EDITORIÁL
V tomto čísle vedeckého časopisu Technológ vychádza niekoľko desiatok príspevkov od
autorov z rozličných odvetví vedy a výskumu. Všetky zverejnené príspevky boli recenzované
anonymne dvomi z uvedených recenzentov.
Zoradenie jednotlivých častí je urobené tak, ako sa ustálilo v minulosti. Na čestnom úvodnom
mieste je zaradený príspevok o živote a diele významného slovenského vynálezcu a polyhistora
nemeckej národnosti Johanna von Kempelena. Je to z príležitosti 300. výročia jeho úmrtia. Nasleduje
príspevok z pedagogiky, týkajúci sa hodnotenia výsledkov študentov počas šiestich rokov.
Je prezentovaných mnoho zaujímavých výsledkov, ktorých závery sú zosumarizované v texte
jednotlivých príspevkov a tieto predstavujú solídnu bázu poznatkov a zistení, na ktorých sa dá stavať
ďalšie a hlbšie poznanie riešenej problematiky.
Ján Moravec
šéfredaktor a editor
Moderné vzdelávanie pre vedomostnú spoločnosť/Projekt je spolufinancovaný zo zdrojov EÚ
Podpora kvality vzdelávania a rozvoj ľudských zdrojov v oblasti technického výskumu a vývoja
v priestore modernej vedomostnej spoločnosti
ITMS 26110230117
3
Zoznam recenzentov príspevkov
Ing. Zdenka BOHUŠOVÁ, PhD.
prof. Ing. Danka BOLIBRUCHOVÁ, PhD.
doc. Ing. Jozef BRONČEK, PhD.
prof. Ing. Mária ČILLIKOVÁ, PhD.
doc. Ing. Vladimír DEKÝŠ, PhD.
doc. Ing. Peter FABIAN, PhD.
doc. Ing. Daniel KÁČIK, PhD.
Ing. Peter KOPAS, PhD.
prof. Mgr. Ivan MARTINČEK, PhD.
prof. Ing. Anna MIČIETOVÁ, PhD.
Ing. Rudolf MINICH, PhD.
doc. Ing. Ján MORAVEC, PhD.
doc. Ing. Richard PASTIRČÁK, PhD.
prof. Ing. Jozef PILC, CSc.
prof. Ing. Dušan PUDIŠ, PhD.
prof. Dr. Ing. Milan SÁGA
prof. Ing. Augustín SLÁDEK, PhD.
Ing. Roman STROKA, PhD.
prof. Ing. Milan ŽMINDÁK, CSc.
4
OBSAH
PREDHOVOR
ZOZNAM RECENZENTOV
3
4
JOHANN VON KEMPELEN
Ján Moravec
9
HODNOTENIE ŠTUDENTOV Z PREDMETU TECHNOLÓGIA POČAS ŠIESTICH ROKOV
Ján Moravec
12
TVAROVÁ A ROZMEROVÁ PRESNOSŤ ODLIATKOV VYROBENÝCH
BEZMODELOVÝM FORMOVANÍM
Emil Krivoš, Richard Pastirčák, Augustín Sládek
15
VPLYV PRÍDAVKU CHRÓMU NA FÁZY NA BÁZE ŽELEZA V Al-Si ZLIATINÁCH
Lukáš Richtárech, Danka Bolibruchová
21
DETEKCIA CHÝB ZVAROVÉHO SPOJA ULTRAZVUKOVÝM DEFEKTOSKOPOM Omni
Scan MX2
Daniel Dopjera, Radoslav Koňár, Miloš Mičian
25
SIMPLIFIELD CALCULATION OF THE TABLE DRILLING MACHINE STIFFNESS
Peter Demeč
31
SÚSTRUŽENIE NÁSTROJOM SO SKRUTKOVICOVOU REZNOU HRANOU
Karol Vasilko
35
POUŽITIE VANÁDU AKO KOREKTORA ŽELEZA V ZLIATINE AlSi6Cu4
Mária Žihalová, Danka Bolibruchovác
39
BESCHWERUNG DES ELEMENTAREN GRUNDSTOFF IN DER SCHMIERSCHICHT DES
FLŰSSIGEN SCHMIERMITTELS
Ján Moravec
45
VPLYV CHEMICKÉHO ZLOŽENIA NA PÓROVITOSŤ V ZLIATINÁCH Al-Si
Lukáš Kucharčík, Marek Brůna, Augustín Sládek
49
PREDIKCIA TRIBOLOGICKÝCH VLASTNOSTÍ IZOTERMICKY ZUŠĽACHTENÝCH
GRAFITICKÝCH LIATIN A OCELE C45
Martina Kyselová, Peter Fabian, Jozef Bronček
53
HODNOTENIE REZOV PO TERMICKOM A NETERMICKOM DELENÍ KOVOV
Alena Vajdová, Anna Mičietová, Jozef Meško, Andrej Zrak
59
VPLYV OPOTREBENIA BRÚSNEHO KOTÚČA A TVRDOSTI NA VYBRANÉ
PARAMETRE BARKAHAUSENOVHO ŠUMU
Zuzana Durstová , Miroslav Neslušan, Nikolaj Ganev, Marek Kordík
65
PRÍPRAVA POLYDIMETYLSILOXÁNOVÝCH OPTICKÝCH VLÁKIEN A NIEKTORÉ
ICH VLASTNOSTI
Ivan Martinček, Peter Gašo, Dušan Pudiš
69
5
ŠTÚDIUM VPLYVU OPOTREBENIA NÁSTROJA NA VEĽKOSŤ MAGNETICKEJ
ANIZOTROPIE PO TVRDOM FRÉZOVANÍ
Tomáš Hrabovský, Miroslav Neslušan, Kamil Kolařík
73
GIGACYKLOVÁ ÚNAVA VLASTNOSTÍ IZOTERMICKY ZUŠĽACHTENÝCH LIATIN
S GUĽÔČKOVÝM GRAFITOM
Peter Kopas, Lenka Jakubovičová
77
NEDEŠTRUKTÍVNE SKÚŠANIE MATERIÁLU POMOCOU LOCK-IN METÓDY
