelte pe care se va face prelucrarea piesei, se realizează în două etape distincte: • selecţia tehnică ; • selecţia economică . În prima etapă, a selecţiei din punct de vedere tehnic, criteriile de alegere a maşinilor-unelte sunt date de caracteristicile tehnice ale lor, cum ar fi dimensiunile maxime ale pieselor ce pot fi prelucrate, precizia prelucrării, etc., în timp ce alte caracteristici ale maşinilor-unelte, cum sunt configuraţia axelor, mărimea magaziei de scule sau puterea disponibilă, nu sunt restrictive. În


181

etapa a doua se determină care maşini-unelte dintre cele rămase în urma selecţiei realizate în etapa întâi, vor fi alese, având drept criterii de selecţie un criteriu economic, respectiv capacitatea lor de producţie. Procesul de selecţie economică este de regulă mult mai complex decât cel al selecţiei tehnice. Selecţia din punct de vedere economic nu poate fi realizată înainte ca anumite module, cum ar fi selectarea dispozitivelor, alegerea metodelor de prelucrare, a sculelor şi calculul condiţiilor de aşchiere să fie executate. Sunt dificil de estimat performanţele unei maşini-unelte şi nu este economic să se facă calcule detaliate în acest stadiu al pregătirii planului de proces tehnologic de fabricaţie. Influenţa combinată a limitărilor de putere, număr de scule, configuraţie a axelor, etc., este foarte greu de apreciat când cerinţele prelucrării piesei sunt examinate doar superficial. Pentru a putea face o alegere corectă a maşinii-unelte, a sculelor şi a metodelor de prelucrare fără un efort excesiv, este nevoie să se stabilească o strategie de lucru. Această strategie diferă de la intreprindere la intreprindere şi deci implementarea unei faze automate nu este cea mai potrivită opţiune. 5.3.3.9 Selecţia metodelor de prelucrare şi a sculelor Rutinele aparţinând acestor module fac parte din categoria programelor catalogate drept inteligenţă artificială (AI). Modulul de selecţie a metodelor de prelucrare determină care secvenţă de operaţii este cea mai favorabilă, în concordanţă cu funcţia obiectiv şi cu restricţiile. Modulul de selectare a sculelor analizează necesităţile de prelucrare a elementelor piesei şi compune un set unic de combinaţii sculă-portsculă. Selectarea metodelor de prelucrare şi a sculelor implică trei subfuncţii : • selecţia operaţiilor de prelucrare ; • selecţia sculelor aşchietoare ; • înlănţuirea operaţiilor . Selectarea metodelor de prelucrare este realizată în cazul sistemului PART, de către selectorul de metode. Selectorul de metode este o fază care este construită off-line automat, de către compilatorul de cunoştinţe, care este parte a sistemului pregătitor al modulului de selecţie a metodelor. În timpul rulării, selectorul de metode, pe baza cunoştinţelor din baza de cunoştinţe şi a unor algoritmi, construieşte arborii de căutare şi evaluează alternativele. Este iniţiat de supervizor, extrage elementele de prelucrat şi sculele din baza de date, furnizând metodele de prelucrare. Modulul metodelor de prelucrare furnizează bazei de date, seturi de operaţii împreună cu seturile de scule asociate lor. Modulul de selectie a sculelor extrage cel mai mic set de scule-portscule care pot prelucra toate elementele piesei într-o prindere dată.


182

5.3.3.10 Calculul condiţiilor de aşchiere Condiţiile de aşchiere corespunzătoare fiecărei operaţii din cadrul itinerarului tehnologic de prelucrare, se pot determina în două moduri : • selectarea parametrilor regimului de aşchiere direct din baza de date ; • calcularea parametrilor regimului de aşchiere pe baza unor relaţii

matematice, existente în baza de cunoştinţe, situaţie în care se poate obţine un regim de lucru optimizat, pe baza unui anumit criteriu de optimizare.

5.3.3.11 Compilatorul NC Obiectivul acestui modul constă în minimizarea timpilor neproductivi, iar apoi generarea programului de comandă numerică. Acest lucru este realizat prin minimizarea numărului de schimbări de scule şi a drumului parcurs de sculă în gol. Algoritmul care realizează aceasta, trebuie să aibă în vedere următoarele considerente: • poziţia şi dimensiunile dispozitivelor pentru o prindere dată ; • timpul necesar schimbării sculelor ; • timpul necesar schimbării poziţiei piesei ; • viteza maximă de deplasare a sculei sau a mesei maşinii-unelte ; • secvenţa operaţiilor pentru fiecare element al piesei ; • scula selectată pentru fiecare prelucrare ; • poziţia şi orientarea elementului ce trebuie prelucrat . Mişcările de poziţionare rapidă trebuie verificate pentru a se evita eventualele coliziuni dintre sculă şi piesa de prelucrat. În final, compilatorul NC trebuie să lege între ele traiectoriile fiecărei scule şi să le transforme în unul sau mai multe fişiere APT. 5.3.3.12 Planificarea producţiei Seriile mici de fabricaţie realizate pe maşini automate necesită o abordare specifică a planificării producţiei. Interactiunea dintre planificarea prelucrărilor şi planificarea producţiei trebuie să fie strânsă, din moment ce disponibilitatea resurselor este un criteriu de decizie. O caracteristică a proceselor tehnologice realizate pe baza metodei Generative, este tendinţa procedurilor de optimizare de a încărca la maxim maşinile-unelte cele mai favorabile din punct de vedere economic. Aceasta crează dezechilibre nepermise între încărcările maşinilor-unelte.


183

În seriile mici de fabricaţie, o strategie orientată pe încărcarea 100% a maşinilor-unelte cu performanţele tehnice cele mai mari, este deosebit de riscantă. În această situaţie o mică problemă tehnică ivită la o asemenea maşină-unealtă, poate duce uşor la un dezechilibru în sistemul logistic al intreprinderii. Ca o concluzie, dacă prelucrarea se poate realiza în aceleaşi condiţii de calitate cerute de proiectant şi pe o maşină-unealtă mai puţin performantă, atunci nu este recomandată încărcarea maşinii-unealte performante. 5.4 Automatizarea inspecţiei şi controlului pieselor Dezvoltarea impetuoasă a aplicaţiilor CAD/CAM a implicat după sine, acordarea unei atenţii deosebite aplicaţiilor pe calculator a proceselor de inspecţie, măsurare şi control a pieselor finite. Au fost promovate două modalităţi generale de rezolvare a acestor probleme şi anume:

• controlul piesei finite asistat de calculator, utilizând un sistem de date

Fig. 5.4 Schema controlului pe o maşină de control în coordonate 3D.


184

obţinut în urma generării modelului piesei pe un calculator, cu ajutorul unui sistem CAD existent pe piaţă ;

• controlul piesei finite prin intermediul unei metodologii autonome, ce poate genera date geometrice, în urma inspecţiei piesei .

Exemplul tipic al tehnologiei de măsurare şi control este reprezentat de sistemul de măsurare semi-automată sau automată a pieselor prin intermediul maşinilor de control în coordonate tridimensionale, pe scurt CMM (Coordinate Measuring Machine). În figura 5.4, este ilustrată schematic, tehnica inspecţiei şi controlului suprafeţelor complexe, pentru cazul unei suprafeţe parabolice. Programul de control CMM este generat în mod automat prin utilizarea bazei de date geometrice definite în procesul CAD, iar rezultatul măsurătorilor este evaluat prin comparaţia măsurătorilor cu datele geometrice ale modelului. Pentru ca inspecţia piesei finite să fie în mod real un proces complet autonom, multe din cercetări se bazează pe capturarea imaginii piesei finite cu ajutorul aparatului de filmat, al camerei video, etc. 5.4.1 Computer Aided Inspection Productivitatea ridicată, exploatarea la maxim a resurselor, calitatea ridicată şi flexibilitatea fabricaţiei sunt principalele motivaţii pentru transformarea fabricilor actuale în sisteme de fabricaţie asistată de calculator, respectiv integrarea într-un sistem CIM. Această transformare poate fi realizată, pe lângă automatizarea proceselor de proiectare, planificare şi fabricaţie şi prin asistarea de către calculator a controlului calităţii. În această idee, mediile computerizate de testare şi verificare capătă tot mai multă importanţă. Această tendinţă a dus la dezvoltarea a două tehnici de testare şi control: • testarea şi verificarea folosind informaţii obţinute în urma proiectării,

planificării şi fabricaţiei asistate de calculator a unei piese ; • testarea şi verificarea folosind o metodă autonomă, care poate genera

informaţii geometrice având ca sursă piesa însâşi . 5.4.2 Tomografierea computerizată O metodă autonomă de verificare geometrică tridimensională a pieselor, a fost experimentată de K.Yamazaki [Yamazaki1992], de la Universitatea din California. Această metodă se bazează pe tomografierea computerizată cu raze X de mare putere,


185

urmată de prelucrarea automată, asistată de calculator a imaginilor secţiunilor scanate. Precizia măsurării este relativ bună, sistemul fiind proiectat să furnizeze informaţii geometrice (dimensiuni, relaţii topologice, primitive geometrice) despre o piesă, cu o asemenea precizie încât ele să poată fi folosite ca date de intrare pentru diferite aplicaţii, cum ar fi: programarea maşinilor CNC de măsurare, reprezentări grafice tridimensionale, documentaţii tehnice desenate care nu necesită reprezentarea precisă a pieselor.

Fig. 5.5 Schema controlului prin tomografiere asistată de calculator.

Avantajele utilizării tomografiei computerizate sunt următoarele: • orice secţiune a piesei poate fi scanată şi reprezentată ca o imagine grafică

bidimensională, sub formă digitală ; • nu există unghiuri din care să nu se poată scana o secţiune (cazul preluărilor

de imagini cu camere de filmare sau video) ; • nu există surse perturbatoare (intensitate insuficientă a luminii sau reflexii,

în cazul tehnicilor video) ;


186

• se obţine şi imaginea interiorului pieselor care au goluri (ceea ce nu se poate realiza în cazul preluării imaginilor cu camere de filmare sau video) .

Arhitectura unui astfel de sistem este ilustrată în figura 10.5. Strategia de identificare a elementelor geometrice ale unei piese date constă din două mari etape şi anume: • analiza imaginilor 2D scanate şi identificarea primitivelor geometrice 2D.

Fiecare secţiune scanată este prelucrată pentru a se identifica primitivele geometrice 2D care o compun: punct, linie, arc de cerc sau elipsă, cerc, elipsă etc.

• analiza geometrică 3D, respectiv identificarea primitivelor 3D. Primitivele 2D

Fig.5.6 Tomografierea cu raze X.

identificate în prima etapă sunt analizate în contextul relaţiilor topologice dintre secţiuni. Reprezentarea finală a rezultatelor analizelor este constituită de modelul solid al piesei prelucrate. Acest model este comparat cu modelul solid al piesei proiectate cu un produs CAD, diferenţele dintre cele două modele fiind de fapt, abaterile rezultate în urma prelucrării. Tomografia computerizată a fost dezvoltată iniţial pentru aplicaţii din domeniul radiografiilor medicale. Primul tomograf cu raze X computerizat, a fost comercializat în anul 1984. Energia radiaţiei X utilizate, variază între 100 şi 500 KeV. Principiul de funcţionare al


187

unui tomograf este ilustrat în figura 5.6 . Un fascicol de raze X în formă de evantai este proiectat spre piesă, iar intensitatea radiaţiei X care a trecut prin ea, este măsurată de o matrice de celule detectoare, este convertită într-o valoare numerică şi este înregistrată împreună cu unghiul de orientare al piesei. După ce secţiunea piesei a fost scanată complet prin rotirea piesei cu 3600 , datele obţinute sunt prelucrate şi astfel se reconstituie secţiunea scanată sub forma unei imagini digitale. Fiecare pixel al imaginii are asociat gradul de absorbţie al radiaţiei X în punctul respectiv. Pentru aplicaţii industriale sunt importante următoarele considerente: • puterea radiaţiei X, trebuie să fie suficient de mare pentru a penetra piese

metalice de diferite dimensiuni ; • obţinerea unei rezoluţii foarte precise a imaginilor scanate ; • obţinerea unui contrast foarte bun ; • existenţa unei concordanţe între piesa reală şi imaginea sa reconstituită prin

scanare; • asigurarea unei poziţionări precise a piesei în timpul scanării . 5.5 Interfaţa şi rolul CIM CIM a fost conceptul de bază, cel puţin până la sfârşitul acestui secol . În cadrul CIM, CAPP joacă un rol cheie, fiind un element de integrare între CAD şi CAM. Totuşi, în ceea ce priveşte realizarea unei interfeţe CAD/CAM între diferitele sisteme există diferenţe mari în ceea ce priveşte modul de transmitere a datelor. Astfel în cazul reprezentărilor 2D, chiar entităţi de tipul liniilor sau dimensiunilor liniilor, sunt reprezentate intern în foarte multe moduri. Apare de aici, dificultatea transferului datelor între diferitele sisteme existente. În cazul reprezentărilor 3D, problema se complică şi mai mult, datorită diverselor metode de sortare şi recunoaştere a suprafeţelor şi curbelor în spaţiu. Metodele de reprezentare în 3D, de tipul B-Rep sau CSG, în care cavităţile de pildă, sunt identificate prin relaţiile existente între diferite primitive geometrice, nu dau nici o informaţie ce ar putea fi asociată cu operaţiile de prelucrare. Totuşi s-au depus şi se depun în continuare mari eforturi, în vederea realizării interfeţei CAD cu CAPP. Astfel metoda SPR (Syntactic Pattern Recognition) care este destinată recunoaşterii caracteristicilor de formă a diferitelor piese sau AAG (Attributed Adjacency Graph) destinat recunoaşterii metodelor de prelucrare a geometriei unei reprezentări 3D a unui model solid, sunt exemple foarte grăitoare în această direcţie.


188

5.6 Tehnici AI Metodele de prelucrare bazate pe inteligenţa artificială au un rol hotărâtor în industria constructoare de maşini. Rezultatele obţinute prin intermediul sistemelor expert existente pe plan mondial sunt promiţătoare. În ciuda acestui fapt, rezultatele obţinute până în prezent sunt destul de limitate, totuşi suficiente pentru a stimula continuarea cercetărilor în această direcţie. Sistemele expert existente la ora actuală, nu sunt în suficientă măsură matematizate, iar acolo unde s-a încercat aceasta, timpul de lucru pe calculator este prea lung. Un alt mare dezavantaj al acestor sisteme este preţul lor de cost foarte ridicat. Iată de ce la ora actuală, puţine sisteme expert sunt cu adevărat utilizate în procesul de producţie. 5.7 Baze de date tehnologice Noţiunea de integrare diferă de noţiunea de interfaţare. O diferenţă constă în aceea că interfaţarea are loc la nivel de operaţie. Cu alte cuvinte este relativ târziu să vorbim de integrare la nivel de operaţie când operaţiile (cum este cazul proiectării tuturor operaţiilor din cadrul proceselor tehnologice) sunt realizate separat. De altfel, doar câteva cercetări se apropie de realizarea deplină a integrării, relativ la proiectarea pe calculator a produsului, prelucrarea completă a acestuia şi apoi controlul ei. Un exemplu în acest sens este sistemul QTC (Quick Turnarround Cell) a lui Chang T.C. [Chang1988], realizat pentru piese prismatice, prelucrate prin frezare şi găurire. Fiecare dintre fazele de proiectare, prelucrare respectiv control, au propria bază de date relaţională, respectiv propriul sistem de gestionare a bazei de date (DBMS) . Este foarte dificil de realizat interfeţe pentru interconectarea tuturor acestor activităţi separate, datorită complexităţii programelor ce ar trebui utilizate. In vederea realizării unei complete integrări a tuturor acestor activităţi implicate în realizarea unui produs, ar fi ideală o metodă care să permită integrarea tuturor informaţiilor implicate în realizarea produsului, într-o singură bază de date (SDB). Această bază de date ar trebui să includă toate informaţiile din procesul de proiectare, analiză cu FEM, proiectarea procesului tehnologic de execuţie, generarea traiectoriilor sculelor, editarea programului NC, etc. În ciuda numeroaselor eforturi depuse până în prezent, un astfel de sistem integrat într-o singură bază de date (SDB), încă nu s-a realizat [Alting1989]. Dar dezvoltarea în continuare a acestor cercetări, este direct legată de dezvoltarea calculatoarelor electronice. Schimbul de date între diverşi utilizatori este facilitat de implementarea reţelelor de calculatoare (LAN). Cu toate că numărul de încercări de realizare a unor sisteme CAPP este foarte mare, doar puţine dintre acestea au posibilitatea de a


189

calcula toleranţele la dimensiuni. Acesta este probabil unul dintre principalele motive pentru care multe dintre sistemele CAPP, nu au dat rezultatele scontate. În multe cazuri, dimensiunile de prelucrare nu sunt identice cu dimensiunile definite de proiectant pentru funcţionarea produsului. Din această cauză, dimensiunile la prelucrare, trebuie recalculate, tocmai datorită acestei diferenţe dintre cotele funcţionale şi cotele tehnologice. Au fost elaborate pachete de programe pentru calculul toleranţelor. Totuşi dezvoltarea tehnicilor de lucru în această direcţie, rămâne o necesitate. 5.8 Întrebări recapitulative: 1. Definiţi noţiunile de CAD, CAM, CAPP. 2. Definiţi sistemul CNC respectiv DNC. 3. In ce constă activitatea de Process Planning ? 4. Care sunt principalele argumente ce pledează în favoarea implementării unei metode CAPP

de tip Variant ? 5. In ce constă superioritatea metodei Generative în comparaţie cu metoda Variant ? 6. Care sunt tehnicile de implementare a CAPP ? 7. Enumeraţi principalele criterii folosite la clasificarea pieselor pe familii de piese, în cadrul

tehnologiei de grup. 8. Ce se înţelege prin inteligenţă artificială ? Dar prin sisteme expert ? Consideraţi sistemele

expert ca aparţinând inteligenţei artificiale? Motivaţi răspunsul. 9. Care sunt principalele funcţii pe care trebuie să le îndeplinească un sistem CAPP ? 10. Care sunt limitările unui sistem de control al pieselor cu ajutorul tomografiei asisteate

de calculator?


190

11. Ce înţelegeţi prin baze de date tehnologice? Prin ce se deosebesc bazele de date tehnologice de sistemele expert de fabricaţie?

12. Cum definiţi noţiunea de Computer Integrated Manufacturing? Care este rolul CIM în

cadrul fabricaţiei?