Milan Sapieta, Vladimír Dekýš, Zuzana Stankovičová
81
PROBLÉMY NEKOREKTNOSTI VIAZANÝCH MECHANICKÝCH SYSTÉMOV
S VALIVÝMI SPOJENIAMI
Alžbeta Sapietová, Bohuslav Hyben, Zuzana Stankovičová
85
TRIBOMETER PRE KONTAKT ARETAČNÉHO SYSTÉMU PLAZMABITU SO STENOU
VRTU
Ján Bucala, Matúš Kovalíček, Martin Žarnay
89
BADANIA EKSPERYMENTALNE POWIERZCHNI PO CIĘCIU LUKIEM PLAZMOWYM
Norbert Radek, Jozef Bronček, Jurji Shalapko
95
INTENSYFIKACIJA WRZENIA PĘCHERZYKOWEGO POPRZEZ MODYFIKACJĘ
POWIERZNI WYMJENNIKOVEJ
Norbert Radek, Lukasz, J. Orman, Jozef Bronček, Andrej Kapjor
99
TECHNOLOGICAL PROCESS OF PDMS BASED CHANNEL WAVEGUIDE AND YBRANCH WAVEGUIDE SPLITTER PREPARATION USING DLW LITHOGRAPHY
Daniel Jandura, Dušan Pudiš
103
PROGRESÍVNA ANALÝZA BN SIGNÁLOV PO BRÚSENÍ
Miroslav Faktor, Miroslav Neslušan
107
ZMENA VEĽKOSTI HLAVNÝCH NAPÄTÍ Z POHĽADU RIEŠENIA KONTAKTU NA
VALČEKOVOM LOŽISKU
Peter Kopas, Lenka Jakubovičová, Milan Vaško, Marian Handrik
111
VPLYV PROTIOTÁČOK OBROBKU K NÁSTROJU PRI HLBOKOM VŔTANÍ
Martin Letavay, Jozef Pilc, Danka Stančeková
115
MIKROMAGNETICKÁ ŠTÚDIA INTEGRITY BRÚSENÉHO POVRCHU NA LOŽISKÁCH
VEĽKÝCH ROZMEROV
Marián Mičúch, Mária Čilliková, Miroslav Neslušan, Marek Kordík
119
FINITE ELEMENT CRACK PROPAGATION ANALYSIS OF TEST SPECIMEN
Zoran Pelagić, Martin Močilan, Lukáš Smetanka, Milan Žmindák
125
STUDIES AND NUMERICAL MODELLING FOR IMPROVING OF THE EFFICIENCY OF
INORGANIC NANOFIBER PRODUCTION THROUGH ELECTROSPINNING
Michal Petrů, Ondřej Novák, Petr Lepšík
130
STUDIE A OPTIMALIZACE TECHNOLOGIE VÝROBY NÍZKO PRŮMĚROVÝCH
CÉVNÍCH NÁHRAD
Josef Vosáhlo
6
136
OPTIMALIZÁCIA NÁVRHU ZÁPUSTKOVÉHO KOVANIA PROSTREDNÍCTVOM
SKUPINOVEJ TECHNOLÓGIE A VYUŽITIA EXPERTNÉHO SYSTÉMU
Jozef Kuba
142
OPTIMALIZÁCIA UTESNENIA VNÚTORNÉHO PRIESTORU DELENEJ OBJÍMKY NA
OPRAVY ODBOČIEK PLYNOVODOV NUMERICKOU SIMULÁCIOU
Marek Patek, Miloš Mičian, Augustín Sládek
146
OPTIMALIZÁCIA SERVISNÝCH ČINNOSTÍ
Miroslav Rakyta, Peter Bubeník, František Manlig
151
VPLYV PVD POVLAKOV NA ZVÝŠENIE ŽIVOTNOSTI ČINNÝCH DIELOV NÁSTROJOV
PRI TVÁRNENÍ ZA STUDENA
Borislav Melo, Ján Moravec
155
VLIV MODIFIKACE A TEPELNÉHO ZPRACOVÁN´NA MECHANICKÉ VLASTNOSTI
SLITINY AlSi7Mg0,3
Jaromír Cais, Štefan Michna
160
OBRÓBKA LASEROWA POWLOK WC-CU
Norbert Radek, Izabela Bilska, Augustín Sládek, Marek Patek
163
TRIBOLOGICKÝ VÝSKUM IZOTERMICKY ZUŠĽACHTENEJ LIATINY
Jozef Bronček, Martina Kyselová, Peter Fabian, Norbert Radek
168
VÝROBA HRDIELOK DO PLECHU
Ján Moravec, Peter Kopas
173
VLIV VÝZTUŽE NA VÝSLEDNÍ MECHANICKÉ VLASTNOSTI KONSTRUKCE
KOMPOZITU A JEJICH ZKOUŠENI
Martina Novotná, Miroslava Maršálková
176
OPPORTUNITES FOR OPTIMIZING LUBRICATEDF FRICTION LININGS OF MOTOR
VEHICLE CLUTCHES
Mirjam Bäse, Uwe Winkelmann, Ludger Deters
181
KLASIFIKÁCIA METÓD PRE ANALÝZU RÁZOVÝCH ÚČINKOV
Alžbeta Sapietová, Milan Sapieta, Peter Pastorek
187
OPRAVY PLYNOVODOV Z OCELE A POLYETYLÉNU S PREVÁDZKOVÝM TLAKOM
DO 400 KPA VRÁTANE
Peter Vrzgula, Miloš Mičian, Viliam Leždík, Michal Sventek,
191
COMPUTER EQUIPMENT FOR PILOT PLANT FOR EXPLORE CONTACT SURFACES
UNDER DYNAMIC LOADING
Shalapko Yuriy, Janusz Musial*, Slashchuk Viktor, Slashchuk Oleksandr Khmelnytskyi
197
РОЛЬ ВЯЗКОСТИ ГРАНИЧНОГО СЛОЯ И ВНУТРЕННИХ СТЕПЕНЕЙ СВОБОДЫ В
КОГЕРЕНТНОЙ ДИНАМИКЕ КОНТАКТНОГО ТРЕНИЯ
Заспа Юрий , Костогрыз Сергей, Шалапко Юрий, Радек Норберт
204
MECHANIZOVANÉ ZVÁRANIE PRI VÝROBE TECHNOLOGICKÝCH A MOSTNÝCH
OCEĽOVÝCH KONŠTRUKCIÍ
Michal Sventek, Viliam Leždík, Peter Vrzgula
209
7
8
Johann Wolfgang Franz von Paola Johannes der
Almosengeber von Kempelen Barón de Pázmánd, (slov. Ján
Vlk František z Pauly Ján Almužník Kempelen,maď. Kempelen
Farkas) (* 23.január 1734, Bratislava – † 26. marec 1804),
Alservorstadt, dnes štvrť Alsergrund vo Viedni) bol uhorský
polytechnik a vynálezca nemeckej národnosti.
Životopis
Narodil sa v rodine radcu Dvornej komory Engelbrechta von
Kempelen 23. januára 1734 v Bratislave v dome, ktorý dodnes
stojí na rohu Dunajskej a Klemensovej ulice. Študoval filozofiu
a právo v Bratislave, Györi, vo Viedni a v Ríme. Osobnostné
kvality a znalosť siedmich rečí (nemčina, maďarčina, latinčina,
francúzština, angličtina a taliančina) ho predurčili, aby zastával
významné funkcie. Preložil zákonník Márie Terézie z latinčiny
do nemčiny, čím na seba upozornil a cisárovná si ho nechala predstaviť a zamestnala ho na cisárskom
dvore. Bol tajomníkom, neskôr radcom Dvornej komory.
Ako dvadsaťpäťročného ho Mária Terézia menovala riaditeľom soľných baní v celom Uhorsku. V
tejto funkcii zmodernizoval banské zariadenie a zaslúžil sa o vytvorenie lepších podmienok pre
baníkov, čím sa zvýšila produktivita baní.
V roku 1770 bol povýšený na Rytiera rádu Sv. Štefana a 9. decembra1775 sa stal barónom s právom
užívať prídomok de Pázmánd. Vrcholom jeho úradníckej kariéry bolo menovanie za dvorného radcu
Zjednotenej uhorsko-sedmohradskej kancelárie (nem. Vereinigte Ungarisch-Siebenbürgische
Hofkanzlei) v rokoch 1786-1798. V Banáte viedol boj proti zbojníckym bandám a dohliadal na
doosídľovanie tohto územia. Neskôr zasa zabezpečoval sťahovanie univerzity z Trnavy do Budína
(1777) a v 80-tych rokoch vykonával dozor nad rekonštrukciou Budínskeho hradu i nad stavbou
mestského divadla. Kempelen sa vyznamenal aj ako priekopník nových myšlienok: počas pobytu v
Banáte tu zaviedol pestovanie ľanu a postavil manufaktúru na súkno. Pre Bratislavský hrad
skonštruoval čerpadlo, ktoré ťahalo vodu z Dunaja, vo viedenskom Schönbrunne postavil vodomet, v
Bratislave vybudoval pontónový most a na Žitnom ostrove zavlažovacie zariadenie.
V roku 1789 sa stal členom viedenskej Akadémie výtvarných umení. Bol aj nadaným maliarom a
rytcom, niekoľko jeho kresieb uhlíkom je uložených v Múzeu krásnych umení v Budapešti.
V staršom veku sa usadil v kúrii v Hubiciach, ktorú dal postaviť jeho otec Engelbert. Zomrel vo
viedenskom predmestí Alservorstadt, kde žil od roku 1801 a pochovali ho na cintoríne na predmestí
Währing. Cintorín bol v polovici 19. storočia zrušený a niektoré hroby boli prenesené na nový
viedenský Ústredný cintorín. Nie však Kempelenov, ktorý už v čase zrušenia cintorína neexistoval. Na
mieste cintorína bol v roku 1925 zriadený Schubertov park. Jeho manželka, deti a vnúčatá sú
pochovaní na starom cintoríne v Hubiciach.
Dielo
Väčšmi ako úradnícka kariéra zaujímala ho však technika a konštruovanie rozličných mechanizmov.
O jeho živote a vynálezoch vyšli viaceré knihy, z ktorých jedny ho označujú za geniálneho technika,
druhé za záhadného mechanika. a dokonca šarlatána. Tieto prívlastky si vyslúžil predovšetkým za
vynález šachového automatu. Bola to figurína tureckého hráča, ktorý sedel za skrinkou so
šachovnicou. Dômyselný mechanizmus viedol pri ťahu Turkovu ruku, čo bolo na tie časy doslova
zázrakom. Podľa niektorých prameňov hral proti „senzačnému Turkovi z Bratislavy“ ruský
veľkoknieža Pavol, pruský kráľ Fridrich II., ba vraj aj Napoleon a ruská cárovná Katarína II. Automat
všetkých porážal, ale o jeho tajomstve nevieme nič konkrétneho, a tak sa jeho osud stráca v neurčitom
svetle pravdy a legendy. Kempelen skonštruoval i ďalšie automaty pre zábavu „vyšších pánov a dám“.