6

FABRICAŢIA RAPIDĂ A PROTOTIPURILOR 6.1 Introducere

Din 1987 când a fost comercializată prima maşină de fabricare rapidă a prototipurilor (RP),prin stereolitografiere (SLA), au fost dezvoltate foarte multe alte tipuri de maşini RP folosind diferite tehnologii de fabricaţie. Între acestea se pot aminti sinterizarea selectivă cu laser (SLS), solid ground curing (SGC), laminated object manufacturing (LOM), tipărirea tridimensională (3DP), fused depozition modelling (FDM), solid creation system (SCS), solid object ultraviolet – lasr plotter (SOUP), selective adhesive and hot press (SAHP), multi – jet modelling system (MJM), direct shell production casting (DSPC), multiphase jet solidification (MJS), prelucrarea cu particule balistice (BPM), etc.

De regulă, majoritatea tehnologiilor RP construiesc piesa prin adăugarea de straturi succesive (vezi fig.6.1), excepţie făcând tehnologiile holografice. Modelele CAD solide sau de tip suprafeţe, trebuie convertite în format STL. Fişierul STL conţine o listă de faţete triunghiulare reprezentând suprafeţele obiectului ce trebuie construit, împreună cu un vector unitar (versor) normal la faţeta triunghiulară asociat ei. Faţetele triunghiulare sunt generate printr-o procedură numită “tesselation”. Fişierul în format STL este transmis maşinii RP. La marea majoritate a sistemelor RP, procesul de construire al modelului este complet automatizat, astfel încât operatorul poate lăsa maşina să lucreze singură, chiar şi-n timpul nopţii. Procesul durează de regulă mai multe ore, în funcţie de mărimea, complexitatea geometrică şi numărul pieselor construite simultan. Calculatorul sistemului RP va analiza fişierul STL, va secţiona în straturi succesive modelul CAD şi (în funcţie de tipul maşinii) va construi suporţi acolo unde este necesar. Secţiunile prin modelul CAD sunt materializate succesiv prin solidificarea unor lichide ori pulberi, prin topirea unor solide, lipirea unor


192

straturi succesive de material, etc. În final, după ce modelul a fost construit, în funcţie de tipul sistemului, sunt necesare operaţii ulterioare de curăţare, îndepărtare a suporţilor etc. Fig.6.1 Principiul general al fabricaţiei rapide a prototipurilor.

SCHIŢA MODELUL

CAD

REPREZENTAREA PRIN FELII

MODELUL FIZIC

FABRICAŢIA RAPIDĂ A PROTOTIPULUI

Fabricaţia rapidă a prototipurilor

193

Se spune că diversitatea aplicaţiilor din domeniul RP este impresionantă şi este limitată numai de imaginaţie. Tehnologiile RP se aplică cu succes în industrie, medicină, arhitectură, medicină legală etc. După cum se poate observa şi din figura 6.2, modul în care sunt utilizate tehnologiile RP arată astfel:

a. Verificarea rolului funcţional al unui produs (22.7%); b. Verificarea asamblării unor repere (18.2%); c. Studii ergonomice (4.6%); d. Estimarea preţului produselor (1.4%); e. Oferte de fabricaţie (3.6%); f. Modele pentru Rapid Tooling (RT) (13.4%); g. Modele pentru turnarea metalelor (6.3%); h. Fabricarea de scule (3.7%); i. Verificarea ideilor de proiectare (16.9%); j. Verificarea proiectării sculelor (5.4%); k. Altele (3.8%).

22 .7 , 23%

18 .2 , 18%

4.6 , 5%

1.4 , 1%

3.6 , 4%

6.3 , 6%

3.7 , 4%

16 .9 , 17%

5.4 , 5% 3.8 , 4%

13 .4 %

abcdefghijk

Fig. 6.2 Distribuţia aplicaţiilor din domeniul fabricaţiei rapide a prototipurilor [Wohler’s Report 2001].


194

Industria producătoare de sisteme RP a cunoscut începând din anii ’88 relativ o continuă creştere a vânzărilor (vezi fig. 6.3). Creşterea moderată a vânzărilor de sisteme RP se datorează în cea mai mare măsură preferinţelor pentru tehnologii bine cunoscute, cu performanţe de precizie ridicate, preţuri de cost mici, uşoare de întreţinut şi folosit etc.

In ceea ce priveşte utilizarea efectivă a sistemelor de fabricaţie rapidă a prototipurilor, se cunoaşte [Wohler,2001] că faţă de 1.86 milioane modele produse în 1998 prin tehnologii RP, sau 2.34 milioane modele RP produse în 1999, în anul 2000 s-au produs 3004006 modele RP. In medie s-au realizat două copii ale aceluiaşi model proiectat, aceasta însemnând că s-au realizat aproximativ 1.46 milioane prototipuri diferite.

In figura 6.3 este ilustrată repartizarea la nivel mondial a sistemelor RP instalate de la începuturi şi până în anul 2000.

1320

1178

9821040

790

523

34104 114 82 111

320

157

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1988 1989 1990 1991 1992 1993 1994 1995 1996 1997 1998 1999 2000

Fig. 6.3 Distribuţia vânzărilor de sisteme RP la nivel mondial, începând din 1988 şi

până în 2001 [Wohler’s Report 2001].

Fabricaţia rapidă a prototipurilor 195

45.30%

1.50%24.60%

28.60%

Fig. 6.4 Distribuţia mondială a vânzărilor de sisteme RP, de la începuturi şi până în prezent [Wohler’s Report, 2001].

Astfel, dintr-un total de 6755 sisteme RP vândute până în anul 2001 avem în:

a) America de Nord (45.3%); b) Asia/Pacific (28.6%); c) Europa (24.6%); d) In rest (1.5%).

În ultimii ani s-au publicat foarte multe lucrări, articole, cărţi în diverse jurnale sau la conferinţele din domeniul tehnologiilor de fabricare rapidă a prototipurilor. Între acestea pot fi menţionate lucrarea [John,1994] ce descrie majoritatea procedeelor RP, [Ippo,1995] în care se face o comparaţie între precizia geometrică şi rugozitatea suprafeţelor prelucrate pe sistemele SLA, SGC, SCS, FDM şi LOM, [Dick,1995] care trece în revistă o serie de tehnici de lucru şi respectiv aplicaţiile lor în domeniul RP, etc. 6.2 Clasificarea diferitelor procese RP

Dezvoltarea fundamentală a tehnologiilor RP se face pe patru direcţii principale şi anume: date de intrare, metode, materiale şi respectiv aplicaţii. Sunt diferite puncte de


196

vedere în ceea ce priveşte clasificarea tehnologiilor RP. Astfel [Burn,1993] clasifică tehnologiile RP în două categorii: aditive şi procese hibrid. După Burns, termenul de proces RP aditiv descrie acel proces RP la care obiectul este construit prin adăugare succesivă de particule sau straturi de material în vederea obţinerii unui volum solid având o anumită formă geometrică. Lipirea straturilor decupate în decursul procedeului LOM este considerat un proces RP hibrid deoarece conturul secţiunii prin piesă este decupat după ce stratul curent de material a fost în întregime lipit. Dintre procesele RP aditive Burns menţionează procesele SLA, SLS, Cubital, prelucrarea cu particule balistice, etc.

Johnson clasifică procedeele RP în funcţie de modul de materializare a straturilor succesive [John,1994]. Interacţiunea dintre semifabricatul de masă m şi respectiv cantitatea de energie W generează un strat fizic, a cărui variaţie de putere este:

(6.1) ;)( mWWmmW δδδ +=

Primul termen din relaţia (6.1) reprezintă procesul în care materialul de masă m este

activat, înlăturat sau lipit datorită unei cantităţi de energie δW variabilă. Coeziunea moleculară, lipirea particulelor sau straturilor pot fi clasificate în funcţie de variaţia energiei din cadrul procesului RP. Al doilea termen din relaţia (6.1) semnifică modul de control al materialului de masă variabilă δm prin intermediul energiei W. Depunerea de picături, de particule sau depunerea prin topire sunt încadrate în cadrul acestor procese cu masă variabilă. Kochan şi Chua [Koch,1995] clasifică procedeele RP după starea iniţială a materialului şi metoda de fabricaţie, după cum se poate vedea în Tabelul 6.1.

Tabelul 6.1

FOTOPOLIMERIZARE Cu laser Prin ecran

LAMINARE SINTERIZARE

CU LASER DEPUNERE

DE PICĂTURI ADEZIUNE,

LIPIRE SLA

(3DSystem) LOM (Helisys)

MJM (3DSystem)

SOLIFORM (Teijin Seiki)

SLS (DTM) MJS

(Fraunhoner) DSPC (Soligen)

SOUP (Mitsubishi)

ZIPPY System (Kinergy)

STEREOS

(EOS)

RPSystem (Meiko)

SGC (CUBITAL)

SAHP (KIRA)

3D Printing (MIT)

FDM (Stratasys)


197

6.3 Limitări fundamentale ale diferitelor tehnologii 6.3.1 Fotopolimerizarea

Există două metode mai importante de fotopolimerizare şi anume fotopolimerizarea cu laser punct cu punct şi respectiv fotopolimerizarea simultană a unui strat folosind un fascicol de raze ultraviolete ce penetrează un ecran. Prima metodă presupune iradierea unui strat subţire de fotopolimer cu ajutorul radiaţiei laser. Suprafaţa iradiată (de arie foarte mică) a fotopolimerului, reacţionează chimic şi se solidifică, procesul de solidificare fiind dependent de energia şi lungimea de undă a radiaţiei laser incidente. De exemplu, sistemul SLA produs de firma 3D System (USA) foloseşte o radiaţie laser ultravioletă pentru solidificarea unei răşini epoxidice. Al doilea tip de maşină foloseşte un ecran special iluminat (în locul metodei punct cu punct) pentru iradierea simultană a unui întreg strat de fotopolimer. Această tehnică este folosită de către compania CUBITAL (Israel).

Fotopolimerul este un amestec de monomeri cu masă moleculară mică, ce sunt capabili să reacţioneze în lanţ şi să dea naştere unui lanţ de polimeri atunci când sunt activaţi de o cantitate de energie radiantă şi având efectul unui catalizator iniţiază polimerizarea monomerilor, respectiv formarea de polimeri cu masă moleculară mare (vezi. fig.6.5).

Energiaradiantă

Monomeriîn amestec

Catalizator

Polimer

Fotoiniţiator

Fig.6.5 Diagrama schematică a procesului de fotopolimerizare.


198

Fotopolimerizarea este un proces de polimerizare iniţiat de un proces fotochimic în care punctul de start este dat de inducerea de energie de către sursa radiantă. Se cunosc cel puţin cinci tipuri de procese de fotopolimerizare, caracterizate prin tipul catalizatorului folosit în lanţul de reacţie: polimerizarea cu radicali liberi, polimerizarea cationică, polimerizarea anionică, polimerizarea condensată şi polimerizarea aditivă.

Polimerizarea cu radicali liberi a fost procedeul cel mai îndelungat folosit. Fotonii incidenţi străbat stratul de polimer lichid, iar radicalii liberi sunt creaţi în decurs de câteva picosecunde. Radicalii liberi reacţionează cu moleculele de monomer, dar cei mai mulţi sunt imobilizaţi de moleculele de oxigen prezente în răşină datorită oxigenului atmosferic din camera de lucru. De aici rezultă că polimerizări semnificative necesită suplimentări cu oxigen datorită excesului de radicali liberi generaţi în urma expunerii răşinii la radiaţie.

Polimerizarea cationică a monomerilor se bazează pe folosirea răşinilor din familia epoxi sau vinil-eterilor. Răşinile din familia epoxi (răşini epoxidice) sunt mai utilizate datorită faptului că au proprietăţi mecanice mai bune şi o contracţie volumetrică mai mică faţă de acrilaţi. Rata mică a formării de catalizator a polimerizării cationice necesită o mai mare cantitate de energie radiantă pentru a atinge aceeaşi rată a polimerizării ca şi polimerii bazaţi pe acrilaţi. Energia specifică este cuantificatorul folosit la descrierea fotosensibilităţii fotopolimerului şi este dată de cantitatea de energie radiantă expusă pentru solidificarea unei unităţi de fotopolimer. Fotopolimerii cu o rată înaltă a energiei specifice necesită o cantitate mai mare de energie pentru solidificare. Energia specifică în procesul de stereolitografie este dată de:

;'

* P

C

ll

C

C el

WW ⋅=

unde Wc’ este energia necesară tranziţiei răşinii fotopolimerice de la faza lichidă la cea solidă, lc este adâncimea stratului polimerizat, lp este adâncimea de penetrare, adâncimea răşinii ce reduce expunerea la 1/e din expunerea incidentă. Viteza de construire a obiectelor este exprimată ca:

(6.2)

(6.3) ;1

resetimage ttlconstruiredeViteza+

=

unde l1 este grosimea unui strat, timage este timpul de expunere corespunzător unui strat, iar treset este suma totală dintre timpul total de fotopolimerizare al straturilor, timpul de feliere pe calculator şi timpul total de construire al suporţilor, împărţit la numărul total de straturi. Timpul de expunere (iradiere) a unui strat timage este determinat de fotosensibilitatea răşinii, de puterea P de iluminare, de aria stratului Al şi de o serie de alţi parametri tehnologici Wi. Pentru metoda de solidificare simultană a unui strat (strat cu strat):


199

;PAWt l

iimage ⋅= (6.4)

iar viteza de fabricare:

;'

1

resetl

i tPAW

lfabricaredeViteza+⋅

= (6.5)

(6.6)

Pentru metode ce folosesc o scanare de tip raster, cu laser:

;2

PsAAWt spotliimage ⋅⋅⋅=

unde Aspot este aria spotului (punctului de incidenţă a radiaţiei laser) pe suprafaţa stratului lichid de răşină, s fiind distanţa dintre două spoturi adiacente. De aici:

;'

1

resetl

i tPAW

lfabricaredeViteza+⋅

= (6.7)

Rezoluţia minimă a volumului Vr de răşină lichidă solidificată de către radiaţia laser (punct cu punct) sau prin intermediul unui ecran (strat cu strat) este dată de valoarea minimă a ariei spotului laser respectiv grosimea minimă a stratului de răşină depus:

;412 ldV rr ⋅⋅=π (6.8)

unde dr este diametrul spotului laser. De exemplu, sistemul MARK 1000 Laser Modeling System, al firmei Quadrax, are un diametru al razei laser de 89 μm şi grosime a stratului de fotopolimer de 51 μm, având în acest fel o rezoluţie (R = 1 / Vr) de 3152 elemente pe mm3. Pentru procesul de fotopolimerizare strat cu strat al firmei CUBITAL, se pot realiza detalii cu mărimea minimă de 0.38 mm şi o grosime minimă a straturilor de 0.1 mm, având astfel o rezoluţie de 69 elemente/mm3. În general, la metoda strat cu strat rezoluţia procesului depinde de măsura grosimii stratului fin de răşină lichidă depus pe platforma de lucru a maşinii. Mărimea medie a rugozităţii suprafeţelor orizontale este de aproximativ 4.22 μm. Rugozităţi mai slabe se pot datora unor erori cauzate de procesul de frezare – la CUBITAL, erori datorate balansului (neechilibrării frezei) la frezarea plană. 6.3.2 Laminarea straturilor Fabricaţia modelelor 3D prin laminarea de straturi succesive este un proces ce a fost patentat sub denumirea de Laminated Object Manufacturing (LOM). Straturile succesive,


200

având pe una din feţe un adeziv, sunt lipite unul faţă de celălalt prin rostogolirea unei role încălzite la ≈ 160 oC, ce rulează stratul curent de material şi îl presează în acelaşi timp faţă de stratul precedent. Tăierea conturului piesei din fiecare strat este efectuată cu ajutorul unui laser cu CO2. Materialul în exces din cadrul fiecărui strat este tăiat sub forma unor haşuri în pătrăţele de o anumită mărime ce este aleasă de către utilizator (în vederea uşurării extragerii materialului în exces din unele zone ale modelului mai greu accesibile ca găuri de diametru mai mic, aceste haşuri se pot executa la distanţă mică una faţă de cealaltă). Energia specifică necesară procesului este:

(6.9) ;* TcW ⋅⋅= ρ

unde c este căldura specifică, ρ densitatea materialului (de regulă hârtie), iar T este temperatura necesară pentru dezintegrarea stratului de material laminat. Tăierea hârtiei cu laserul necesită 336 J cm-3 ceea ce este aproximativ de 300 ori mai mult decât în cazul fotopolimerizării. Timpul de iradiere pentru un strat este:

;1*

PlcAWtimage ⋅⋅⋅= (6.10)

iar

;1*

1

resettPlcAW

lfabricaredeViteza+⋅⋅⋅

= (6.11)

Grosimea stratului de material are o influenţă asupra tuturor parametrilor procesului. Astfel, timpul de iradiere (timage) este afectat de puterea razei laser ce trebuie să taie materialul pe întreaga adâncime. 6.4 Prodedee de fabricare rapidă a prototipurilor 6.4.1 Stereolitografia Procedeul de fabricaţie rapidă a prototipurilor prin stereolitografiere sau pe scurt SLA (Stereolithography) este unul dintre cele mai vechi şi totodată dintre cele mai precise procedee. A fost brevetat în SUA de firma 3D Systems, care este de altfel şi principalul producător de astfel de sisteme. Schema de principiu a procedeului se poate observa în figura 6.6. O platformă mobilă, sau elevator – 1, este plasat iniţial sub nivelul suprafeţei unui fotopolimer în stare lichidă, aflat într-un container. Fotopolimerul are proprietatea că sub acţiunea unei lumini ultraviolete se întăreşte (se polimerizează). O rază laser este condusă pe suprafaţa fotopolimerului aflat în stare lichidă, după un traseu corespunzător


201

geometriei secţiunii prin modelul 3D la o anumită înălţime. Aceasta face ca fotopolimerul în stare lichidă să se întărească în punctele de incidenţă cu raza laser. Mişcările razei laser sunt controlate în planul orizontal (xOy) de un sistem optic de scanare cu ajutorul unor motoare pas cu pas, foarte rapide ce ghidează un sistem de oglinzi în conformitate cu datele CAD primite de la programul pe calculator ce controlează sistemul de fabricaţie.

1

2

3 4

5

6

78

Fig.6.7 Schema generală a procedeului de stereolitografiere (SLA).

Forma exactă a traiectoriei razei laser este o combinaţie a informaţiilor primite de la sistemul CAD, informaţii ce descriu forma exactă a secţiunii prin modelul CAD şi respectiv informaţiile primite de la sistemul de fabricare rapidă a prototipurilor care optimizează procesul de fabricaţie în vederea compensării erorilor ce pot să apară în decursul procesului. După ce un strat a fost complet prelucrat, platforma este coborâtă cu o distanţă egală cu grosimea unui strat. Răşina fotosensibilă (fotopolimerul) are o consistenţă destul de vâscoasă. Pentru accelerarea procesului de acoperire a platformei de un nou strat de răşină, o lamă este plimbată peste suprafaţa platformei, calibrându-se totodată şi grosimea stratului. Datorită complexităţii geometrice a modelelor, în multe situaţii este necesară construirea de suporţi pentru susţinerea pereţilor piesei în decursul procesului. Programe speciale pe calculator analizează geometria modelului şi adaugă suporţi acolo unde este necesar.