Najväčšiu slávu teda priniesli J.W. Kempelenovi mechanizmy a zariadenia, ktoré sa smelo dajú
označiť ako prielom v oblasti robotiky a umelej inteligencie.
9
Turek
Turek bol mechanický stroj, prevádzkovaný v 18. a 19. storočí, ktorý jeho majitelia vydávali za
šachový automat, v skutočnosti bol však veľmi prepracovanou mystifikáciou. Mechanizmus
skonštruoval Kempelen v roku 1771 a verejnosti ho predviedol ešte toho roku na zámku Schönbrunn
za prítomnosti panovníčky Márie Terézie. Stroj dokázal zohrať dobrú šachovú partiu proti ľudskému
protihráčovi alebo predviesť tzv. jazdcovu prechádzku – šachový problém ukladajúcí hráčovi obísť
jazdcom celú šachovnicu tak, aby každé pole navštívil presne raz. Svoj názov Turek dostal podľa
svojho vzhľadu. Verejne bol prezentovaný ako automat, ale v skutočnosti išlo o mechanické
zariadenie ukrývajúce skutočného šachistu, ktorý sa v prípade kontroly vnútra skrinky premiestňoval
z jednej strany na druhú. Turka ovládal počas hry, pričom o ťahoch na šachovnici bol informovaný
pomocou magnetov, na ktoré si svietil sviečkou. Turek hral v rôznych štátoch Európy a Ameriky počas
takmer 84 rokov, pričom porazil mnoho svojich vyzývateľov vrátane uvedených štátnikov a takisto
Benjamina Franklina. Aj keď mnoho ľudí podozrievalo, že vnútri stroja je skrytý človek, verejne bol
podvod vysvetlený až v roku 1857 v americkom časopise The Chess Monthly. V tej dobe už stroj
neexistoval; v roku 1854 zhorel pri požiari.
Hovoriaci stroj
Hoci šachový automat priniesol Kempelenovi slávu i peniaze, za najvýznamnejší jeho vynález sa dnes
pokladá hovoriaci stroj. Hlasivky imitovala trubica, pľúca zasa mechy či gajdy a okrem toho mal stroj
aj nosovú trubicu a ústa. Pri opise činnosti stroja sa Kempelen zaoberal mechanizmom ľudskej reči,
rozborom hlasu, ale aj vznikom európskych jazykov a ich abecedou. O jeho hovoriacom automate,
ktorý sa považoval za vrcholné dielo, sa zmieňuje v jednom liste i básnik Goethe, že síce nie je veľmi
výrečný, no jednako niektoré detské zvuky a slová reprodukuje celkom dobre.
Ďalšie vynálezy
V tieni týchto veľkých objavov čiastočne zostali vynálezy významné pre prax: prototyp umelých
končatín. Zostrojil aj písací stroj pre slepcov a neskôr ho daroval nevidomej viedenskej speváčke
Márii Paradisovej.
Publikácie


Mechanismus der menschlichen Sprache nebst der Beschreibung einer sprechenden Maschine
(slov.: Mechanizmus ľudskej reči popri popise hovoriaceho mechanizmu). Wien : J. V. Degen,
1791. [Reprint nemeckého vydania s úvodom od Herberta E. Brekla a Wolfganga Wildgrena:
Stuttgart : Frommann-Holzboog, 1970. Slovenský preklad: KEMPELEN, Johann Wolfgang:
Mechanizmus ľudskej reči (ed. ONDREJOVIČ, Slávo). Bratislava : Tatran, 1990. 242 s.; Az
emberi beszéd mechanizmusa, valamint a szerző beszélőgépének leírása (XXVII metszeti
rajzzal). Budapest. 1989 (ide o maďarský preklad diela Mechanizmus ľudskej reči spolu s
opisom hovoriaceho stroja, kniha obsahuje 27 medirytín).]
Androméda a Perzeus (nem. Andromeda und Perseus), divadelná hra s hudbou. Wien 1780
10
Šachový automat
Titulná strana Kempelenovho hlavného diela
11
HODNOTENIE ŠTUDENTOV Z PREDMETU TECHNOLÓGIA I.
POČAS ŠIESTICH ROKOV
Ján Moravec
ÚVOD
Technológia I. je povinný predmet pre študentov 2. ročníka dennej formy bakalárskeho štúdia na
Strojníckej fakulte Žilinskej univerzity v Žiline. Prednáša sa v treťom – zimnom- semestri druhého
ročníka pre všetky študijné programy. Počas rokov 2007 až 2013 som mal možnosť sledovanosť
výkonnosti študentov na skúškach a najmä kolísanie vedomostí, čo sa odrazilo na celkovom
klasifikovaní na skúškach.
VŠEOBECNE
Pod pojmom pedagogická kontrola sa rozumie proces, ktorým sa zisťujú a posudzujú výsledky
vyučovacieho procesu, teda stupeň dosiahnutia jeho cieľov. Posúdenie výsledkov vyučovacieho
procesu sa nazýva hodnotenie (evaluácia) študentov. Hodnotenie sa zvykne vyjadrovať
v koncentrovanej podobe formou čísla, známky čo je klasifikácia alebo známkovanie. Klasifikácia je
zaraďovanie jednotlivých výkonov poslucháčov do výkonnostných skupín , klasifikačných stupňov.
Základom na pridelenie klasifikačného stupňa je výsledok získaný skúšaním (preverovaním).