202

Model CAD

(ex. format IGES)

Conversia fişierului CAD în format STL

Analiza geometriei modelului şi adăugarea

de suporţi

Iniţializarea parametrilor de proces

Secţionarea în straturi succesive

Materializarea unei secţiuni

Este stratul final ?

Coborâm platforma cu un increment

Ridicăm platforma

Spălăm piesa şi continuăm procesul de fotopolimerizare într-un cuptor cu lumină

ultravioletă

Îndepărtăm suporţii

Alte prelucrări (finisare, vopsire)

Fig.6.8 Etapele principale ale procesului de stereolitografiere.

Da

Nu


203

Pentru creşterea vitezei procesului de scanare a suprafeţei răşinii fotosensibile de către raza laser, scanarea nu se va efectua pe întreaga suprafaţă a secţiunii. Se vor scana în întregime contururile interioare şi exterioare ale secţiunii după care restul suprafeţei se va acoperii cu traiectorii intersectate care să asigure doar o relativă rezistenţă mecanică a prototipului. In final, prototipul va avea toată suprafaţa polimerizată dar în interior vor exista zone de răşină nepolimerizată.

LASER Oglinzi de ghidare

Lentilă divergentă (măreşte diametrul radiaţiei ultraviolete)

Lentilă convergentă (focalizează radiaţia ultravioletă)

Sistem de poziţionare în planul xOy

Focarul laserului

Nivelul băii de fotopolimer lichid

Fig.6.9 Schema sistemului optic la SLA.

De aceea, după ridicarea platformei şi scoaterea prototipului din cuva de fotopolimer, suprafaţa acestuia va fi spălată cu grijă pentru a se îndepărta eventualele picături de răşină


204

care ar mai rămâne pe suprafaţă lui. După aceea prototipul se introduce într-o incintă în care este expus la o lumină ultravioletă care va continua procesul de fotopolimerizare şi a răşinii rămase nepolimerizată în interior. După scoaterea din incinta în care s-a finalizat fototpolimerizarea prototipului suporţii trebuie îndepărtaţi.

Baia de fotopolimer

axa Ox

axa Oy

x

y

Raza laser

Fig.6.10 Schema sistemului de poziţionare în planul xOy a razei laser.

Procedeul a fost brevetat în anul 1984 de către Charles Hull, în prezent patentul este

deţinut de firma 3D Systems. Primele sisteme comerciale au apărut în anul 1988. 3D Systems produce o gamă variată de astfel de sisteme, dintre care amintim: SLA 190, SLA 250, SLA 400, SLA 500, SLA 3500, SLA 5000 etc. Alte sisteme de stereolitografiere similare celor produse de 3D Systems sunt date în tabelul 6.2.

Suporţii sunt generaţi pe calculator în mod automat de către programul ce controlează sistemul de fabricaţie rapidă a prototipurilor. Există şi programe separate care fac acest lucru. Un exemplu este programul Bridgework al firmei Solid Concepts din Los Angeles,


205

USA. Rolul suporţilor este de stabilizare a procesului de construcţie, de susţinere a părţilor suspendate ale piesei. Tabelul 6.2

NUME SISTEM PRODUCĂTOR ŢARA DE ORIGINE JSC SONY Japonia

SOUP CMET Japonia SOMOS (DuPont) Teijin Seiki Japonia

Colamm Mitsui Japonia Stereos EOS Germania

Sistemele SLA sunt dotate cu un laser cu He-Cd având o putere de 10 – 200 mW,

generând o radiaţie ultravioletă cu o lungime de undă de aproximativ 320 – 370 nm. Sistemul de poziţionare a radiaţiei laser foloseşte două oglinzi (vezi fig.6.10) ale căror mişcări sunt controlate de calculator.

Baia de polimer poate conţine de la 20 la 200 litri de material. De regulă fotopolimerul este sensibil la lumină şi toxic. De aceea operaţiile ce implică containerul cu răşină fotosensibilă nu se fac la vedere, iar unitatea de lucru este echipată cu un sistem de ventilaţie pentru evacuarea fumului. Aparatura de postprocesare este dotată cu o sursă de lumină ultravioletă de putere mare, pentru completarea procesului de fotopolimerizare. După polimerizarea completă materialul devine netoxic. Timpul de completare a polimerizării este de ordinul orelor. Un dezavantaj îl reprezintă contracţia materialului în timpul procesului de polimerizare, ceea ce duce la apariţia tensiunilor interne în piesă. Preţul răşinii este de asemenea ridicat (100 – 200 USD/l). Deşi sensibil la vibraţii, SLA este considerat cel mai precis procedeu de fabricare rapidă a prototipurilor. 6.4.2 Solid Ground Curing (SGC)

Este dezvoltat de firma Cubital Inc. din Israel, începând din anul 1987. Există două tipuri de sisteme comerciale: SOLIDER 4600 şi SOLIDER 5600. Fotopolimerizarea unui strat se face simultan (în decurs de câteva secunde) şi nu punct cu punct ca la SLA. Pentru aceasta se folosesc nişte măşti de sticlă acoperite cu pulbere de culoare neagră încărcată electrostatic (pe principiul fotocopiatoarelor). O placă de sticlă este încărcată electrostatic în anumite zone conform geometriei unei secţiuni prin piesă. Pulberea este atrasă în acele zone pe placă după care masca este gata. După folosire, masca se curăţă şi procesul se poate lua de la capăt.


206

Procesul de fabricaţie (vezi fig.6.11) decurge în modul următor: 1. pentru început pe platforma de lucru se mută în faţa containerului (4) unde se

depune un strat subţire de fotopolimer (o răşină sensibilă la lumină); 2. un generator electrofotografic (1) generează o mască de toner pe o placă de sticlă

după un procedeu asemănător fotocopiatoarelor. Imaginea este identică cu cea a secţiunii prin piesă, secţiune ce se materializează în etapa respectivă. Masca de sticlă este poziţionată deasupra platformei de lucru, deasupra căreia este întins stratul de fotopolimer.

3. o sursă de lumină ultravioletă (3) trece prin mască polimerizând stratul de răşină conform imaginii de pe mască. Lumina ultravioletă este suficient de puternică astfel încât polimerizarea să se realizeze complet în decursul acelei expuneri. Nu mai sunt necesare operaţii suplimentare pentru polimerizarea completă, ca la SLA.

1

2

3

4

5 6

7

8

9

Fig.6.11 Schema de principiu a procedeului SCG.

4. După polimerizarea stratului respectiv, masca se retrage, se curăţă după care se reface în conformitate cu forma secţiunii următoare prin piesă.

5. Platforma este mutată deasupra unui aspirator (5) care absoarbe toată răşina fotosensibilă rămasă nepolimerizată.


207

6. In continuare platforma ajunge în dreptul unui alt container (6) unde platforma se acoperă cu un strat fin de ceară.

7. Stratul de ceară este solidificat de o instalaţie specială de răcire (7). 8. In fine, ultima etapă din cadrul materializării unui strat de secţiune prin piesă este

cea de frezare când platforma ajunge în dreptul unui cap de frezat (8). In cadrul acestei etape stratul curent este calibrat la grosimea nominală (dată de grosimea secţiunii prin piesă). Statul de ceară va constitui suport pentru stratul următor de răşină ce se va depune pe platforma de lucru.

Dintre avantajele procesului putem aminti: - nu sunt necesare operaţii ulterioare de curăţare şi îndepărtare a suporţilor; - geometria piesei nu influenţează viteza de fabricaţie, în schimb o influenţează

volumul piesei; - nu apar tensiuni interne în piesă deoarece nu sunt necesare operaţii de polimerizare

ulterioare (ca la SLA); - nu este necesară construirea de suporţi; - în decursul procesului, dacă se consideră că un strat este eronat, atunci acest strat

se poate îndepărta prin frezare şi apoi reconstrui; - pot fi realizate mai multe piese simultan.

Ca dezavantaje: - supraexpunerea fotopolimerului la lumină poate creşte vâscozitatea acestuia făcându-l neutilizabil; - fotopolimerul este sensibil la lumină şi totodată toxic; - maşina este foarte mare; - prelucrarea se face cu mult zgomot; - nu prea sunt multe materiale disponibile pe piaţă; - este necesară îndepărtarea stratului de ceară (cu rol de suport) după finalizarea procesului.

6.4.3 Tipărirea tridimensională Sistemul a fost dezvoltat la Massachusetts Institute of Technology din USA. Schema generală se poate observa în figura 6.12. Un cap de depunere (7) cu canale multiple asemănător celui de la o imprimantă cu jet de cerneală este plimbat în coordonate x-y pe suprafaţa platformei (5). In schimbul cernelei imprimantei, acest cap de depunere lasă picături de adeziv din rezervorul (6), care se vor întări în contact cu particulele de material depuse într-un strat subţire pe platforma de lucru.


208

Odată un strat terminat, pistonul (2) din cuva de lucru (3) coboară platforma cu un increment, pistonul (1) din containerul cu material (9) se va ridica, după care rola (8) va împrăştia un nou strat de material pe platforma de lucru.

1

2

3

4

5

6

7

8

9

Fig.6.12 Schema generală a procedeului de tipărire tridimensională.

Capul de depunere va plasa adezivul în zonele corespunzătoare secţiunii prin piesă. Procesul continuă în mod similar până la materializarea completă a tuturor secţiunilor. După finalizarea procesului de construire strat cu strat, pistonul (2) se ridică şi piesa se scoate din masa de pulbere rămasă nefolosită. Compania Soligen Inc. din USA foloseşte procedeul 3Dprinting pentru realizarea formelor de turnare din pulberi ceramice. 6.4.4 Fabricarea de piese prin laminare (LOM)

Fabricarea de piese prin laminare sau Laminated Object Manufacturing (LOM) este o metodă de fabricaţie rapidă a prototipurilor în care un model 3D este construit plecând de la o reprezentare CAD (model solid) prin adăugarea de straturi succesive. Procedeul are la bază trei etape importante: preprocesarea, construirea modelului şi respectiv post procesarea. Procesul de fabricaţie este controlat în întregime de calculator. Aceasta include controlul sistemului laser, al mecanismului de avans al foliei de material, al temperaturii şi


209

al mecanismului de avans al rolei încălzitoare şi al mecanismului de deplasare al platformei de lucru (vezi fig. 6.13). Principalul producător mondial de astfel de maşini a fost până în anul 2000 firma Helisys Inc., USA. Sistemul LOM are o structură bazată pe câteva sisteme responsabile cu diferite etape din cadrul procesului de prelucrare. Aceste sisteme sunt: a) Calculatorul electronic

plus programul LOMSlice;

Fig.6.13 Schema generală a procedeului LOM.

b) Laserul cu CO2, sistemul de ghidare prin oglinzi şi focalizare a razei laser;

c) Dispozitivul tip plotter, de poziţionare în planul xOy a razei laser;

d) Sistemul de manevră al platformei pe direcţie verticală;

e) Sistemul de laminare al straturilor succesive; aterial; f) Sistemul de alimentare cu m

i maşina

g) Sistemul de exhaustare. Fazele principale ale procesului de fabricaţie pe LOM sunt: a) Preprocesarea: Preprocesarea are loc în mai multe etape. Prima etapă presupune generarea imaginii piesei plecând de la fişierul STL al piesei de prelucrat, sortarea datelor geometrice de intrare şi crearea unor structuri noi de date (bmp, con, ini). Toate acestea sunt efectuate de LOMSliceTM, program ce controlează atât etapa de preprocesare cât şpropriu-zisă, efectuând în acelaşi timp şi secţionarea modelului 3D în format STL. LOMSlice rulează sub Microsoft Windows NT©. Primeşte ca date de intrare fişiere STL în format binar sau ASCII. Pe baza fişierului STL, LOMSlice creează fişierul BMP pe baza


210

căruia generează imaginea 3D a obiectului pe ecranul calculatorului, precum şi fişierul CON ce conţine lista de conectivităţi a triunghiurilor ce aproximează suprafaţa modelului 3D în format STL. Această listă va fi utilizată în continuare de algoritmul on-line de secţionare, pentru obţinerea formei geometrice 2D a fiecărui strat de secţiune prin piesă. LOMSlice permite translaţia, rotaţia, scalarea, copierea în oglindă a modelului în vederea unei orientări optime a acesteia pe platforma maşinii. In cazul în care este necesară prelucrarea mai multor modele, acestea se pot grupa într-un singur fişier STL, pentru a fi

b) C

se poate vedea din

aturi succesive, în

ă piesa. Materialul în exces din fiecare strat constituie suport pentru stratul

materialului în exces şi se încheie cu decuparea conturului

prafaţa noului strat de

prelucrate simultan. onstruirea modelului Construirea modelului se face din straturi subţiri de material care are pe una din feţe un

termo-adeziv. Staturile sunt tăiate de o rază laser cu CO2 după cumfig.6.13. Ciclul de prelucrare al unei piese conţine următoarele etape: • În funcţie de dimensiunile maxime ale piesei (conform orientării piesei faţă de sistemul

Oxyz) aceasta este încadrată de către LOMSlice într-un paralelipiped dreptunghic. Pereţilor verticali ai acestuia, utilizatorul va indica o grosime (în mod uzual 5-10 mm) astfel încât cutia rezultată să confere o stabilitate a pachetului de strtimpul construirii. Piesa este tangentă interior la pereţii acestei cutii;

• LOMSlice generează o secţiune orizontală plană prin piesă z = gs, unde gs este grosimea hârtiei folosite. In acest fel sunt determinate coordonatele perimetrului piesei în planul de secţiune curent. Totodată sunt stabilite şi traseele de haşurare crosshatch) pentru excesul de material în aceeaşi secţiune, precum şi pentru pereţii cutiei ce încadreazurmător;

• Calculatorul conduce fascicolul laser focalizat în planul de lucru, prin intermediul unui dispozitiv de tip plotter ale cărui mişcări sunt comandate de către motoare pas cu pas. Planul de lucru coincide cu planul de focalizare al razei laser. Datorită acestui fapt raza laser va decupa întotdeauna numai în stratul curent de material. Decuparea va începe cu conturul interior/exterior al secţiunii prin piesă la cota respectivă z. Urmează decuparea după haşură a interior/exterior al cutiei;

• Platforma pe care se construieşte piesa strat cu strat, coboară pe o anumită distanţă (aproximativ 60 mm), astfel încât materialul să poată înainta cu un pas. In acest moment platforma de lucru urcă din nou, astfel încât la pachetul construit anterior se va adăuga un nou strat de material. Rola încălzitoare va rula peste sumaterial şi-l va lipi de stratul precedent prin încălzire şi presare;


211

• Un microîntrerupător va controla în permanenţă înălţimea pachetului şi va trimite informaţia calculatorului. De asemenea el va asigura ca stratul curent de material să fie situat în planul de focalizare al razei laser. LOMSlice va calcula coordonatele perimetrului (interior exterior) piesei în noul plan de secţiune. Raza laser va decupa noul contur de secţiune al piesei, al cutiei, precum şi haşurile materialului în exces. Urmează o nouă coborâre a platformei de lucru, avansarea materialului cu un pas, lipir

Procesul de construire al piesei se încheie când înălţimea pachetului construit prin epunerea straturilor succesive de material atinge cota zmax a piesei.

4.4.1

atunci când calculează mărimea incrementului folosit la cţionarea piesei. Sunt folosite curent şi materiale plastice, metalice, materiale compozite

pectiv materiale ceramice

6.4.4.2

ea noului strat de material de către rola încălzitoare, determinarea înălţimii pachetului, calculul formei secţiunii prin piesă la noua cotă etc.

d 6. Materiale folosite Materialul cel mai simplu şi mai puţin costisitor este hârtia LOM. Piesele prelucrate din hârtie au caracteristici mecanice şi aspect fizic similar cu piesele confecţionate din lemn. Rolele de hârtie sunt livrate în prezent de către CubicTechnologies Inc. şi sunt de două calităţi: standard şi high performance şi de grosime 0.1067 mm. Între parametrii de lucru ai maşinii se va specifica şi grosimea hârtiei folosite, deoarece LOMSlice ţine cont de aceastaseşi res

Postprocesare

Postprocesarea presupune separarea piesei de materialul în exces, precum şi operaţiile de finisare a acesteia. Pentru început, pachetul construit este detaşat faţă de platforma de lucru cu ajutorul unui şpaclu. O uşoară încălzire a platformei uşurează operaţia de desprindere. Urmează detaşarea bazei pachetului faţă de pachetul propriu-zis. Baza pachetului este alcătuită dintr-un material de consistenţa unui burete, având ambele feţe adezive. Pe această bază se depun pentru început câteva straturi de material (aproximativ 20-30 straturi) în vederea consolidării ei. După detaşarea bazei pachetului, pereţii cutiei se vor putea îndepărta uşor, facilitând desprinderea bucăţilor de material în exces. Scule caracteristice secţiilor de modelărie în lemn cum sunt de exemplu dălţile, vor facilita extragerea materialului în exces, în special din găurile de diferite forme sau în cavităţile interioare din piesă. Având consistenţa unei piese din lemn (dacă materialul este


212

hartia aceasta se poate finisa cu hârtie abrazivă. Se pot efectua asupra piesei chiar şi operaţii de aşchiere (ex. burghiere, frezare, strunjire). După finisare, piesa se poate vopsi şi apoi lăcui

eal (prin feedback) astfel

a sistemului de oziţ

LOM, procesul de construire al piesei se oate opri în orice moment (pentru evacuarea deşeului de pildă) şi reporni, fără ca precizia relucrării sau calitatea piesei să aibă de suferit.

ru materialul piesei şi o alta pentru materialul suporţilor. Programul care controlează procesul se numeşte

. Lăcuirea este importantă la piesele construite din hârtie deoarece hârtia este higroscopică şi absoarbe umezeala, modelul putându-se deforma sau decalibra.

Precizia medie a prelucrării pieselor LOM este de aproximativ 0.25 mm (0.010 inch). Prin poziţionarea optimă a piesei pe platforma de lucru şi alegerea parametrilor tehnologici corespunzători, această precizie poate fi îmbunătăţită. Oricum, din experienţa utilizatorilor de sisteme LOM, o precizie geometrică mai bună se obţine pe direcţia X-Y, în comparaţie cu precizia pe direcţia Z. Deoarece în timpul laminării straturile de material nici nu se întind nici nu se contractă, în piesă nu se vor introduce tensiuni care să conducă ulterior la deformaţia modelului. Pe axa Z precizia este controlată în timp rîncât fiecare strat decupat va corespunde locaţiei corecte pe Z. Precizia piesei LOM depinde şi de precizia de realizare a modelului STL (rezoluţia de faţetare). Contrar altor procedee de fabricare rapidă a prototipurilor, laserul în procesul LOM nu trebuie să acopere întreaga secţiune prin piesă la fiecare strat materializat, ci doar conturul secţiunii. Din acest motiv piesele cu pereţi groşi sunt construite la fel de rapid ca şi piesele cu pereţi subţiri. Viteza maşinii este limitată doar la viteza de deplasare p ionare pe X-Y a capului laser, viteza de deplasare a rolei încălzitoare, viteza de avansare a materialului respectiv viteza de deplasare a platformei pe axa Z. Procesul LOM, complet integrat cu calculatorul, face ca maşina să funcţioneze aidoma oricărui alt periferic al calculatorului. Un avantaj mare al procesului LOM îl constituie faptul că materialul în exces din fiecare strat constituie suport pentru stratul următor. Deci nu este necesară proiectarea şi construirea unor suporţi. Procesul LOM este simplu şi uşor de înţeles, nu necesită cunoştinţe avansate din domeniul tehnologic, al chimiei, fizicii etc. şi prin urmare uşor de condus. Deoarece în timpul prelucrării piesei LOM nu au loc transformări fizice sau chimice ale materialuluipp 6.4.5 Modelarea prin depunere de material topit (FDM) Sistemul FDM (Fused Deposition Modeling) este unul dintre cele mai utilizate sisteme de fabricaţie rapidă a prototipurilor, după SLA. Principial, un fir de material plastic este incălzit până aproape de temperatura de topire şi extrudat printr-o duză de un anumit calibru (vezi fig.6.14). Capul de depunere de material are două duze, una pent


213

QuickSlice©. El acceptă fişiere cu modele solide în format STL.

ceară sau policarbonaţi. Aceste sisteme sunt fabricate de rma Stratasys Inc. din USA.

.4.6 Sinterizarea selectivă cu laser (SLS)

e şi matriţe pentru injecţia de mase plastice. Se folosesc de regulă

realizeze

rola cu material

masa maşinii

piesa

capul de depunere

QuickSlice analizează geometria modelului 3D şi generează automat suporţi. Prin urmare, o secţiune prin modelul 3D va intersecta şi modelul suporţilor. La o anumită cotă, materializarea stratului de secţiune prin piesă va fi însoţită acolo unde este necesar şi de materializarea stratului de suport. Sunt utilizate cu succes o serie de materiale de la ABS (acrilonitril butadien stiren) la

Fig.6.14 Schema de principiu a procedeului FDM.

fi 6 Una dintre cele mai importante aplicaţii ale sinterizării metalelor cu ajutorul laserului este producţia de sculdouă metode: a) Metoda indirectă de sinterizare cu laser, când laserul polimerizează un liant organic din pulberea metalică, urmând ca sinterizarea propriu-zisă a pulberii metalice să seîntr-o fază ulterioară, într-un cuptor de sinterizare în care liantul organic este ars; b) Metoda directă de sinterizare cu laser sau Direct Metal Laser Sintering (DMLS). Principial, un strat fin de pulbere se depune pe platforma de lucru (vezi fig.6.15). O rază laser scanează întreaga suprafaţă a secţiunii prin piesă, sinterizând pulberea (ori direct ca-n cazul DMLS, ori doar liantul). Pulberea nefolosită este recuperată şi folosită ulterior. După materializarea unui strat platforma de lucru coboară cu un increment, pistonul din


214

containerul cu material se ridică puţin, iar rola rulează pe platforma de lucru depunând un nou strat de pulbere, după care laserul sinterizează materialul din noul strat în concordanţă

folosirea exclusivă a acestor patente este deţinută de firma germană EOS GmbH.

erea tensiunilor interne induse de procesul de sinterizare cu laser al altor

cu forma noului strat de secţiune prin piesă s.a.m.d. Compoziţia de bază a materialului folosit în procesul DMLS a fost dezvoltată şi patentată în 1980 de firma Electrolux Rapid Development din Finlanda, pentru producţia de piese sinterizate, formate la presiuni mici. Licenţa pentru

LASERscanner

rolă obiectul fabricat

cu material containerul pulbere

nefolosită

Fig.6.15 Schema de principiu a sistemului de sinterizare selectivă cu laser. Folosirea parametrilor tehnologici adecvaţi face ca obişnuita reducere de volum datorată sinterizării pulberii metalice la faza lichidă să fie total compensată de creşterea de volum cauzată de difuzia componentelor din amestec, astfel încât acest material nu suferă practic nici o modificare de volum în decursul procesului de sinterizare cu laser. În acest mod se evită necesitatea folosirii unei temperaturi ridicate în zona de lucru, care ar fi necesară de altfel pentru reducpulberi metalice. Datorită focarului laser mic de 350 μm şi o viteză mare de scanare de 300 – 800 mm/s, durata încălzirii este suficient de mică pentru a evita oxidarea materialului, fără să fie necesară o atmosferă inertă în zona de lucru. Conţinutul în fosfor al celui de-al treilea component împiedică oxidarea amestecului de pulbere şi îmbunătăţeşte difuzia particulelor. Acest timp scurt de reacţie de câteva milisecunde a fost motivul pentru care piesele


215

realizate din amestecul de pulbere iniţial, au avut slabe proprietăţi mecanice, proprietăţi ce puteau fi îmbunătăţite printr-o postprocesare într-un cuptor de sinterizare. Prin adaptarea compoziţiei materialelor la necesităţile specifice procesului de sinterizare cu laser, compania germană EOS – GmbH a reuşit să îmbunătăţească semnificativ proprietăţile mecanice ale pieselor obţinute prin DMLS. În ceea ce priveşte procesul de sinterizare cu laser se remarcă conţinutul mare al fazei lichide în timpul sinterizării ceea ce duce la creşterea ariei de difuzie a componentelor amestecului de pulbere metalică şi optimizarea parametrilor tehnologici relativi la scanarea suprafeţei de lucru de către laser. Rezistenţa la întindere a piesei realizate prin DMLS a fost îmbunătăţită prin folosirea noilor amestecuri de pulberi de la 81 N/mm2 la 150 N/mm2, iar rezistenţa la încovoiere de la 150 N/mm2 la 300 N/mm2. Porozitatea pieselor (în absenţa impregnării pentru obţinerea unui luciu

lin

a piesei şi a răşinii la 60 0C accelerează acest proces şi reduce

re şi pierderea de precizie datorită contracţiilor mai mari de 2 % sun

ivitatea

og dă) este de aproximativ 25 %. Piesele prelucrate prin DMLS pot fi prelucrate în continuare (dacă este necesar) prin frezare, găurire, rectificare, etc., întocmai ca orice altă piesă din aluminiu. Toate caracteristicile mecanice ale pieselor pot fi îmbunătăţite semnificativ prin impregnarea piesei cu o răşină epoxidică rezistentă la temperaturi înalte. Acest proces secundar nu are influenţă asupra preciziei geometrice a piesei, nu au loc deformaţii termice deoarece impactul termic asupra piesei este mic. Rezultatul impregnării conduce la îmbunătăţirea rezistenţei la încovoiere până la aproximativ 400 N/mm2 şi o netezire a suprafeţelor prin închiderea porilor. Duritatea suprafeţei după impregnare este de aproximativ 108 HB. Infiltrarea pieselor se realizează prin acţiunea forţelor capilare, numai baza piesei fiind necesar să fie scufundată în răşină. Impregnarea durează aproximativ o jumătate de oră. Polimerizarea răşinii se face într-un cuptor la 160 0C şi necesită un timp de aproximativ două ore. Preîncălzireporozitatea reziduală. Compania EOS – GmbH studiază şi posibilitatea impregnării pieselor cu aliaje uşor fuzibile. Deşi proprietăţile mecanice sunt simţitor îmbunătăţite, costul mare al echipamentelor necesaun dezavantaj major. Contracţiile neglijabile ale procesului DMLS, pentru o piesă infiltrată cu răşină epoxidică (de aproximativ 0.05 – 0.1%) sunt comparabile cu cele ale procesului de stereolitografiere. Precizia geometrică a pieselor este limitată de mărimea medie a granulelor pulberii metalice, de 35-40 microni. Grosimea unui strat depus pe platforma de lucru este de aproximativ 50 microni. Rugozitatea unei piese infiltrate este Ra = 3.5 μm. Printr-o finisare manuală obişnuită, rugozitatea poate fi adusă la o valoare de Ra < 1 μm. Conducttermică a pieselor sinterizate este de 110 W/mK uşor mai mică decât a aluminiului.


216

Toate maşinile de sinterizare cu laser ale companiei EOS sunt proiectate în funcţie de destinaţia pieselor şi materialul de prelucrat. Diferenţa principală dintre sistemul de sinterizare cu laser a metalelor faţă de a polimerilor, este sistemul optic şi laserul, deoarece o temperatură de sinterizare de aproximativ 900 oC necesită o densitate de putere a radiaţiei laser mare. Pentru aceasta, diametrul focarului laser a fost redus la 350 μm şi puterea laserului mărită la 250 W. Densitatea de putere a crescut de la 25 W/mm2 la pulberile din

ase

ţa de lucru a maşinii EOSINT M 250 ste 250 x 250 mm şi înălţimea de 150 mm. Cu o densitate de 6.1 g/cm3 a materialului nterizat, greutatea maximă a piesei depăşeşte 50kg.

ri,

intr-un alt procedeu

ritatea creşte la

m plastice, la 700 W/mm2 la pulberi metalice. Laseri de putere mai mare sunt încă în faza de testare. Deoarece nu este necesară o preîncălzire iniţială a pulberii metalice, proiectarea incintei de lucru a maşinii nu este complicată. Suprafaesi 6.4.6.1 Aplicaţii ale DMLS Cea mai importantă aplicaţie a DMLS este producţia de matriţe metalice pentru injecţia de mase plastice sau aliaje neferoase. Procedeul este util pentru matriţe având forme complexe. În cazul matriţelor metalice având configuraţie geometrică simplă, este mai avantajos de folosit un procedeu de frezare pe maşini-unelte de frezat cu CNC. Totuşi, dacă matriţa metalică are anumite zone de geometrie complicată care nu ar putea fi prelucrate decât prin electroeroziune cu electrod masiv, atunci DMLS este mai recomandat. Uneoanumite canale interioare în matriţă, având secţiune variabilă, nu pot fi prelucrate nici prin electroeroziune. Singurul procedeu competitiv ca precizie şi preţ de cost rămâne DMLS. Sinterizarea selectivă cu laser şi infiltrarea pieselor durează 1-2 zile în funcţie de mărimea acestora. Timpul necesar proiectării pe calculator (CAD) precum şi pentru finisarea acestora, este acelaşi ca pentru orice altă piesă prelucrată prconvenţional. Precizia constructivă a planelor de separaţie a matriţelor este suficient de bună pentru a fi necesară doar cel mult o operaţie de finisare manuală. Proprietăţile mecanice ale matriţelor fabricate prin DMLS sunt de departe suficiente pentru injecţia de piese din mase plastice. De exemplu [Wilk,1996] la prelucrarea unor piese din poliamida PA66/35% GF seria de fabricaţie a fost de 1000 buc., la producerea unor repere din ABS seria de fabricaţie a fost de 4500 buc. După execuţia pieselor în nici una din situaţii nu s-au găsit urme de uzură pe matriţe. Parametri procesului de injecţie ai pieselor din mase plastice au fost cei convenţionali (1000 bari, 300 oC pentru PA66 – de ex.). Durabilitatea matriţelor metalice poate fi îmbunătăţită prin placare cu nikel, grosimea stratului depus fiind de 30 – 40 μm. Prin acest procedeu du


217

aproximativ 512 HV, ceea ce este comparabil cu duritatea oţelurilor cu duritate mare. otuşi cercetările relativ la duritatea matriţelor metalice nu sunt încheiate.

logia folosită (vezi tabelul 6.3). În acest tabel datele referitoare la procedeul SGC sunt corespunzătoare unei singure piese deşi pe maşină se pot fabrica 35 astfel de pies

.3 Pro

T 6.5 Studiu comparativ Este deosebit de dificil de făcut o diferenţiere netă a performanţelor sistemelor de fabricaţie rapidă a prototipurilor. Un studiu de caz din 1992 al firmei Chrysler a relevat faptul că preţul de cost pentru acelaşi prototip variază între aproximativ 88 şi 344 USD în funcţie de tehno

e simultan. Tabelul 6

ces RPCost / Timp de fabricaţie

SLA SGC SLS FDM LOM Timp de pregătire [ore] 0:34 0:21 0:35 4:20 0:46 Costul pregătirii [USD] 38.02 23.35 38.69 288.81 51.36 Timp de construire [ore] 5:06 10:00 3:00 8:00 9:51 Costul construirii [USD] 28377 10.05 31.99 39.11 22.49

T imp de postprocesare [ore] 1:45 1:00 1:20 0:15 0:25 Costul postprocesării [USD] 38.50 22.00 29.26 5.50 9.24

Costul î [USD] ntreţinerii 24.66 1.88 27.40 7.52 22.49 Costul materialului [USD] 4.00 31.43 5.89 4.00 5.82

TOTAL 133.94 88.70 199.23 344.94 109.40 Fiecare sistem de fabricaţie rapidă a prototipurilor are propriile avantaje şi dezavantaje. Nu se poate da o reţetă pentru alegerea optimă a unui anumit sistem. Această alegere trebuie făcută după fiecare caz particular în parte. Tendinţele de viitor în acest domeniu se îndreaptă spre Rapid Manufacturing. Acest concept nou presupune realizarea de piese finite printr-o tehnologie bazată pe materializarea piesei prin straturi succesive. Cu toate că domeniul aplicaţiilor acestor tehnologii se lărgeşte pe zi ce trece, totuşi aceste tehnologii nu reprezintă soluţia ideală pentru orice problemă de natură tehnologică. Tehnologiile de fabricaţie pe maşini-unelte cu comandă numerică vor continua să-şi păstreze o vreme rolul de lider în ceea ce priveşte precizia de fabricaţie. Totuşi progresele

alizate în această direcţie de sistemele de fabricaţie rapidă a prototipurilor nu sunt deloc rede neglijat.


218

6.6 Întrebări recapitulative

1. Prin ce se deosebeşte fundamental principiul de lucru la tehnologiile de fabricaţie in

ste de ordinul orelor sau chiar

e tip SLA?

în care materialul de lucru este hârtia.

u LOM?

10. Enumeraţi principalele domenii de aplicaţii ale fabricaţiei rapide a prototipurilor. 11. Ce se înţelege prin Direct Metal Laser Sintering (DMLS)?

rapidă a prototipurilor faţă de tehnologiile clasice de prelucrare mecanică praşchiere?

2. Cum definim precizia de prelucrare în cadrul fabricaţiei rapide a prototipurilor? 3. Ce tipuri de erori nu se pot evita în cadrul tehnologiilor RP? 4. In general, timpul de fabricaţie la tehnologiile RP e

zilelor (în funcţie de mărimea şi geometria piesei). Cum se rezolvă problema productivităţii prelucrării pe sistemele d

5. Care sunt deosebirile principale între sistemul SLA al firmei 3Dsystems şi sistemul Solider al firmei Cubital?

6. Care sunt caracteristicile principale ale sistemului LOM de fabricare rapidă a prototipurilor? Consideraţi cazul

7. De ce sistemul LOM nu necesită construirea de suporţi pentru susţinerea straturilor noi, în timpul construirii piesei?

8. Care sunt caracteristicile principale ale sistemelor de sinterizare selectivă cu laser?9. De cine depinde puterea laserului la sistemele de tip SLS sa

7

OPTIMIZAREA PROCESELOR TEHNOLOGICE 7.1 Introducere

În activitatea de proiectare şi analiză a diferitelor procese sau sisteme, specialiştii sunt puşi în faţa unor aspecte extrem de complicate sau imposibil de soluţionat, când se utilizează metodele analitice convenţionale. O serie de metode analitice au fost utilizate în decursul dezvoltării ştiinţei şi tehnologiei, dar în anumite situaţii ele erau laborioase, iar încercările de a găsi soluţii obligau adesea la aproximări care conduceau la modele matematice care nu mai reprezentau în mod riguros sistemul sau procesul, soluţia fiind la rândul ei imprecisă. Proiectarea optimă a unor organe de maşini sau tehnologii noi implică din partea celor interesaţi să fixeze apriori performanţele ce trebuie obţinute, astfel încât investiţia şi producţia să poată atinge rezultate maxime pentru un preţ de cost specificat. Plecând de la această premisă, proiectarea poate fi considerată completă numai dacă există speranţa că aceasta va îndeplini cerinţele impuse. În acest sens simularea permite analiza unui număr foarte mare de variante, pentru o multitudine de valori ale parametrilor de intrare.

Activitatea de simulare se defineşte ca o tehnică de realizare a experienţelor cu ajutorul calculatorului electronic, care implică utilizarea unor modele matematice sau logice ce descriu comportamentul real (sau a unor componente ale sale) pe durata unui anumit interval de timp. Simularea substituie sistemului sau procesului studiat o altă formă de reprezentare numită model. În [Dodescu1986] un model este o descriere într-o formă bine definită a anumitor comportări ale sistemului cu scopul de a prognoza o serie de comportări viitoare pentru seturi de I/O şi perturbaţii.


220

7.2 Necesitatea optimizării proceselor tehnologice

Există în general, mai multe modalităţi de obţinere a unui produs, fiecare dintre acestea fiind mai mult sau mai puţin eficiente. Când apare un nou produs, metodele iniţiale de obţinere a lui nu sunt întotdeauna şi cele mai eficiente. Dar cu ajutorul experienţei, procesul tehnologic de obţinere al produsului va ajunge să fie optimizat. După [*DEX1996] optimizarea se defineşte ca raţionamentul sau calculul care permite determinarea valorilor unuia sau mai multor parametri corespunzând soluţiei celei mai bune, dintre mai multe posibile. În orice procedură de optimizare, este foarte important de determinat criteriul sau criteriile ce trebuie îndeplinite în primul rând, iar apoi de stabilit relaţiile de interdependenţă dintre acestea. Odată stabilite relaţiile dintre criterii, putem opta pentru una dintre modalităţile de rezolvare a problemei. În domeniul ingineriei, cele mai uzuale criterii de optimizare sunt preţul de cost şi productivitatea. Acest al doilea criteriu depinde în mod normal de necesităţile pieţei de consum. El devine important şi-n cazurile în care creşterea producţivităţii este împiedicată de lipsa de capacitate a unităţilor de producţie. Oricum, în practică rata productivităţii precede adeseori criteriul preţului de cost. 7.3 Nivele de optimizare

În funcţie de îmbunătăţirile aduse formei produsului, performanţelor lui, sau metodei de obţinere a acestuia, există în general mai multe nivele de optimizare, dintre care amintim:

1. Îmbunătăţirea detaliilor relativ la metodele existente; 2. Noi metode convenţionale de producţie; 3. Adoptarea unei metode noi de producţie, radicală.