Klasifikácia teda znamená vyjadrenie hodnoty a úrovne výsledkov učebnej činnosti poslucháčov
známkou. Naša klasifikačná stupnica má šesť stupňov (výborne, veľmi dobre, dobre, uspokojivo,
dostatočne, nedostatočne). Numerická hodnota je : 1, 1,5, 2, 2,5, 3 a 4.
Na skúške ide samozrejme o záverečné hodnotenie z konkrétneho študijného predmetu. Toto sa chápe
ako hodnotenie výsledkov po ukončení jednotiek učiva a celkových výstupov. Hodnotene sa robí až
keď sa naplnia všetky podmienky na osvojenie učiva. Podstatou hodnotenia pri skúške je zaujať
stanovisko k zistenej úrovni vedomostí a zručností a formulovať hodnotiace posúdenie, a to na
základe porovnania skutočného stavu so stavom predpokladaným (požadovaným), ktorý formuluje
prednášajúci (garant) predmetu. Samotný proces hodnotenia má niekoľko častí: 1. rozhodnutie učiteľa
o cieli a metóde hodnotenia,
2. zistenie informácií o skutočnom stave vedomostí a zručností,
3. formulácia hodnotiaceho záveru (známky).
HODNOTENIE A PEDAGOGICKÁ KONTROLA
Podľa zdroja získavania informácií sa dá skúšanie rozdeliť na tri hlavné časti: ústne, písomné
a praktické. Pri prezentovaných výsledkoch boli aplikované všetky uvedené časti. Skúšal som formou
skupinového skúšania (ústna a praktická časť). V písomnej časti bolo aplikované frontálne skúšanie
(tri písomky z preberaných troch oblastí – tvárnenie, zlievanie a zváranie). Po vyhodnotení písomnej
časti študenti dostali každý po tri otázky z problematiky. Keďže boli pri odpovedi prítomní aj ďalší
študenti, mali možnosť sa zapájať do skúšania, ak opýtaný neodpovedal správne a oni získali jeho
bodové ohodnotenie. Pri tomto sa skúšalo aj prakticky, čiže študent dostal konkrétnu vec (nástroj,
meradlo, výrobok apod. ) ktorú poznal z cvičení a túto mal pomenovať a vysvetliť jej podstatu a účel.
Postup bol ten istý ako v predošlom spôsobe skúšania. Po zvážení písomného a ústneho prejavu
a ohodnotení správnych odpovedí boli pridelené konkrétne klasifikačné stupne, niekedy bol poslucháč
neúspešný a ten mal šancu na ďalšom termíne skúšky. V tabuľkách je uvedený podrobný prehľad
o počte udelených jednotlivých klasifikačných stupňov a tiež percentuálne vyjadrenie tohto atribútu.
Pripojené grafy sú spracované na základe týchto údajov a ponúkajú ich rýchle sprostredkovanie.
12
A
9
8
4
11
0
4
B
21
7
5
4
14
7
14%
18%
7%
30%
0%
6%
33%
11%
8%
6%
22%
11%
C
13
11
10
2
3
22
D
9
7
15
8
20
14
20%
17%
16%
3%
5%
34%
E
12
11
24
12
16
15
14%
11%
23%
13%
31%
22%
19%
17%
38%
19%
25%
23%
2007/2008 2008/2009 2009/2010 2010/2011 2011/2012 2012/2013
9
8
4
11
0
4
21
7
5
4
14
7
13
11
10
2
13
22
9
7
15
8
20
14
12
11
24
12
16
15
64
44
58
37
63
62
A
B
C
D
E
Celkom
100%
12
90%
11
80%
15
16
12
24
9
70%
7
60%
14
13
50%
11
15
40%
21
30%
7
10
8
5
4
20%
10%
9
0%
2007/2008
2008/2009
8
20
2
4
13
11
22
7
14
4
0
2009/2010
A
B
2010/2011
C
D
2011/2012
2012/2013
E
30
25
20
Názov osi
Akademický rok
2007/2008
2008/2009
2009/2010
2010/2011
2011/2012
2012/2013
15
10
5
0
2007/2008
2008/2009
2009/2010
2010/2011
2011/2012
2012/2013
A
9
8
4
11
0
4
B
21
7
5
4
14
7
C
13
11
10
2
13
22
D
9
7
15
8
20
14
E
12
11
24
12
16
15
13
Celkom
64
44
58
37
53
62
Názov grafu
45%
40%
35%
Názov osi
30%
25%
20%
15%
10%
5%
0%
2007/2008
2008/2009
2009/2010
2010/2011
2011/2012
2012/2013
A
14%
18%
7%
30%
0%
6%
B
33%
16%
9%
11%
22%
11%
C
20%
25%
17%
5%
21%
35%
D
14%
16%
26%
22%
32%
23%
E
19%
25%
41%
32%
25%
24%
ZÁVER
Problematika objektívnosti a spravodlivosti hodnotenia spočíva v tom, že každé hodnotenie prežíva
študent veľmi emotívne a je citlivý na pocit nespravodlivosti a neobjektívnosti v hodnotení. Aby som
tomu predišiel, používal som skupinové skúšanie, kde študenti mohli počuť, doplniť a aj hodnotiť
svojich spolužiakov. Cesta k dosiahnutiu objektívnosti a spravodlivosti vedie cez jasné, zreteľné
a akceptovateľné vymedzenie toho, čo sa hodnotí a podľa akých kritérií. Chyby pri porušení tohto
prístupu vyplývajú z toho, že sa menia kritériá a obsah hodnotenia, že sa kritériá dôsledne nedodržujú.