În general, nivelele de optimizare 2 şi 3 sunt mai greu de realizat. Dacă echipamentul existent într-o uzină are o eficienţă rezonabilă, adesea nu se poate justifica economic înlocuirea unui echipament vechi, chiar dacă echipamentul nou este mult mai eficient. Foarte adesea un echipament nou are o capacitate de producţie mult mai mare decât echipamentul vechi, depăşind uneori chiar necesităţile de producţie. Există în această situaţie perspectiva ca o mare parte din timp, echipamentul nou să fie inactiv. În vederea evitării unor costuri de producţie excesive, o parte din capacitatea de producţie a echipamentului nou poate să fie vândută. O altă problemă asociată cu adoptarea unui echipament nou, foarte eficient, este probabilitatea ca noile maşini să fie foarte sofisticate, în contradicţie cu îndemânarea şi nivelul de pregătire al personalului muncitor. Altă piedică

Optimizarea proceselor tehnologice

221

în adoptarea unui echipament nou, este faptul că o nouă generaţie de maşini împlică în general o investiţie mare şi dacă unitatea dispune de un capital de investiţie mic, ceea ce se întâmplă deseori, un producător nu poate înlocui maşinile vechi chiar dacă înlocuirea lor este justificată din toate punctele de vedere. Nivelul 2 de optimizare este urmat de o restructurare majoră a proceselor tehnologice. Decizia de alegere a unei metode convenţionale noi, trebuie să se bazeze pe o analiză economică atentă, având criteriu principal de comparaţie preţul de cost. Recurgerea la nivelul 3 de optimizare se face şi mai dificil. Sunt necesari minim 5 ani pentru introducerea unei tehnologii complet noi. Această introducere se face gradat, în mai multe etape, prin testarea ei în laboratoare şi staţii pilot, iar abia apoi la scară industrială. Toate aceste etape, comportă şi anumite riscuri, parcurgerea lor implicând multă gândire, timp, planificare atentă şi un mare efort de coordonare. Pentru aceasta, nivelul 3 de optimizare implică importante restricţii în ceea ce priveşte timpul disponibil, personalul disponibil şi un anumit grad de risc, pe lângă restricţiile aferente nivelului 2 de optimizare. Aceasta nu înseamnă că activitatea de optimizare corespunzătoare nivelelor 2 şi 3 este mai puţin importantă decât cea corespunzătoare nivelului 1. Un producător înţelept, va revedea periodic programul de producţie şi tehnologia folosită pentru a se asigura din timp de oportunitatea unei schimbări. Situaţia cel mai frecvent întâlnită în producţie implică optimizări corespunzătoare nivelului 1. Acesta este motivul pentru care obiectul acestui curs este axat pe această problemă. Dar metoda de bază folosită la toate nivelele de optimizare este aceeaşi şi anume:

• identificarea criteriului potrivit, în vederea optimizării constructive sau tehnologice;

• determinarea parametrilor geometrici sau tehnologici în funcţie de criteriile considerate şi ţinând cont de restricţiile existente;

• adoptarea valorilor parametrilor determinaţi, cât mai aproape posibil de valorile teoretice determinate pe cale numerică;

• verificarea experimentală a rezultatelor. Dacă pentru cazul optimizării corespunzătoare nivelului 2 putem enumera o serie de restricţii cum ar fi capitalul disponibil al unităţii industriale, numărul de maşini-unelte, nivelul de pregătire al personalului, etc., iar pentru nivelul 3 de optimizare timpul de implementare, riscul, etc., pentru cazul nivelului 1 de optimizare restricţiile care trebuie avute în vedere sunt:

• rezistenţa la uzură a materialului sculei aşchietoare; • domeniul de viteză, putere şi stabilitate dinamică a maşinii-unelte disponibile; • calitatea suprafeţei prelucrate şi precizia dimensională, etc.


222

7.4 Prelucrabilitate economică Una dintre cele mai importante probleme ale prelucrărilor prin aşchiere implică alegerea avansului şi vitezei de aşchiere, geometria sculei aşchietoare, tipul materialului sculei şi respectiv tipul materialului piesei de prelucrat, lichidul de răcire şi respectiv maşina-unealtă însăşi. Faţă de toate cele enumerate mai sus, par să se detaşeze trei grupe generale de decizie. În primul rând este vorba de alegerea parametrilor tehnologici de aşchiere (viteză de aşchiere, avans, turaţie, adâncime de aşchiere) capabili să ducă la obţinerea piesei în condiţiile cerute de calitate, formă, dimensiune, etc. În al doilea rând este necesară o programare atentă a producţiei. În fine, în al treilea rând programul de producţie trebuie îndeplinit la un preţ de cost cât mai mic posibil. În producţia de serie mare şi de masă nu este dificil de procurat echipamentul necesar producerii pieselor şi în aceste condiţii problema cea mai importantă devine alegerea parametrilor tehnologici optimi, astfel încât piesele să rezulte în condiţiile de calitate prescrise şi la un preţ de cost minim. Cât timp costul sculelor aşchietoare folosite în diverse operaţii date reprezintă o componentă majoră a preţului de producţie, durabilitatea sculei va juca un rol important în alegerea condiţiilor optime de aşchiere. Este demonstrat [Shaw1990] că dacă domeniul de variaţie al vitezei de aşchiere şi avansului nu este mare, durabilitatea sculei T (în min) se poate exprima sub forma:

;CTv n =⋅ (7.1) pentru o valoare dată a avansului, unde n şi C sunt constante ce depind de materialul piesei, materialul sculei, geometria sculei, etc. În cele ce urmează, vom presupune pentru operativitate, că avansul este fixat din considerente legate de puterea maşinii-unelte, forţa maximă admisibilă a mecanismului de prindere a sculei, mărimea rugozităţii suprafeţei prelucrate, etc., şi vom considera variabilă doar viteza de aşchiere. Dar analiza trebuie neapărat extinsă, astfel încât să includem ca variabilă şi avansul sculei, în vederea determinării valorii optime a acestuia. 7.4.1 Costul prelucrării În 1950, Gilbert a fost cel care a determinat pentru prima dată condiţiile economice de prelucrare într-un mod raţional [Shaw1990], [Deacu1992]. Dacă aşchierea este făcută cu viteză foarte mare, costul prelucrării va fi scăzut, dar cheltuielile cu sculele vor fi mari. În acelaşi mod, dacă aşchierea se face cu viteză mică, costul prelucrării va fi


223

mare, în schimb cheltuielile legate de scule vor fi mici. Aceasta ne conduce la concluzia că există o viteză optimă de aşchiere pentru orice operaţie de prelucrare, în care costul prelucrării să fie minim. Cheltuielile de care trebuie ţinut seama într-o astfel de analiză sunt:

• cheltuieli de prelucrare şi retribuţii directe, notate (Q1·tb) unde Q1 cuprinde valoarea maşinii-unelte şi retribuţia muncitorului la care se adaugă regia secţiei (în lei/min), iar tb este timpul de bază aferent prelucrării operaţiei. În cazul operaţiei de strunjire cilindrică tb se calculează astfel:

;1000 v

Lsv

ldns

ltb =⋅⋅⋅⋅

=⋅

=π (7.2)

în care: d este diametrul piesei de prelucrat [mm]; l – lungimea prelucrării [mm]; s – avansul sculei [mm/rot]; v – viteza de aşchiere [m/min]; L – lungimea (pe elice) de prelucrat [m].

• cheltuieli legate de schimbarea sculei (pe bucată), notate Q2:

;12 TttQQ b

s⋅= (7.3)

unde ts este timpul necesar schimbării sculei; • costul sculei (pe bucată) notat:

;TtQ b

s ⋅ (7.4)

unde Qs este preţul mediu al sculei având o singură muchie aşchietoare. Cu aceste considerente costul total k al operaţiei devine:

;11 TtQ

TttQtQk b

sb

sb ⋅+⋅⋅+⋅= (7.5)

Valoarea minimă a lui k se determină punând condiţia:

;0=∂∂

vk (7.6)

şi aceasta se poate afla după exprimarea lui tb şi T ca funcţii de v, folosind ecuaţiile (7.1) şi (7.2). În acest fel se poate determina că preţul de cost k este minim când durabilitatea sculei aşchietoare T, are o valoare particulară, notată T*:

;1111

1

1 ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −⋅=⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −⋅⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ +⋅=∗

nR

nQQtQT ss (7.7)

unde R este rata costurilor exprimată în minute, iar n este exponentul durabilităţii din


224

ecuaţia (7.1). Viteza de aşchiere corespunzătoare acestei durabilităţi este:

( ) ;nT

Cv∗

∗ = (7.8)

Dacă această expresie a vitezei de aşchiere este reintrodusă în ecuaţia (7.5), vom obţine expresia costului de prelucrare minim pe bucată:

;1

1 ∗∗ ⋅−

= btnQk (7.9)

7.4.2 Factori de influenţă ai costului prelucrării 7.4.2.1 Indici de prelucrabilitate Adesea este indicat să cunoaştem dintr-un grup de materiale, care este cel mai uşor de prelucrat, ori să putem exprima potenţialul unui material de scule relativ la altul. Taylor a măsurat performanţele oţelului rapid în funcţie de viteza de aşchiere necesară pentru o durabilitate a sculei de 20 minute:

;2,20

1,2020 v

vM = (7.10)

Indicele de prelucrabilitate uzual este acela corespunzător unei viteze de aşchiere la care durabilitatea sculei aşchietoare să fie de 60 minute, sau:

;2,60

1,6060 v

vM = (7.11)

Deoarece suntem direct interesaţi să producem piese la un preţ de cost cât mai scăzut, o mai bună exprimare a indicelui de prelucrabilitate ar fi:

;1

2∗

∗∗ =

kkM (7.12)

unde k1* este preţul de cost minim pe bucată, corespunzător unei scule date sau material de

prelucrat notat cu (1), iar k2* este preţul de cost minim pe bucată, corespunzător sculei sau

materialului de prelucrat notat (2). Deasemenea este important de cunoscut ce diferenţă există între aceşti doi indici de prelucrabilitate. Din ecuaţiile (7.9) şi (7.12) avem:

( )( )

( )( ) ;1

1 2

1

1

1

2

2

1

2

1

2∗

∗

∗

∗

∗

∗

∗

∗

=−

⋅−

==vv

tn

nt

tt

kk

b

b

b

b (7.13)

Deci:


225

( )( )

( )( ) ;

11

1

2

1

2

2

1

2

1

1

2n

n

b

b

T

TCC

nn

tt

∗

∗

∗

∗

⋅=−−

⋅ (7.14)

de unde:

( )( ) ;

2

1

1

2∗

∗

∗

∗

=vv

tt

b

b (7.15)

pentru (Q1)1* = (Q1)2

* şi deci:

( ) ( )( ) ( )

;1

1

212

1211

2

nTC

nTCM n

n

−⋅⋅

−⋅⋅=

∗

∗∗ (7.16)

În mod similar, indicele de prelucrabilitate corespunzător unei durabilităţi a sculei, notat MT, se poate scrie:

;12

2

1

2,

1, nn

T

TT T

CC

vv

M −⋅== (7.17)

Dacă valoarea durabilităţii T din ecuaţia (7.17) este luată ca valoare medie între T1* şi T2

* atunci:

;112 2

2

1

1

2

1⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −+

−⋅== ∗

∗

nn

nnR

TTT (7.18)

cu R1 = R2. Valoarea ratei indicilor de prelucrabilitate MT respectiv M* va fi:

( );

11

12

1211

1

2

2

2

1

1

2

2

1

12

1

12

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−−

⋅

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −⋅

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −⋅

⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −+

−=

−

∗ nn

nn

nn

nn

nn

MM

n

n

nnT (7.19)

Această rată este unitară oricând n1 = n2, subunitară şi apropiată de 1 când n1 şi n2 nu diferă cu mai mult de 20%. Dacă n1 şi n2 au valori mult diferite, atunci MT/M* diferă mult de valoarea 1 şi deci cele două criterii de prelucrabilitate nu sunt echivalente. Pentru a duce discuţia mai departe, este clar că dacă există o mică diferenţă între indicele de prelucrabilitate MT (uşor de determinat) şi ceva mai dificil de determinat indice de prelucrabilitate M*, atunci pantele curbelor de durabilitate nu diferă prea mult în condiţiile expuse mai sus. De aici durabilitatea T pentru care indicele de prelucrabilitatea este MT, ar trebui să corespundă de cele mai multe ori la o valoare medie a durabilităţii economice T* [Shaw1990].


226

7.4.2.2 Influenţa lichidului de aşchiere asupra costului prelucrării Cele mai multe dintre lichidele de aşchiere se divid în două clase: a) bazate pe ulei; şi b) bazate pe apă. Lichidele bazate pe ulei sunt recunoscute a fi cele mai bune în privinţa lubrificării, în timp ce lichidele bazate pe apă au cel mai mare potenţial de răcire. La viteze de aşchiere mici o problemă de maimă importanţă este lubrificaţia la contactul sculă-aşchie, respectiv obţinerea unei suprafeţe de calitate, în timp ce la aşchierea cu viteză mare durabilitatea sculei şi răcirea acesteia devin două criterii majore. Un domeniu de cercetare în cadrul optimizării procesului tehnologic de aşchiere ar putea fi constituit de studiul performanţelor unei întregi game de lichide de aşchiere, având drept funcţie obiectiv preţul de cost al prelucrării. În aceste condiţii ar trebui determinat dacă costul lichidului de aşchiere influenţează mult preţul de cost al prelucrării în condiţiile în care folosirea lui ar duce la obţinerea de performanţe mărite la prelucrare. 7.4.2.3 Modul de variaţie a turaţiei şi influenţa ei asupra costului prelucrării Cele mai multe maşini–unelte sunt construite cu variator de turaţii în trepte. De aici şi variaţia vitezei de aşchiere tot în trepte cu raţia constantă (1+k), unde k are în mod uzual valorile 0.2, …, 0.4. O maşină-unealtă cu variator continuu de turaţie este o maşină scumpă şi este atunci interesant de calculat ce valoare a preţului de cost în plus se poate justifica pentru un astfel de avantaj. Dacă într-o situaţie dată, valoarea vitezei de aşchiere corespunzătoare preţului de cost pe bucată minim k* este v*, atunci diferenţa de viteză datorată lipsei posibilităţii variaţiei continue a vitezei va fi (±k·v*/2), în timp ce diferenţa medie va fi (±k·v*/4) [Shaw1990]. Semnul + sau – indică dacă viteza de aşchiere folosită este mai mare, respectiv mai mică decât v*. Costul minim pe bucată, atunci când putem folosi v*, va fi:

;11 ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⋅⋅=

∗∗

T

RtQk b (7.20)

Notând cu k1 costul pe bucată în condiţiile existenţei diferenţei medii dintre valoarea v* a vitezei optime şi viteza utilizată, respectiv cu (k1-k*) costul adiţional mediu pe bucată, datorat lipsei posibilităţii de variaţie continuă a vitezei de aşchiere, vom avea:

;4

11

41

1

11

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ±⋅+⋅

±

⋅=

∗

∗nb k

TR

ktQ

k (7.21)


227

( ) ;14/14/1

4/ 11

11⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−±⋅+⋅⋅=− −

∗∗∗

nb kTR

kktQkkμμ (7.22)

7.4.2.4 Influenţa sculelor şi materialelor de prelucrat asupra costului prelucrării În trecut îmbunătăţirile legate de scula aşchietoare sau materialul de prelucrat au avut drept criteriu major durabilitatea sculei aşchietoare. În timp ce durabilitatea sculei este un criteriu de comparaţie potrivit în asemenea situaţii în care două procese tehnologice de aşchiere coincid, o comparaţie bazată pe criteriul preţ de cost pe bucată este întotdeauna potrivit. Un exemplu de analiză a preţului de cost este prezentat de Shaw, M.C. în lucrarea Metal cutting principles [Shaw1990], în care dintre două csule aşchietoare armate cu plăcuţe mineralo-ceramice, plăcuţa având durabilitatea mai mică dar şi preţul de cost mai scăzut, a dat în final preţul de cost al fabricaţiei pe bucată cel mai mic. O problemă frecventă în optimizarea unui proces tehnologic este aceea referitoare la decizia ce trebuie să o luăm între două materiale ce sunt echivalente din punct de vedere al produsului finit atunci când prelucrabilitatea respectiv preţul de cost al celor două materiale este diferit. Să notăm cele două materiale cu A şi B. Costul pe unitate de greutate al celor două materiale este MA şi MB (unde MB > MA), în timp ce ecuaţia (7.1) pentru fiecare dintre cele două materiale devine:

;

;

Bn

An

CTv

CTv

=⋅

=⋅ (7.23)

unde CB > CA şi valorile exponentului durabilităţii “n” se presupun a fi aceleaşi pentru ambele materiale. Din ecuaţia (7.9) diferenţa costurilor minime pe bucată va fi:

( );1

*,

*,

**BCACBA TT

nQkk −⋅−

=− (7.24)

Folosind şi ecuaţia (7.) avem:

;11)1(1000 **

**⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−⋅

−⋅⋅⋅⋅⋅

=−BA

BA vvntQldkk π (7.25)

Diferenţa de cost referitoare la materialul piesei este w·(MB-MA) unde w este greutatea semifabricatului. Folosirea unui material nou pentru prelucrarea piesei va fi justificată numai dacă:

( ) ;**BAAB kkMMw −<−⋅ (7.26)


228

sau:

;11)1(1000 ** ⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−⋅

⋅−⋅⋅⋅⋅⋅

<−BA

AB vvwntQldMM π (7.27)

7.4.2.5 Influenţa aşchierii cu mai multe scule simultan asupra costului prelucrării Când două scule identice aşchiază simultan o aceeaşi piesă în cadrul unei singure operaţii (vezi fig.7.1), întreaga operaţie va fi terminată într-un timp de două ori mai scurt decât în cazul prelucrării aceleiaşi operaţii cu o singură sculă. Cheltuielile aferente utilajului, retribuţiei muncitorului, notate cu Q [lei/min] vor fi aceleaşi ca şi-n cazul folosirii unei singure scule, dar valoarea timpului de schimbare al sculelor ts şi costul noilor scule 2·Qs·tb/T va fi dublul valorii corespunzătoare cazului folosirii a două scule simultan, devine:

;2 12 RQ

tQR s ⋅=⋅

= (7.28)

unde R1 este valoarea lui R pentru cazul prelucrării cu o singură sculă. Din ecuaţia (7.7), durabilitatea corespunzătoare unui cost minim la prelucrarea cu două scule simultan, este:

;211 *12

*2 TR

nT ⋅=⋅⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −= ;211 *

12*2 TR

nT ⋅=⋅⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −= (7.29)

unde T1* este durabilitatea corespunzătounde T1* este durabilitatea corespunzătoare costului minim al prelucrării cu o singură sculă.

l l

n s s

Fig.7.1 Strunjire longitudinală exterioară cu două scule simultan.