Hodnotenie zo strany učiteľa by nemalo byť iba prostriedkom oznámenia výsledku o štúdiu, ale malo
by byť zároveň aj prejavom záujmu o poslucháča.
LITERATÚRA
BAJTOŠ, J.(2003) : Teória a prax didaktiky, EDIS vydavateľstvo ŽU v Žiline,
ISBN 80-8070-130-X
OBST, O. (2002) : Hodnocení výsledků výuky, Portál Ostrava, ISBN 80-7178-253-X
14
Tvarová a rozmerová presnosť odliatkov
vyrobených bezmodelovým formovaním
Emil Krivoš, Ing.*
KTI, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected] , Tel.: 0907746897
Richard Pastirčák, doc. Ing., PhD.
KTI, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected] , Tel.: 041/5132797
Augustín Sládek, prof. Ing., PhD.
KTI, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected] , Tel.: 041/5132797
Shape and dimensional accuracy of castings produced by paternless proces technology
Abstract: The submitted article deals with the production of prototype castinga by paternless process
technology.. Article analyzes the way of achieving increased and dimensional accuracy of castings.
Article also refers to the amount of direct costs, which are necessary for the production of prototype
molds produced using process technology Patternless and Z-Cast.
1. TECHNOLÓGIA VÝROBY
PROTOTYPOVÉHO ODLIATKU
ÚVOD
Princíp metódy Patternless process spočíva
v priamom frézovaní dutiny formy bez použitia
modelu. Pomocou 3D CAD programu sa vytvorí
virtuálny návrh formy alebo jadra. Vytvorený 3D
model je základným vstupným údajom pre návrh a
vygenerovanie obrábacieho programu, ktorý sa
následne vloží do 3-osého alebo 5-osého CNC
obrábacieho stroja a ten vyfrézuje časti formy do
požadovaného tvaru. Pri výrobe sa využíva jeden
alebo viacero druhov nástrojov na hrubovacie a
dokončovacie operácie.
Obrábanie vytvrdených formovacích zmesí
sprevádza vznik nízkych rezných odporov aj pri
vysokých
rezných
parametroch.
Vznikajúce
opotrebenie na chrbte rezného klina nástroja má
prevažne abrazívnobrúsny charakter, spôsobený
predovšetkým tvrdým ostrivom (kremenným
pieskom), ktorého veľkosť zŕn môže mať vplyv na
mieru opotrebenia nástroja. Spôsob výroby formy je
veľmi flexibilný, pretože je možné vykonať
dizajnové zmeny pomocou 3D CAD programov,
ktoré môžu byť nainštalované priamo v riadiacom
počítači CNC zariadenia. Všetky tieto zmeny sa
môžu vykonávať až do chvíle kým nezačne obrábací
proces. Týmto spôsobom výroby foriem sa môže čas
potrebný na malosériovú výrobu, alebo výrobu
prototypov znížiť až o polovicu.
Cieľom doterajšieho výskumu je optimalizácia
výrobného procesu technológie Patternless process
do takej miery aby dosahovaná rozmerová aj tvarová
presnosť vyrobených odliatkov bola zrovnateľná
s presnosťou odliatkov vyrobených pomocou
technológie
Z-Cast.
Výhodou
technológie
Patternless process je možnosť použitia širokej škály
formovacích materiálov, ktorých voľba závisí
predovšetkým od druhu zliatiny použitej na výrobu
odliatku.
Porovnanie
dosahovanej
rozmerovej
a tvarovej presnosti sa pri oboch technológiách
realizovalo na reálnych odliatkoch, ktoré boli
podrobené meraniu vybraných funkčných rozmerov.
Odliatky slúžia ako kryt prevodovky krokového
motora (Obr. 1. )
15
Obr. 1. Prototypový odliatok krytu prevodovky krokového motora
Na zistenie tvarovej aj rozmerovej presnosti
odliatku bolo potrebné vyrobiť viacero foriem
pomocou jednotlivých technológií, do ktorých sa
zhotovil prototypové odliatky z hliníkovej zliatiny
AlSi10MgMn. Forma vyfrézovaná do napeneného
sadrového bloku je určená na výrobu odliatkov
z materiálov s teplotou tavenia do 800 °C.
Frézovanie napeneného materiálu spôsobí na
lícnych stenách dutiny formy vznik veľkého
množstva pórov z uzavretých vzduchových bublín,
ktoré nepriaznivo vplývajú na tvarovú a rozmerovú
presnosť odliatku. Na základe uvedeného faktu
potrebné zhotoviť lícne steny dutiny formy
z nenapenenej sadrovej formovacej zmesi. Najprv sa
do sadrového bloku vyfrézovala dutina v mieste, kde
sa bude nachádzať lícna časť dutiny formy. Po odsatí
odfrézovanej sadry sa vyfrézovaná dutina navlhčila
a následne bola vyplnená nenapenenou sadrovou
formovacou zmesou (Obr. 2.).
Obr. 3. Forma vyfrézovaná do napenenej formovacej zmesi
Veľmi dôležitým technologickým krokom
pri výrobe odliatkov do foriem na báze sadry je
cyklus sušenia formy, ktorý je pomerne časovo
náročný. Sušiaci cyklus pozostával s normálneho
ohrevu formy na teplotu 150 ± 5°C po dobu 7 hod.
Následne sa teplota zvýšila na 250 ± 5°C a výdrž na
tejto teplote bola 8 hod. Takýmto spôsobom sa
z napenenej formovacej zmesi odstráni voľná aj
viazaná voda. Nevýhodou napenenej formovacej
zmesi je, že všetky póry nie sú medzi sebou
navzájom poprepájané a hromadí sa v nich tlak plynu
vznikajúci pri sušení. Preto je potrebné zvýšiť
teplotu na 400 ± 5°C po dobu 3 hod., kedy sa tlak
nahromadený v póroch uvoľní. Následne sa forma
nechá v peci voľne vychladnúť na teplotu približne
200 °C. Výsledkom je pokojné tuhnutie taveniny po
odliatí bez vzniku bublín. Na Obr. 4. je znázornený
hrubý odliatok.