229

Devine astfel evident că dacă costul sculelor şi al schimbării sculelor (plus costul reascuţirii lor) creşte relativ la cheltuielile legate de maşina-unealtă respectiv prelucrarea piesei, durabilitatea optimă a sculei creşte, iar regimul de prelucrare va avea viteze de aşchiere mai mici. O situaţie particulară a cazului prelucrării cu mai multe scule simultan este reprezentată de maşinile-unelte multiax. În acest caz diferite scule acţionează asupra diferitelor semifabricate montate în arborii maşinii-unelte. Una dintre sculele ce acţionează într-unul dintre posturile de lucru necesită cel mai lung timp (numit timp critic) pentru terminarea operaţiei, iar această sculă determină timpul pe ciclu (timpul necesar prelucrării unei piese) egal cu timpul de prelucrare critic înmulţit cu numărul de posturi al maşinii-unelte. Dacă toate sculele sunt schimbate în acelaşi timp (ceea ce nu este neapărat necesar) atunci o bună aproximare pentru optimizarea acestei probleme complexe este să calculăm rata R a costului pentru fiecare sculă, iar apoi ţinând cont că scula critică (cea care determină timpul pe ciclu) acţionează singură cu o valoare R a ratei costului, egală cu suma valorilor lui R corespunzătoare tuturor sculelor. Durabilitatea optimă corespunzătoare costului minim T* poate fi calculată prin înlocuirea sumei valorilor lui R corespunzătoare tuturor sculelor în expresia lui R dată de ecuaţia (7.29) şi folosind valoarea exponentului “n” corespunzător sculei critice (sculei ce determină timpul critic). 7.5 Productivitate optimă O alternativă la optimizarea unui proces tehnologic este determinarea vitezei critice de aşchiere în vederea obţinerii unei producţivităţi maxime. Trebuie să determinăm expresia timpului total de prelucrare incluzând timpii de bază, timpii de schimbare ai sculelor respectiv timpii ajutători. Apoi vom diferenţia această expresie relativ la viteza de aşchiere şi diferenţiala expresiei timpului total de prelucrare o vom egala cu zero. Timpul total de prelucrare este :

;∑ +⋅+= ab

sb tTtttT (7.30)

unde: tb este timpul de bază dat de ecuaţia (7.2) exprimat în min; ts – timpul necesar schimbării şi reascuţirii sculei [min]; T – durabilitatea sculei [min]; ta – timpi auxiliari, independenţi de viteza de aşchiere [min].

Înlocuind pe tb şi T din ecuaţiile (7.1) şi (7.2) în ecuaţia (7.30), diferenţiind relaţia obţinută în funcţie de viteza de aşchiere şi egalând cu zero, vom obţine următoarea expresie a


230

durabilităţii optime a sculei, corespunzătoare unei productivităţi maxime (notate T**):

;11** ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −⋅=

ntT s (7.31)

Comparând această ecuaţie cu ecuaţia (7.7):

;1

*

**

QQtt

Tt

TT

ss

ss

+== (7.32)

rezultă că durabilitatea optimă a sculei corespunzătoare unei rate maxime a producţivităţii este mai mică decât durabilitatea optimă a sculei corespunzătoare unui cost minim al prelucrării. Viteza de aşchiere corespunzătoare unei productivităţi maxime este:

( ) ;**

**n

T

Cv = (7.33)

k T Figura 7.2 ilustrează diferenţa dintre viteza de aşchiere optimă pentru cazul prelucrării unei piese la un preţ de cost minim (v*), respectiv la o rată a productivităţii maxime (v**). 7.6 Control adaptiv O configuraţie NC (vezi fig. 7.3.a) monitorizează datele de poziţie, respectiv parametrii tehnologici de proces, utilizând sistemul feedback pentru compensarea erorilor

T k

vv* v**O

Fig.7.2 Relaţia Cost optim – viteză de aşchiere şi Durabilitate – viteză de aşchiere.


231

dintre comenzi şi răspuns. Bucla feedback este în directă legătură cu sistemul de comandă. Odată introduse datele de intrare referitoare la traiectoria sculei, respectiv regimul de prelucrare (turaţie, avans, adâncime de aşchiere etc.) un sistem NC execută comenzile programate fără să analizeze în continuare procesul tehnologic executat. Controlul adaptiv introduce o buclă feedback în sistemul NC, buclă ce are tocmai rolul de a analiza procesul tehnologic în decursul execuţiei acestuia. Bucla de reacţie (feedback) preia o serie de informaţii din procesul tehnologic cum ar fi: variaţia proprietăţilor fizice ale materialului piesei, uzura sculei aşchietoare, variaţia adâncimii de aşchiere sau deviaţia sculei, variaţia temperaturii din zona de aşchiere, vibraţiile sistemului tehnologic etc. Aceste informaţii sunt preluate prin intermediul unor senzori ce măsoară variaţia forţei de aşchiere, a temperaturii cuplului sculă-piesă, a momentului de torsiune pe arborele principal, a vibraţiilor etc. Acest flux de informaţii este preluat şi transformat în informaţii de ieşire transmise prin bucla de reacţie, în timp real, maşinii-unelte. În figura 7.3.b este ilustrată schema generală a unui sistem NC cu comandă adaptivă. Un sistem de control adaptiv în vederea optimizării, gestionează setul de variabile de intrare astfel încât valorile variabilelor de proces tehnologic (variabilele de ieşire) să satisfacă anumite criterii. Unitatea de control adaptiv (vezi fig.7.4) transmite un număr de variabile de intrare Xi, date având rol de comandă a procesului tehnologic Aceste date de intrare pot fi valori ale avansului, vitezei de aşchiere, turaţiei etc. Alte date de intrare pot fi constituite de anumiţi factori de perturbare a procesului tehnologic notate Di, ce pot avea un efect semnificativ în cadrul procesului, dar care nu pot fi controlate direct. Variabilele de ieşire măsurabile notate Pj, sau altfel spus variabile de proces, sunt înregistrate şi transferate unui calculator (primul element într-un sistem adaptiv). După cum se poate observa din figura 7.4, datele de intrare în calculator constau din Xi, Pj, precum şi un set de criterii de optimizare Ck. Folosind anumite relaţii funcţionale de forma:

(7.34) );,( ji PXgM =

calculatorul electronic, în baza criteriilor de optimizare Ck şi a unor algoritmi de optimizare, determină cea mai bună combinaţie de variabile de intrare Xi, ţinând cont şi de valorile instantanee ale factorilor perturbatori Pj.

Rezultatele optimizării efectuate de calculator sunt tocmai corecţiile necesare variabilelor Xi. Mecanismul de funcţionare al oricărui proces tehnologic necesită ca valorile variabilelor Xi, să rămână între anumite limite. Din acest motiv trebuie specificate iniţial anumite limite de variaţie ale variabilelor Xi, limite care trebuie respectate pe parcursul desfăşurării procesului tehnologic.


232

Fig.7.3 Schemele bloc ale sistemelor : a) NC conventional, b) sistemulNC cu comanda adaptiva.

Unitatede control

Masina-unealta cucomanda numerica

Procesul tehnologicde aschiere

Date de intrare

Bucla feedback pentru date

geometrice si tehnologice

Date geometrice

si tehnologice

Unitate decontrol

Masina-unealta cucomanda numerica

Procesul tehnologicde aschiere

Date de intrare

Bucla feedback pentru date

geometrice si tehnologice

Date geometrice

si tehnologice

Unitate decontrol adaptiv

Corectii

Variabile de proces

b)

a)


233

7.6.1 Sisteme AC-NC Optimizarea prin control adaptiv poate fi aplicată oricărui tip de proces tehnologic ce are variabile de intrare/ieşire cu valori discrete. Un echipament NC convenţional poate fi programat să execute un set de comenzi specifice, dar unitatea de control numeric nu este capabilă să modifice de la sine parametrii de reglare ai procesului în decursul desfăşurării acestuia. Cu toate că avansul, turaţia respectiv poziţia geometrică a sculei faţă de piesă sunt comandate de către unitatea de control numeric a maşinii-unelte (MCU), sistemul adaptiv este cel care sesizează schimbările survenite în timpul desfăşurării procesului tehnologic şi indică corecţiile necesare pentru optimizarea funcţionării acestuia. Aşadar o maşină-unealtă

Proces tehnologic

Calculator electronic

Control adaptiv

Variabile de comandă

Variabile de intrare Xi

Factori perturbatori Di

Variabile de proces Pj

Pj

Criteriu de optimizare Ck

Corecţii

Decizii în cazul

depăşirii restricţiilor

Fig.7.4 Schema-bloc a sistemului de control adaptiv optimizat.


234

cu comandă numerică şi control adaptiv va asigura desfăşurarea întregului proces tehnologic în condiţii de siguranţă atât pentru sculă cât şi pentru piesă, va alege în permanenţă, în timp real, valorile optime ale parametrilor procesului tehnologic în funcţie de starea sistemului în fiecare moment, va asigura calitatea suprafeţelor prelucrate şi precizia dimensională etc. În plus o asemenea maşină-unealtă este puţin dependentă de operatorul uman.

Unitatea de comandă a

maşinii-unelte

Servo-sistem

Control adaptiv

Intrare Semnal de

eroare

Bucla feedback pentru date geometrice şi tehnologice

Forţe de aşchiere

Corecţii

Limite pentru

avans şi viteză

Fig.7.5 Schema-bloc simplificată a sistemului NC adaptiv.

Pentru a ilustra toate calităţile descrise mai sus, să considerăm o maşină-unealtă cu NC şi control adaptiv, capabilă să sesizeze valoarea instantanee a forţei de aşchiere ce acţionează asupra sculei (vezi fig.7.5). Determinarea forţei de aşchiere ce acţionează asupra


235

sculei este de o importanţă deosebită pentru procesul tehnologic, de la ea decurgând o serie de alte informaţii legate de deviaţia sculei, evaluarea gradului de uzură a acesteia, eficacitatea alegerii mărimii avansului, determinarea variaţiei proprietăţilor fizice ale materialului piesei etc. Prin permanenta modificare a mărimii avansului respectiv a vitezei de aşchiere astfel încât forţele de aşchiere să nu depăşească valorile permise, putem proteja atât maşina-unealtă, scula cât şi piesa de prelucrat. Pentru o maşină-unealtă cu NC convenţională se impune în permanenţă alegerea potrivită a avansului şi vitezei de aşchiere pentru a evita uzura excesivă a sculei sau chiar ruperea acesteia. În schimb un sistem NC cu comandă adaptivă ajustează în permanenţă valorile avansului şi vitezei de aşchiere la orice sesizare că acestea au ieşit din limitele prescrise. Aşadar în cazul sistemelor NC cu comandă adaptivă nu se mai pune problema programării avansului şi vitezei de aşchiere. Trebuie programate doar limitele admisibile pentru valorile avansului şi vitezei de aşchiere, iar sistemul adaptiv în baza senzorilor va prelua valorile actuale ale parametrilor şi le va ajusta între limitele admisibile şi le va reintroduce prin feedback în proces. Erorile de genul uzurii sculei aşchietoare sau încovoierii acesteia nu sunt sesizate de un sistem NC convenţional. Erorile dimensionale asociate cu încovoierea sculei sunt ilustrate în figura 7.6.

F

eroarea e

piesa de prelucrat

Scula aşchietoare

aşchiePoziţia teoretică a vârfului sculei

Poziţia reală a vârfului sculei

Poziţia nedeformatăsculei aşchietoare

Fig.7.6 Schema încovoierii sculei aşchietoare.

a Valorile mari ale forţei de aşchiere pot produce deformaţia acesteia, astfel încât poziţia geometrică programată a sculei, care presupune lipsa încovoierii acesteia, va fi diferită de poziţia geometrică reală. În general, erorile dimensionale datorate încovoierii sculei sunt de


236

ordinul a 0.02 mm, sau mai mici. Totuşi operaţiile de înaltă precizie dimensională necesită luarea în considerare şi a acestei erori în vederea minimizării ei. În acest scop sistemul de comandă adaptivă sesizând în permanenţă valorile forţei de aşchiere, ajustează valoarea avansului astfel încât să limiteze creşterea peste o anumită limită a forţei de aşchiere şi prin aceasta, menţinerea sub anumite valori a erorilor datorate încovoierii sculei. Sistemul de comandă adaptivă optimizează procesul tehnologic de aşchiere prin maximizarea volumului de metal aşchiat în unitatea de timp. Experimentele făcute de Bendix Corporation [Shaw1990], au demonstrat că un sistem NC cu comandă adaptivă poate reduce timpul de prelucrare cu până la 30% faţă de timpul necesar prelucrării aceleiaşi piese pe o maşină-unealtă cu NC convenţională. Dar productivitatea nu este singurul criteriu ce trebuie optimizat. Prin redefinirea programului de optimizare, sistemul de comandă adaptivă poate fi făcut să optimizeze procesul tehnologic în vederea îmbunătăţirii calităţii suprafeţei prelucrate, ori în vederea îmbunătăţirii durabilităţii sculei aşchietoare etc. 7.7 Elementele unui sistem NC cu comandă adaptivă Procesul tehnologic de aşchiere poate fi privit din punct de vedere matematic ca o funcţie de mai multe variabile, dependente unele de celelalte. În vederea corectării permanente a avansului şi vitezei de aşchiere, sistemul NC cu comandă adaptivă supraveghează permanent valoarea puterii consumate în procesul de aşchiere, momentul de torsiune pe arborele principal, temperatura cuplului sculă-piesă, valoarea instantanee a forţei de aşchiere, nivelul vibraţiilor sistemului tehnologic etc. Pentru supravegherea acestor parametrii sistemul NC adaptiv este dotat cu un întreg set de traductori şi senzori de prelucrare a datelor. Figura 7.7 ilustrează configuraţia sistemului NC cu comandă adaptivă. Forţa de aşchiere, încovoiereea sculei şi momentul de torsiune sunt înregistrate prin intermediul timbrelor tensometrice montate pe sculă şi pe arborele principal, în timp ce puterea consumată de motorul de antrenare al arborelui principal se etermină prin măsurarea intensităţii curentului electric. Folosind principiul de măsurare al tensiunii într-un termocuplu, se poate determina temperatura cuplului sculă-piesă. 7.7.1 Corecţia variabilelor de proces Sistemul de control adaptiv încearcă în permanenţă să mărească performanţa maşinii-unelte până la depăşirea unei anumite restricţii. Într-o astfel de situaţie sistemul AC


237

are mai multe posibilităţi de soluţionare: optimizarea sau corecţia aferentă restricţiei depăşite. Restricţiile definesc un domeniu admisibil de operare pentru unitatea de control adaptiv.

IEŞIRE

INTRARE

poziţia pe axa x

poziţia pe axa y

viteza de aşchiere

comanda axei x

comanda axei y

cuplu de torsiune

deformaţia sculei

temperatura sculei

vibraţii

Fig.7.7 Configuraţia sistemului NC cu comandă adaptivă.

De exemplu, sistemul de control din figura 7.7 trebuie să aibă definite următoarele restricţii: valorile minimă şi maximă pentru viteza de aşchiere; valorile minimă şi maximă pentru avans;


238

valoarea maximă admisibilă pentru forţa de aşchiere; temperatura maximă admisibilă pentru cuplul sculă-piesă; valoarea maximă admisibilă pentru momentul de torsiune pe arborele principal.

Dacă cel puţin una dintre aceste restricţii este depăşită, unitatea de control adaptiv va transmite informaţia către subsistemul logic ACU (Adaptive Control Unit) (vezi fig.7.8) În funcţie de variabila de proces care a depăşit restricţia, subsistemul logic al ACU incrementează sau decrementează valoarea variabilei de proces astfel încât ea să se înscrie între limitele admisibile. Dacă de pildă valoarea admisibilă a forţei de aşchiere este depăşită, atunci una din măsurile ce se pot lua constau din micşorarea valorii avansului sau vitezei de aşchiere. Deoarece este posibil ca aplicarea unei corecţii să implice depăşirea altei restricţii, subsistemul logic al ACU este programat de o asemenea manieră care să înlăture posibilitatea oscilaţiei sistemului ACU.

Intrare în ACU

Detecţia restricţiilor depăşite

Există restricţii depăşite

?

Subsistemul logic ACU

Procedura de optimizare Corecţia variabilelor

de proces

Parametrii de proces tehnologic

optimizaţi

Da

Nu

Fig.7.8 Modul de acţionare al unităţii logice de control adaptiv.


239

Sistemul de detecţie al depăşirii unei limite admisibile (dată de restricţii) este folosit deasemenea la oprirea completă a procesului tehnologic în caz de pericol. Astfel, procesul tehnologic se opreşte dacă sistemul ACU sesizează de exemplu ruperea sculei. Durabilitatea sculei este o dată de intrare pentru sistemul ACU. În acest sens pentru fiecare sculă folosită sistemul ACU verifică timpul rămas pentru folosire şi dă un mesaj în momentul în care trebuie schimbată. 7.7.2 Corecţia procesului tehnologic prin intermediul optimizării

În vederea optimizării procesului tehnologic, ACU maximizează eficienţa întregului proces tehnologic din punctul de vedere al unuia sau a mai multor criterii majore, prin selecţia variabilelor de proces. Procesul de optimizare constă dintr-o problemă de maximizare sau minimizare n-dimensională, unde “n” este numărul variabilelor independente ale funcţiei sau funcţiilor ce modelează matematic procesul tehnologic în cauză. Pentru a ilustra modul de optimizare al procesului tehnologic să considerăm un criteriu M exprimat în funcţie de două variabile de decizie: avansul şi viteza de aşchiere. Fie:

);,( vsMM = (7.35)

unde avansul s şi viteza v sunt dependente una de cealaltă conform ecuaţiei (7.35). Similar graficului funcţiei din figura 1.1, este posibil de reprezentat grafic funcţia dată de ecuaţia (7.35) într-un sistem triortogonal de axe de coordonate, în care pe două din axe vom avea avansul şi viteza de aşchiere, iar pe a treia axă funcţia M = M(s,v). Pentru a determina valorile optime ale parametrilor procesului tehnologic pentru care criteriul M ia valoarea maximă (sau după caz, minimă) se poate aplica o metodă numerică de optimizare conform celor prezentate în capitolele 2÷5. Tipul acestei metode se alege în funcţie de forma modelului matematic al procesului tehnologic. În cazul de faţă este deosebit de importantă durata timpului de calcul pe calculator, în vederea determinării soluţiei optime, datorită necesităţii de a avea răspunsul în timp real. Nu se poate vorbi de o optimizare prin AC dacă timpul de răspuns este chiar de ordinul secundelor, pentru că în acest caz corecţia se va face prea târziu. 7.8 Sisteme de prelucrare computerizate Sistemele de prelucrare computerizate se bazează pe două tehnici de bază şi anume:


240

modelarea matematică, bazată pe ecuaţii analitice deduse empiric, ce permit cea mai bună alegere a variabilelor de proces dintr-un şir de date experimentale;

sisteme de baze de date, care permit achiziţia datelor necesare procesului de prelucrare prin aşchiere dintr-o imensă bancă de informaţii.