Obr. 2. Výroba lícnej steny dutiny formy z nenapenenej
sadrovej formovacej zmesi
Pri takomto procese výroby je dôležité
sadrový blok dostatočne vysušiť. Na Obr. 3. je vidieť
finálnu podobu formy, kde “telo formy“ je tvorené
z napenenej sadrovej formovacej zmesi a lícne časti
sú vyrobené z nenapenenej sadrovej formovacej
zmesi.
16
Technológia Z-Cast je založená na princípe
3D tlače. Pri experimente bola použitá formovacia
zmes typu Z- Cast 501, ktorá umožňuje výrobu
odliatkov zo zliatin s teplotou tavenia do 1100 °C.
Na vytvrdenie formovacej zmesi sa použilo spojivo
ZB 56. Hlavnou nevýhodou formovacích zmesí
používaných pri technológii Z-Cast je ich vysoká
cena. 3D tlačiareň ZPrinter 310, na ktorej sa
jednotlivé časti formy vyrábali má pracovnú plochu
203x254x203. Na základe malého pracovného
priestoru bolo potrebné jednotlivé časti formy
upraviť na požadovaný rozmer aby ich bolo možné
vyrobiť. Upravené modely sa následne vložili vo
formáte stl. do programu ZPrint, v ktorom sa zvolilo
uloženie jednotlivých častí foriem v pracovnom
priestore 3D tlačiarne. Podobne ako pri forme
vyfrézovanej do sadrovej formovacej zmesi je
potrebné následne formu vysušiť. Sušenie
zlievarenských foriem vyrobených technológiou ZCast nesmie prekročiť teplotu 200 °C nakoľko
dochádza k vyháraniu spojiva čo vedie k strate
chemickej väzby medzi jednotlivými zrnami ostriva.
Teplotný cyklus sušenia pozostával z normálneho
ohrevu formy na teplotu 150 ± 5°C po dobu 7 hod.
Následne sa teplota zvýšila na 170 ± 5°C a výdrž na
tejto teplote bola 4 hod. Takto vysušená forma sa
zložila a bola pripravená na odlievanie metódou
gravitačného liatia. Obr. 7. znázorňuje zlievarenskú
formu vyrobenú pomocou technológie Z-Cast. Na
Obr. 8. je znázornený odliatok vyrobený s využitím
technológie Z-Cast.
Obr. 4. Hrubý odliatok vyrobený do sadrovej formovacej
zmesi
Druhá forma bola vyfrézovaná do formovacej
zmesi na báze kremičitého piesku SH 35, kde ako
spojivo bola použitá fenolformaldehydová živica
REZOL (3 hm%). Takáto forma je použiteľná na
výrobu odliatkov s teplotou tavenia do 1600 °C.
Počas frézovania kremičitých formovacích zmesí
dochádza k erodovaniu obrobených častí dutiny
formy odfrézovanými zrnami ostriva, ktoré majú po
odfrézovaní veľkú kinetickú energiu. Aby sa
uvedenému javu zabránilo odporúča sa ponechať
v dutine odfrézované ostrivo, ktoré chráni obrobené
časti. Pri dokončovaní dutiny formy je potrebné
zvoliť súbežné frézovanie. Nedochádza tak
k odlomeniu rohov alebo výstupkov dutiny formy
čím sa docieli lepšia tvarová aj rozmerová presnosť.
Logo odliatku sa zhotovilo pomocou jadra, ktoré sa
vložilo do dutiny formy a následne bolo zafixované
zlievarenským tmelom. Na Obr. 5. sú znázornené
jednotlivé časti formy. Obr. 6. znázorňuje hrubý
odliatok zhotovený do kremičitej formovacej zmesi.
Obr. 7. Forma vyrobená pomocou technológie Z-Cast
Obr. 5. Forma vyfrézovaná do kremičitej formovacej zmesi
Obr. 8. Hrubý odliatok vyrobený technológiou Z-Cast
2. TVAROVÁ A ROZMEROVÁ PRESNOSŤ
EXPERIMENTÁLNYCH ODLIATKOV
Cieľom doterajšieho výskumu je optimalizácia
výrobného procesu technológie Patternless process
do takej miery aby dosahovaná rozmerová aj tvarová
presnosť vyrobených odliatkov bola zrovnateľná
Obr. 6. Hrubý odliatok vyrobený do kremičitej formovacej
zmesi
17
Priamosť povrchu
[mm]
s presnosťou odliatkov vyrobených pomocou
technológie Z-Cast.
Experimentálne odliatky boli podrobené
meraniu vybraných funkčných rozmerov, ktoré sú
znázornené na Obr. 9.
0,25
0,202
0,182
0,20
0,15
0,10
0,057
0,05
0,00
SH 35
ZB 56 (Z-Cast)
sadra
ostrivo
Obr. 11. Kvalita povrchu experimentálnych odliatkov
Z vykonaného experimentu sa zistilo, že
správna voľba vhodnej formovacej zmesí, rezných
parametrov, technologického postupu výroby formy
a jej príprava na odlievanie pomáha dosahovať
lepšiu kvalitu odliatku. Veľkým prínosom je zistenie
optimálnych rezných parametrov, ktoré pomáhajú
zlepšiť tvarovú a rozmerovú presnosť dutiny formy
a zároveň predlžujú trvanlivosť nástroja. Znižovaním
zrnitosti ostriva sa dosahuje lepšia kvalita povrchu
odliatku, následne však treba pri návrhu formy
počítať s nízkou priedušnosťou formovacej zmesi
a zabezpečiť dostatočný odvod plynov vznikajúcich
pri procese odlievania. Z vykonaných experimentov
možno konštatovať, že s použitím technológie
Patternless process je možné vyrobiť odliatok zo
zvýšenou rozmerovou presnosťou aj kvalitou
povrchu čo má veľký význam v jej konkurencie
schopnosti na trhu.