Ambele tehnici pot fi utilizate în cadrul unui singur sistem de prelucrare computerizat. 7.8.1 Programe de modelare matematică Un asemenea program de modelare matematică are ca necunoscute variabilele procesului de prelucrare mecanică prin aşchiere. În general variabilele X ale procesului de prelucrare mecanică ( a nu se confunda cu variabilele de decizie), cum ar fi de exemplu durabilitatea sculei aşchietoare T, calitatea suprafeţei prelucrate exprimată prin intermediul rugozităţii suprafeţei Ra etc., se exprimă sub forma:

);,,,( 21 npppXX Λ=

unde p1, p2, …, pn sunt parametrii procesului tehnologic de aşchiere. Unul dintre cele mai vechi modele matematice referitoare la procesul tehnologic de aşchiere îl reprezintă modelul durabilităţii sculei, al lui Taylor, dezvoltat în 1907:

;CTv n =⋅ în care v reprezintă viteza de aşchiere, T - durabilitatea sculei aşchietoare, n – exponentul durabilităţii, dedus pe cale experimentală, iar C – o constantă de material. Pentru valori cunoscute ale lui n şi C, viteza de aşchiere relativ la durabilitatea T a sculei se poate deduce din relaţia:

(7.36)

(7.36)

(7.37) ;logloglog TnCv ⋅−=

În practică sistemele de prelucrare computerizată folosesc modele matematice sofisticate ce ţin cont de un număr foarte mare de condiţii specifice proceselor de aşchiere. Deasemenea, ele sunt cuplate cu proceduri numerice de optimizare complexe, ce permit selectarea avansului şi a vitezei de aşchiere în cele mai bune condiţii. 7.8.2 Sisteme de baze de date Un sistem de baze de date pe calculator gestionează o structură uriaşă în vederea facilitării calculului datelor optime de proces. Structura unui astfel de sistem este ilustrată în figura 7.9.


241

FIŞIER DE MATERIALE

FIŞIER DE SCULE

FIŞIER DE MAŞINI UNELTE

BAZA DE DATE DATE DEINTRARE

PROCESOR DE ANALIZĂ A

BAZEI DE DATE

MODELE MATEMATICE PENTRU CALCULUL

AVANSULUI ŞI VITEZAŞCHIERE

EI DE

DATE DE IEŞIRE

Fig.7.9 Schema sistemului de baze de date.

Intrarea în sistem poate fi reprezentată de un terminal interactiv, iar datele sunt prelucrate de un procesor care determină ce informaţii sunt necesare a fi extrase din baza de date. O bază de date tipică proceselor tehnologice de prelucrare prin aşchiere constă din trei mari tipuri de fişiere. a) Fişierul de material conţine informaţii despre caracteristicile de prelucrabilitate ale

materialului piesei. Datele include şi valori experimentale ale avansului şi vitezei de aşchiere corespunzătoare diferitelor scule aşchietoare respectiv operaţii de prelucrare specifice unui anumit tip de material;

b) Fişierul de scule descriind scula aşchietoare în funcţie de geometria acesteia, diametrul, numărul de dinţi, lungimea muchiei aşchietoare, unghiurile de aşchiere, configuraţia sistemului de prindere şi materialul acesteia;

c) Fişierul de maşini-unelte conţinând date referitoare la tipurile de operaţii posibile de executat pentru un anumit număr de maşini-unelte. În acelaşi fişier sunt incluse valorile limită minimă şi maximă ale turaţiei respectiv avansului, valoarea limită maximă a


242

puterii motorului electric de antrenare al arborelui principal al maşinii-unelte. Fişierul conţine deasemenea date referitoare la rigiditatea şi precizia de lucru a maşinii-unelte.

Informaţiile obţinute din baza de date formează datele de intrare pentru programele de modelare matematică a procesului tehnologic. Baza de date a procesului tehnologic de prelucrare prin aşchiere trebuie astfel proiectată încât accesul la date să se efectueze rapid, iar întreţinerea ei să fie uşoară. 7.8.3 Sisteme de prelucrare integrate Atât sistemele bazate pe programe de modelare matematică, cât şi sistemele de baze de date acţionează în general de sine stătător. Dar un sistem de prelucrare integrat cum este sistemul EXAPT (vezi fig.7.10) este proiectat să genereze programul NC de prelucrare

PROCESOR GEOMETRIC

INTRARE ÎN PROGRAM

PROCESOR TEHNOLOGIC

POSTPROCESOR

BAZA DE DATE RELATIV LA

PROCESUL DE PRELUCRARE

Fig.7.10 EXAPT – Sistem de prelucrare integrat.


243

în limbaj APT, având o interfaţă directă cu un postprocesor ce conţine proceduri de calcul şi analiză a variabilelor procesului tehnologic. Pentru aceasta EXAPT are două funcţiuni distincte. În primul rând, calculează traiectoriile sculelor în funcţie de caracteristicile geometrice ale piesei de prelucrat, apoi apelează proceduri matematice de optimizare în vederea determinării condiţiilor optime de prelucrare. Ambele funcţiuni sunt integrate într-un singur sistem computerizat. Programul de comandă numerică generat de EXAPT conţine instrucţiuni de comandă asemănătoare limbajului APT relativ la caracteristicile geometrice şi tehnologice necesare prelucrării piesei. Procesorul geometric determină poziţia iniţială a sculei în funcţie de descrierea geometrică a piesei. Procesorul tehnologic calculează condiţiile optime de prelucrare ale piesei pentru fiecare operaţie în parte, în baza sistemului de baze de date tehnologice a lui EXAPT. Sistemul verifică raiectoria finală a sculei în vederea evitării coliziunilor accidentale ale acesteia cu suprafaţa piesei. Limbajul EXAPT conţine şi instrucţiuni adiţionale faţă de limbajul APT, menite a facilita alegerea iniţială a datelor tehnologice din baza de date a sistemului. 7.9 Întrebări recapitulative 1. Cum definiţi activitatea de optimizare a unui produs sau proces tehnologic? 2. Există mai multe nivele de optimizare? Dacă există, în ce constau fiecare dintre acestea? 3. Care sunt etapele principale ce trebuie parcurse în vederea optimizării unui produs, sau

proces tehnologic? 4. Cărui nivel de optimizare îi corespunde optimizarea parametrilor tehnologici de

aşchiere? 5. Să considerăm cazul unei operaţii de strunjire cilindrică exterioară a unei piese din oţel

OLC45, la un diametru Ø90, pe lungimea de 150 mm. Cheltuielile directe sunt de 80 lei/min, cheltuielile cu schimbarea sculei 25 lei/min, iar costul sculei aşchietoare de 500 lei/min.Pentru scula aşchietoare se va considera o durabilitate T = 45 min. a) să se calculeze timpul de bază al operaţiei şi viteza de aşchiere; b) în condiţiile în care avansul este de 0.15 mm/rot, iar turaţia de 600 rot/min, să

se determine preţul de cost al operaţiei.


244

6. Pentru cazul operaţiei de strunjire cilindrică exterioară descrisă la problema 5, să se

determine: a) rata costurilor; b) valoarea durabilităţii optime; c) viteza optimă de aşchiere. Pentru OLC45 se vor considera constantele de material C = 242 şi n = 4.

7. Care este diferenţa dintre o maşină-unealtă cu NC şi o maşină-unealtă cu NC, prevăzută

cu unitate de control adaptiv ? 8. Cum realizează unitatea de control adaptiv corecţia variabilelor de proces tehnologic ?

Poate fi numită această corecţie - optimizare ?

8

BIBLIOGRAFIE

1. Alting, L., Zhang, H. Computer Aided Process Planning: the-state-of-art-survey. Int.J.Prod.Res., Vol.27/4(1989), p.553-585.

2. Ancău, M., Nistor, L. Tehnici numerice de optimizare în proiectarea asistată de calculator. Editura Tehnică, Bucureşti, 1996.

3. Ancău, M. Contribuţii la proiectarea asistată de calculator şi optimizarea tehnologiilor de prelucrare a suprafeţelor complexe, Teză de doctorat, Universitatea Tehnică din Cluj-Napoca, 1998

4. Ancău, M. Optimizarea proceselor tehnologice. Editura U.T. Pres, Cluj-Napoca, 1999.

5. Barr, A., Feigenbaum, E.A. The Handbook of Artificial Intelligence (vol.I , II), Heuristech Press&William Kaufmann Inc., 1981.

6. Berce, P., Bâlc, N., Ancău, M., Comşa, S., Caizar, C., Jidav, H., Chezan, H. Fabricarea rapidă a prototipurilor. Editura Tehnică, Bucureşti, 2000.

7. Burns, M., 1993. Automated Fabrication. Improving Productivity in Manufacturing, PTR Prentice Hall.

8. Chua, C.K., Leong, K.F., 1997. Rapid Prototyping: Principles and Applications in Manufacturing, John Wiley, New York.

9. Cubital Ltd., Solider. 10. Deacu, L., et al. Bazele aşchierii şi generării suprafeţelor, Litografia U.T.Cluj-

Napoca, 1992. 11. Dickens, P.M., 1995. Research developments in rapid prototyping, Proceedings of

Engineering Manufacture, 209(B4), pp.261-266. 12. Donahue, R.J., 1991. CAD model and alternation methods of information transfer

for rapid prototyping systems, Proceeding of the Second International Conference on rapid Prototyping, pp.217-235.

13. Ertas, A., Jones, J.C. The Engineering Design Process, John Wiley&Sons Inc.,


246

New York, 1996. 14. Famieson, R.J., 1995. Direct Slicing of CAD models for rapid prototyping, Rapid

Prototyping Journal, ISATA 94, Aachen, Germany, 31 Oct.- 4 Nov. 1995. 15. DeGarmo, E.P., Black, J.T., Kosher, R.A. Materials and Processes in

Manufacturing. Prentice Hall, New York, 8th ed., 1997. 16. Gyenge, Cs., Roş, O.R., Popa, M. Tehnologia construcţiei maşinilor-unelte.

Atelierul de multiplicare a Institutului Politehnic Cluj-Napoca, 1989. 17. Huniziker, M., Schulthess, A., Hofmann, M., 1993. Developments in

stereolitography resins for investment casting, Proceedings of the Fourth International Conference on Rapid Prototyping, University of Dayton, pp.225.

18. Ikuta, K., Hirowatari, K., Ogata, T., 1994. Ultra High resolution stereolitography for three dimensional micro fabrication, Proceedings of the Fourth International Conference on Rapid Prototyping, Kyushu Institute of Technology, pp.37-46.

19. Ippolito, R., Luliano, L., Gatto, A., 1995. Benchmarking of rapid prototyping techniques in terms of dimensional accuracy and surface finish, Annals of the CIRP, Vol.44, Nr.1, pp.157-160.

20. Jacobs, P.F., 1992. Rapid Prototyping and Manufacturing Fundamentals of Stereolitography, Society of Manufacturing Engineers, Chapter 2, pp. 25-32.

21. Johnson, J.L., 1994. Principles of complete automated fabrication, Paletino Press. 22. Kalpakjian, S. Manufacturing Processes for Engineering Materials. Adison Wesley

Longman Inc., 3rd ed., 1997. 23. Kochan, D., Chua, C.K. State-of-the-art and future trends in advanced prototyping

and manufacturing, International journal of Information Technology, Vol.1, Nr.2, pp.173-184.

24. Kochan, D., Hovtun, R., 1994. Precise and optimized process realization for solid ground curing, Proceedings of the Fourth International Conference on Rapid prototyping, pp.37-46.

25. Maliţa, M. Influenţa inteligenţei artificiale asupra ştiinţelor. Sisteme de inteligenţă artificială, Editura Academiei R.S,R., Bucureşti, 1991.

26. Popa, C. Logica modalităţilor operaţionale şi inteligenţa artificială. Sisteme de inteligenţă artificială, Editura Academiei R.S.R., Bucureşti, 1991.

27. Roş, O.R., Cărean, Al. Tehnologia prelucrării pe maşini-unelte cu comandă numerică. Editura Dacia, Cluj-Napoca, 1995.

28. Shaw, M.C. Metal cutting principles. The Technology Press MIT, Cambridge, 1990.

29. Winston, P.H. Artificial Intelligence, Addison-Wesley, 1984.

POSTFAŢĂ De-a lungul istoriei, civilizaţiile s-au definit în funcţie de materialele pe care le-au utilizat. Revoluţia industrială a avut loc graţie oţelului. Calculatoarele electronice au apărut datorită siliciului. Au urmat apoi fibrele sintetice. Fibrele sintetice sunt polimeri ale căror molecule bazate pe carbon sunt legate în lanţuri lungi, împreună cu cel mai adesea hidrogenul, azotul şi oxigenul. Polimerii pot fi topiţi, dizolvaţi sau traşi în fire şi de aici marea diferenţă între materialele sintetice şi cele naturale. Materialele sintetice posedă anumite proprietăţi fizico-chimice pe care materialele ce se găsesc în natură nu le au. De exemplu kevlarul este un material ce aparţine unei clase de fibre de carbon numite aramide şi este mai puternic chiar decât oţelul. Este folosit în prezent la confecţionarea vestelor antiglonţ. Alte materiale sintetice ca nomexul sau zylonul sunt deosebit de rezistente la temperaturi înalte. Aceste materiale sunt folosite la confecţionarea costumelor de pompieri sau ale piloţilor de curse. Şi exemplele pot continua.

Acum, ne pregătim să intrăm într-o nouă eră, o eră a imitării naturii. Este de fapt o reântoarcere la natură. Iată un exemplu. Cercetătorii de la firma Nexia Biotechnologies din Montreal, Canada au observat că firul pânzei de paianjen, la aceleaşi dimensiuni, este de cel puţin cinci ori mai puternic decât oţelul. Paianjenului i-au trebuit 400 milioane de ani să ajungă la aceste performanţe. El amestecă 20 de aminoacizi diferiţi, aminoacizi ce se găsesc în mod obişnuit chiar şi în firele de păr, în piele sau în corpul uman, pentru a realiza un fir continuu şi de o cristalinitate perfectă. Şi pentru a fabrica acest fir, paianjenul nu are nevoie nici de temperaturi înalte sau presiuni mari, nici de substanţe chimice novice. Din păcate există o problemă. Paianjenii nu pot fi crescuţi în ferme pentru a se colecta mătasea, deoarece sunt canibali şi se mănâncă între ei. De aceea firma canadiană a venit cu o soluţie originală la această problemă. Au preluat de la paianjen gena responsabilă de producerea mătăsii şi au introdus-o la o capră în locul genei responsabile de producerea laptelui. Au extras proteina din laptele caprei modificate genetic şi au folosit-o la producerea mătăsii.


248

Iată deci, cum poţi fabrica la scară industrială pânză de paianjen prin intermediul laptelui de capră. Se vor întreba unii cum arată această capră modificată genetic? Răspunsul este simplu: ca orice altă capră obişnuită, cu observaţia că din cele aproximativ 70 mii de gene ale acesteia, una este de la paianjen. Noul material astfel obţinut se numeşte BioSteel, sau “oţel biologic“. Este un material biocompatibil şi una dintre primele aplicaţii ale acestuia sunt în medicină. Urmează aplicaţiile în domeniul militar, la confecţionarea vestelor antiglonţ, înlocuind cu succes kevlarul, sau la confecţionarea plaselor de pescuit biodegradabile. Unii mai entuziasmaţi de proprietăţile acestui material au propus şi alte aplicaţii. De ce să trimiţi rachete pentru ridicarea pe orbită a unor sateliţi. Mai bine foloseşti un satelit mare de pe care să ridici sateliţi mai mici, cu ajutorul unui cablu. Dar la lungimea de aproximativ 200 mile nu există nici un material care să nu se rupă sub propria sa greutate. Totuşi, noul material cu proprietăţile sale fizico-mecanice uluitoare rezistă. Mâna omului are forma actuală de aproximativ două milioane de ani. Dar, la început au fost uneltele, iar forma mâinii s-a adaptat acestora. Apoi a urmat tehnologia.

Anexa 1

SISTEME EXPERT DE FABRICAŢIE

Nr. crt.

Numele sistemului

Operaţia efectuată

Metoda Caracteristici Limbajul de programare

Referinţa şi anul

Autori

1 ABTOTPZK Strunjire Variant Eversheim şi Schultz (1985)

CIOMB Bulgaria

2 ACAPS Strunjire Semi Gener. FORTRAN Emerson şi Ham (1982)

Westinghouse Elec. Co. U.S.A.

3 AC/PLAN Toate oper. Variant şi Generative

$ Apollo Computer Catalogue (1986)

American channels U.S.A

4 ACPSAP Generative Wang şi Wysk (1986)

Penn. State Univ. U.S.A.

5 ACUDATA / UNIVATION

Strunjire Frezare

Variant Chang şi Wysk (1985)

Allis Chalmers U.S.A.

6 AGFPO Forjare Generative Bază de date integrată

PROLOG 1985 Eshell et al. U.S.A.

7 AIMSI Strunjire Generative Interfaţă CAD / CAM

Wang şi Wysk (1988)

State Univ. of New York U.S.A.

8 AMPS Deformare Generative Interfaţă CAD

LISP Inui et al. (1986)

Univ. of Tokyo Japonia

9 AMPS Frezare Generative Sistem expert integrat QTC

C şi LISP Chang et al. (1988)

Purdue University U.S.A.

10 APLAN Strunjire Frezare

Generative Eversheim şi Schultz (1985)

Gebr. Honsenberg Germania

11 APP Toate oper. Generative Interfaţat cu un sistem CAD

Haas şi Chang (1987)

Ge şi La U.S.A.

12 APPAS Frezare Găurire

Generative Limbaj de modelare supraf.

FORTRAN IV

Wysk (1977)



250

13 APS Frezare Găurire

Variant Generative

Moseng (1984)

VTL / Wzl Germania

14 AUSPLAN Strunjire Semi- Generative

Bazat pe sistemul DCLASS

FORTRAN 77

Lin şi Bedworth (1988)

Arizona State University U.S.A.

15 AUTAP Strunjire Deformare

Generative Interfaţat CAD

Eversheim et al. (1980)

WZL Germania

16 AUTAP - NC Strunjire Deformare


Eversheim şi Holtz (1982)

WZL , RWTH Germania

17 AUTAP - Prism.

Frezare Găurire


WZL Germania

18 AUTOCAP Strunjire Variant BASIC Wright et al. (1987)

UMIST U.K.

19 AUTODAK Strunjire Generative Pt. strunguri mono şi multiax

Weill et al. (1982)

IPK Germania

20 AUTODYN Strunjire Eversheim şi Schultz (1985)

Hoff. and Partner Germania

21 AUTOGAM Strunjire Weill şi Schultz (1982)

CETIM Franţa

22 AUTOPLAN Strunjire Variant şi Generative

Limbaj special de introd. date

FORTRAN IV

Wolfe (1985)

MRA U.S.A.

23 AUTOPRO GRAMMER

Toate oper. Variant Eversheim şi Schultz (1985)

Oerlikon - Boeh. Germania

24 AUTOPROS Variant Moseng (1984)

NAKK Norvegia

25 BGCAP Toate oper. Variant Modelator suprafeţe

BASIC Jiang şi Xu (1987)

BIME China

26 BHCAP Strunjire Variant Modelator suprafeţe


BIAA China

27 BITCAPP Strunjire Semi - Generative

Modelare solide

FORTRAN Jiang şi Xu (1987)

BIT China

28 BPT Arbeitspl

Deformare Eversheim şi Schultz (1985)

VEB Indus. KMS Germania

29 CACAPSS Strunjire Variant Modelare supraf. Cod GT


Machine Tool Works China

30 CADCAM Găurire Generative Extensie a lui APPAS

FORTRAN Chang şi Wysk (1985)

VIP and Su U.S.A.

31 CAOS Strunjire Generative Pt. strunguri automate monoax

FORTRAN Huang et al. (1986)

North Western Polytechnical Univ. China

32 CAP Deformare Variant Chang şi Wysk (1985)

Lockheed - Georgia U.S.A.

Anexa 1. Sisteme expert de fabricaţie

251

33 CAPE Toate oper. Variant Interfaţat CAD


Carret Turbine U.S.A.

34 CAPES Frezare Găurire

Generative Expert System CAD

C şi LISP Fujite et al. (1988)

Mitsubishi El. Co. Japonia

35 CAPES Toate oper. Variant Eversheim şi Schultz (1985)

Mthods Workshop U.K.

36 CAPEX Toate oper. Variant Eversheim şi Schultz (1985)

EXAPT Germania

37 CAPP Toate oper. Variant Utilizare interactivă

FORTRAN Link şi Tulkoff (1978)

CAM - I U.S.A.

38 CAPP - I Strunjire Variant Modelare supraf. Cod GT


The 5th Ins. of Ministry of Mach.Build. China

39 CAPSY Strunjire Generative Utilizare interactivă

Spur et al. (1978)

IPK Germania

40 CIMS / PRO Frezare Găurire

Generative Limbaj special CIMS / DES

Chang şi Wysk (1985)

Kobe University Japonia

41 CMPP Strunjire Generative Limbaj COPPL Int. CAD/CAM

FORTRAN 77

Sack jr. (1982)

UTRC U.S.A.

42 COATS Strunjire Generative Selectare autom. scule; PICAP

PROLOG Giusti et al. (1986)

Pisa University Italia

43 COBAPP Strunjire Generative Sistem codifi-care APPOIC


Philips / Purdue U.S.A.

44 COMCAPP V

Strunjire Frezare

Variant Sistem codifi-care JCODE


MDSI U.S.A.

45 COMP Generative Expert system Special report (1987)

Colding International U.S.A.

46 COPICS Toate oper. Variant Eversheim şi Schultz (1985)

MTU Germania

47 CORE - CAPP

Strunjire Semi - Generative

Cod GT Li et al. (1987)

Penn. State University U.S.A.

48 COROCUT Strunjire Variant Corocut Handbook (1986)

Sandvik Suedia

49 C - PLAN Toate oper. Variant CAD Centre Ltd. (1987)

CAD Centre U.K.

50 CPPP Strunjire Generative Limbaj inter-activ COPPL

Nau şi Chang (1983)

UTRC U.S.A.


252

51 CRUNCH Asamblări electrice

Variant şi Generative


Sperry Co. U.S.A.

52 CSD and AML

Asamblări electrice


Special report (1987)

Rath and Serang Co. Lexington U.S.A.

53 CUTDATA Strunjire Frezare

Variant Special report (1987)

MRAT U.S.A.

54 CUTPLAN Strunjire Frezare

Variant Determină doar Proc. tehnologic

Tulkoff (1987)

MRAT U.S.A.

55 CUTTECH Strunjire Generative Posedă bază de cunoştinţe

Barkocy şi Zdeblick (1984)

MRAT U.S.A.

56 CWOS - GPP Strunjire Frezare

Generative Haas şi Chang (1987)

Texas Instruments U.S.A.

57 DAPP Strunjire Frezare


Interfaţat CAD


NBS U.S.A.

58 DATASAAB Toate oper. Variant Eversheim şi Schultz (1985)

Saab Scania Suedia

59 DCLASS Toate oper. Variant şi Generative

Sist. cu structură arborescentă

FORTRAN 77

Allen şi Smith (1987)

B.Y.U. U.S.A.

60 DISAP Toate oper. Generative Extensie a lui AUTAP

Weill (1982)

WZL Germania

61 DOPS Găurire Generative Interfaţat cu 3D - COMPAC

FORTRAN şi LISP

Major şi Grottke (1987)

IPK Germania

62 DREKAL Strunjire Generative Weill (1982)

IFSW U. of Hannover Germania

63 EASE Variant Special report (1987)

Ease Co. Calif. U.S.A.

64 EMAPS Toate oper. Generative Expert System

Tipnis (1987) Tipnis Co. U.S.A.

65 EXAPT Strunjire Frezare

Variant Generează program NC

Budde (1973)

EXAPT - Verein U.S.A.

66 EXCAP Strunjire Generative Derivat din AUTOCAP

PROLOG Wright et al. Davies şi Darbyshire (1884)

UMIST U.K.

67 EXCAPP Strunjire Generative Expert System

PROLOG Du şi Liu (1988)

BIAA China

68 EZ-CAM Strunjire Frezare

Generative Expert System

Ez-CAM Software GMBH&Co. (1996)

Germania


253

69 FAUN Strunjire Variant Generare supra-feţe complexe

Eversheim şi Schultz (1985)

TU Budapest Ungaria

70 FFS Strunjire Variant Generare suprafeţe complexe

Eversheim şi Schultz (1985)

Computer and Auto. Inst. Ungaria

71 HARI Găurire Generative Expert System

MACLISP Descotte şi Latcombe (1981)

Grenoble University Franţa

72 GECAPP - PLUS

Toate oper. Variant Wolfe (1985)

General Electric Co. U.S.A.

73 GEMOS Strunjire Generative Bază de cunoştinţe CUTTECT

Schaffer (1986)

MRAT and GE Co. U.S.A.

74 GENPLAN Toate oper. Variant şi Generative

Tulkoff (1987)

Lockheed - Georgia U.S.A.

75 GENTECH Strunjire Variant Eversheim şi Schultz (1985)

CIOM Bulgaria

76 GETURE Toate oper. Variant Chang şi Wysk (1985)

General Electric Co. U.S.A.

77 GIPPS Frezare Găurire

Generative Bazat pe XIPLUS

C Khorami et al. (1988)

Univ. of Strathclyde U.K.

78 GLEDA FT / - SZ

Toate oper. Variant Eversheim şi Schultz (1985)

Inst. of Technology Ungaria

79 GLIM Strunjire Variant Halevi şi Weill (1982)

ITT Israel

80 GT - CAPP Toate oper. Variant Strohmeier (1987)

Rockwell Inc. U.S.A.

81 GTIPROG - E

Strunjire Variant Eversheim şi Schultz (1985)


82 GTIPROG - U and FM

Frezare Deformare

Variant Eversheim şi Schultz (1985)


83 HAL - TI FT / - AZ

Strunjire Eversheim şi Schultz (1985)

Hal - Rob.. Ltd Israel

84 HICLASS Frezare Găurire

Generative Expert System Interfaţat CAD

C LIU (1985)

Hugues Aircraft Co. California U.S.A.

85 HIMAPP Strunjire Generative Inteligenţă artif.

Inter - LISP Berenji (1986) Univ. of South California U.S.A.


254

86 HNDXCAPP Frezare Variant Mod. Supraf. BASIC Jiang şi Xu (1987)

Hunan University China

87 ICAPP Frezare Găurire


FORTRAN Wright et al. (1987)

UMIST U.K.

88 INTELLI - CAPP

Toate oper. Generative Exp. Syst., GT, Bază de date

Tulkoff (1987)

Cimtelligence Co. U.S.A.

89 IPROS Strunjire Variant COMPAC Moseng, Rasch (1987)

APS Germania - Norvegia

90 J2CAPP Toate oper. Variant Cod GT BASIC Jiang şi Xu (1987)

Machine Tool Works China

91 KAPPS Strunjire Frezare


Common - LISP

Iwata şi Fukuda (1987)

Kobe University Japonia

92 LOCAM Strunjire Generative Logan, Tulkoff (1987)

Logan Asso. U.S.A.

93 MASTER PARTS LIST

Toate oper. Variant Haas şi Chang (1987)

General Dynamics Co. U.S.A.

94 MAYCAPP Strunjire Variant Bazat pe DCLASS

FORTRAN 77

Zandin, Wolfe (1985)

Maynard H.B. U.S.A.

95 MIAPP Frezare Strunjire

Variant Bazat pe MICLASS

Schaffer (1980)

OIR U.S.A.

96 MICAPP Strunjire Variant M - BASIC Sundaram şi Cheng (1986)

Tennessee TU U.S.A.

97 MICON Strunjire Frezare

Variant Eversheim şi Schultz (1985)

TU Budapest Ungaria

98 MICRO - CAPP

Strunjire Variant Cod KK - 3 Wang şi Wysk (1986)


99 MICRO - GEPPS

Strunjire Semi - Generative

Wang şi Wysk (1986)


100 MICRO - PLAN

Strunjire Generative Interfaţat CAD

Philips et al. (1987)

University of Illinois Chicago U.S.A.

101 MIPLAN Strunjire Frezare

Variant Bazat pe MICLASS

Houtzeel (1976)

OIR and Gen. Electric Co. U.S.A.

102 MITURN Strunjire Variant Kolok (1971)

TNO and OIR Olanda - U.S.A.


255

103 MOPS Frezare Găurire

Variant FORTRAN Pinte (1987)

WTCM / CRIT Belgia

104 MSA Strunjire Variant Haas, Chang (1987)

MSA U.S.A.

105 MULTI - CAPP II

Toate oper. Variant Bazat pe MICLASS

OIR Prod.-News GT (1986)

OIR U.S.A.

106 NITZLCAP Danturare Variant Cod GT Mod. supraf.


NIT China

107 OLPS Strunjire Variant Tulkoff (1987) Boeing Co. U.S.A.

108 OMS Toate oper. Variant Interfaţat CAD

Haas, Chang (1987)

Cummins Engine U.S.A.

109 OPEX Strunjire Generative Expert System

PROLOG Gams et al. (1986)

FME Ljublj. Iugoslavia

110 PCCAPP Toate oper. Variant Cod GT BASIC Jiang şi Xu (1987)

JIT China

111 PICAP Strunjire Generative Interfaţat cu COAST

PROLOG Santochi, Giusti (1986)

Pisa University Italia

112 PI - CAPP Toate oper. Variant Chang şi Wysk (1985)

Planning Institute U.S.A.

113 POPS Deformare Variant FORTRAN 77

Pinte (1987)

WTCM / CRIF Belgia

114 POPS Asamblări mecanice

Variant Haas şi Chang (1987)

Hugues Aircraft U.S.A.

115 POPULAR Strunjire Variant şi Generative

Interfaţat CAD

Sakamoto et al. (1987)

KOMATSU Ltd. Japonia

116 PRIKAL Frezare Găurire


IFSW U. of Hannover Germania

117 PROPLAN Strunjire Deformare

Marshall (1985)

PERA U.K.

118 PROTEMPS Strunjire Weill (1982) ADEPA Franţa

119 PS - System Toate oper. Generative Ever.,Schultz (1985)

PS-Tech. Germania


256

120 PWA Planner Ed. proc.tech.


PROLOG Kumara et al. (1986)


121 (P&WA) Frezare Găurire

Variant Nilson (1977)

Pratt&Whitney Aircraft Co. U.S.A.

122 RATIBERT Toate oper. Variant Eversheim şi Schultz (1985)

TH Otto V. Magdeburg Germania

123 ROUND Strunjire Generative FORTRAN FJAM van Houten (1986)

Twente U. of Tech. Olanda

124 RPO / CAM Strunjire Variant Bazat pe Autoplan

FORTRAN Vogel şi Dawson (1980)

MRAT şi Gen.Electric Co. U.S.A.

125 SAGT Strunjire Variant Chang şi Wysk (1983)


126 SAPT Strunjire Frezare

Generative Concept hibrid al GT

PROLOG - 86

Milacic et al (1986)

Beograd University Yugoslavia

127 SIB Deformare Generative Weill et al. (1982)

Siemens AG Germania

128 SIGET Strunjire Variant FORTRAN 77

TU "Traian Vuia" România

129 SIPP Strunjire Generative Expert System

PROLOG Nau şi Chang (1985)

Univ. of Maryland U.S.A.

130 SIPPS Toate oper. Generative Bază de cunoştinţe

FORTRAN 77

Liu şi Allen (1986)

Southmpton U. U.K.

131 SIPS Toate oper. Generative Succesor al SIPP

LISP Nau şi Gray (1986)

Univ. of Maryland U.S.A.

132 SISPA Strunjire Generative Bazat pe SIB Weill et al. (1982)

Siemens AG Germania

133 STAR Toate oper. Variant Haas, Chang (1987)

Grumman Co. U.S.A.

134 SOPS Toate oper. Variant FORTRAN 77

Pinte (1987) WTCM / CRIT Belgia

135 System AV Toate oper. Variant Eversheim şi Schultz (1985)

Microdata Germania

136 System RW Toate oper. Variant Eversheim şi Schultz (1985)

Weber Daten Germania

137 TIPPS Frezare Găurire

Generative Bazat pe APPAS


VPI şi SU U.S.A.

138 TOJICAP Toate oper. Variant Cod GT, Mode-lare suprafeţe

BASIC Zhang et al. (1984)

Tongji Univ. China


257

139 TOM Strunjire Generative Interf. EXAPT şi COMPAC

PASCAL Matsushima et al. (1982)


140 TOPS Strunjire Variant Bazat pe DCLASS

FORTRAN 77

Pinte (1987) WTCM / CRIF Belgia

141 TRAUPROG - T

Strunjire Variant Eversheim şi Schultz (1985)

Inst. of Tech. Ungaria

142 TTR - S Strunjire Variant FORTRAN 77

Hoffman şi Garzo (1982)

Lang Eng. Works Ungaria

143 TURBO - CAPP

Strunjire Generative Interfaţat CAD

PROLOG Wang şi Wysk (1987)

Penn. State Univ. U.S.A.

144 TURN2 Strunjire Frezare

Variant Special Report (1987)

MICAPP Inc. U.S.A.

145 VARGEN Toate oper. Variant Eversheim şi Schultz (1985)

CRIF - K. Univ. Belgia

146 VERDI Strunjire Frezare


IPA - TU Stuttgart Germania

147 WICAPP Toate oper. Variant ES bazat pe DCLASS

FORTRAN 77

Schwartz şi Shreve (1982)

Westinghouse U.S.A.

148 XMAPP Frezare Găurire

Generative Expert System Interfaţat CAD

Common - LISP

Inui et al. (1988)


149 XPLAN Toate oper. Generative ES bazat pe DCLASS

FORTRAN 77

Lenau şi Alting (1986)

Tech. Univ. of DK. Danemarca

150 XPLANE Frezare Găurire

Generative Bază de Cunoştinţe

FORTRAN 77

Erve şi Kals (1986)

Twente Univ. of Tech. Olanda

151 XPLAN - R Strunjire Generative ES bazat pe DCLASS

FORTRAN 77

Zhang (1987)

Tech. Univ. of DK. Danemarca

152 XPS - 1 Toate oper. Variant şi Generative

Bazat pe COPPL

FORTRAN 77

Sack jr., Groppetti şi Semeraro (1986)

UTRC şi CAM - I U.S.A.

153 XPS - E Toate oper. Generative ES bazat pe GRAI

Chryssolouris şi Wright (1986)

UTRC U.S.A.

154 ZCAPPS Toate oper. Variant şi Generative

Interfaţat CAD


Zeus Data Systems U.S.A.

155 Frezare Găurire


Kishinami et al. (1988)

Hokkaido Univ. Japonia


258


Generative Bază de cunoştinţe

C - PROLOG Mill şi Spraggett (1985)

Coventry Polytechnic U.K.


Generative ES interfaţat CAD

Common - LISP

Joshi et al. (1988)

Purdue Univ. U.S.A.

158 Strunjire Generative Inclus în FMS Kyttner et al. (1988)

Tallin TU Rusia

Anexa 2

TRANSFORMĂRI DE UNITĂŢI DE MĂSURĂ

De transformat din în Se multiplică cu

ft/s2 m/s2 23.048·10-1 Acceleraţie

grade sexagesimale radiani 1.745·10-2 minute radiani 2.909·10-4 secunde radiani 4.848·10-6

Unghiuri

in2 m2 6.452·10-3 ft2 m2 9.290·10-2 in2 mm2 6.452·102 ft2 mm2 9.290·104

Arie

lb/in3 kg/m3 2.768·104 Densitate

ft·b J 1.356

calorie J 4.184 Watt·h J 3.600·103

Energie

kgf N 9.807 lb N 4.448

Forţă

in m 2.540·10-2 ft m 3.048·10-1

Lungime


260

lb kg 4.536·10-1 Masă

hp W 7.457·102 ft·lb/min W 2.260·10-2

Putere

lb/in2 Pa 6.895·103 bar Pa 1.000·105

atmosfere Pa 1.013·105

Presiune, Efort

ft/min m/s 5.080·10-3

rot/min rad/s 1.047·10-1 Viteză

in3 m3 1.639·10-5 ft3 m3 2.832·10-2 in3 mm3 1.639·104 ft3 mm3 2.832·107

galon (SUA) litru 3.785

Volum

lb/in2 kgf/mm2 7.030·10-4 lb/in2 g/cm2 2.768·10

kg/mm2 MPa 9.807 uncie g 2.835·10 torr Pa 1.330·102

Altele

oC oF oF = 9/5·oC + 32 oF oC oC = 5/9·( oF – 32)

Temperatură

oC K K = oC +273.15

tpa

Documents