Obr. 9. Funkčné rozmery odliatku
Odchýlka od požadovaného
rozmeru [mm]
Z Obr. 10 a Obr. 11 možno konštatovať, že
najvyššiu rozmerovú a tvarovú presnosť vykazoval
odliatok, ktorého forma bola vyfrézovaná do
sadrového bloku technológiou Patternless process.
Z grafu na Obr. 6.25 je vidieť že odliatky vyrobené
pomocou technológie Patternless process vykazujú
menšie odchýlky od požadovaných rozmerov
v porovnaní s technológiou Z-Cast. Pri použití
jemnozrnnejšieho kremičitého ostriva ako je pri
ostrive SH35 (napr. so strednou veľkosťou zrna d50 =
0,1 mm) sa môže predpokladať, že odliatok
vyrobený pomocou technológie Patternless process
sa vyrovná technológii Z-Cast aj v kvalite povrchu
odliatku.
3.POROVNANIE PRIAMYCH NÁKLADOV
NA VÝROBU PROTOTYPOVEJ FORMNY
Z doteraz vykonaných experimentov možno
konštatovať, že odliatky vyrobené s využitím
technológie Patternless process prekonávajú výrobu
odliatkov pomocou technológie Z-Cast z hľadiska
rozmerovej aj tvarovej presnosti. Experimentálne sa
dokázalo, že na dosiahnutie zvýšenej rozmerovej
presnosti dutiny formy pri technológii Patternless
0,2
0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Požadovaný
rozmer
11
12
13
-0,2
-0,4
-0,6
-0,8
-1
-1,2
Patternless process - ostrivo SH 35
Patternless process - Ostrivo sadra
Z-Cast
Obr. 10. Rozmerová presnosť odliatkov vyrobených pomocou technológie Patternless process a Z-Cast
18
process je potrebné vykonať množstvo špeciálnych
technologických úkonov, ktoré sa v konečnom
dôsledku odrazia na cene finálneho odliatku. Aby
bola výroba prototypovej formy malých rozmerov
rentabilná je potrebne zistiť priame náklady na jej
výrobu.
Pri experimentoch bolo zaznamenávané
množstvo spotrebného materiálu, ktorý sa pri oboch
technológiách použil. Spotrebovaný materiál
v podobe formovacej zmesi, obrábacích nástrojov,
príslušenstva, el. energie a ceny práce tvorili priame
náklady na výrobu prototypovej formy. Použitý
spotrebný materiál a vyčíslenie priamych nákladov je
uvedené v Tab. 1. Pri vyčíslovaní priamych nákladov
sa počítalo s cenou el. energie 0,2 €/kW a cena práce
8€/hod. Z uvedenej tabuľky vyplýva, že výroba
prototypovej formy a teda aj odliatku je pomocou
technológie Patternless process lacnejšia. Veľkou
výhodou takejto technológie je možnosť použitia
lacných formovacích zmesí, ktoré sú na báze sadry
alebo kremičitého piesku. Nevýhodou výroby
odliatku zo zvýšenou rozmerovou presnosťou je pri
technológii Patternless process zdĺhavý cyklus
sušenia sadrovej formy, ktorý zvyšuje spotrebu el.
energie a teda aj cenu prototypového odliatku.
Technológia Z-Cast je z časového hľadiska
výroby prototypovej formy výhodnejšia, nakoľko nie
je potrebná výroba bloku formovacej zmesi a proces
sušenia formy si nevyžaduje zdĺhavý teplotný cyklus
ako pri forme vyrobenej z napenenej sadrovej
formovacej zmesi. Pri sumarizovaní priamych
nákladov na výrobu sa však zistila veľmi vysoká
cena formovacej zmesi, ktorá predražuje cenu
prototypového odliatku.
ZÁVER
Podstatou výroby kvalitnej formy bez
použitia modelu je pochopiť princíp technológie a
použiť vhodné materiály, ktoré vstupujú do procesu
výroby.
Na základe vykonaných experimentov sa prakticky
overili nadobudnuté poznatky pri výrobe reálnych
prototypových odliatkov.
Pri sumarizovaní priamych nákladov na
výrobu prototypových foriem pri jednotlivých
technológiách sa zistilo, že veľkou výhodou
technológie Patternless process je možnosť použitia
širokého spektra formovacích zmesí, čo umožňuje
flexibilne vyrábať prototypové odliatky z rôznych
zlievarenských materiálov na odliatky.
Technológia Z-Cast je z časového hľadiska
výroby prototypovej formy výhodnejšia, nakoľko nie
je potrebná výroba bloku formovacej zmesi a proces
sušenia formy si nevyžaduje zdĺhavý teplotný cyklus
ako pri forme vyrobenej z napenenej sadrovej
formovacej zmesi. Veľkou nevýhodou je, že
technológia Z-Cast využíva drahú formovaciu zmes,
ktorá nemá vysokú žiaruvzdornosť, čím sa škála
použiteľných materiálov na výrobu odliatkov
zmenšuje a zároveň rastie cena prototypového
odliatku.
Poďakovanie
Článok vznikol v rámci riešenia projektu
KEGA číslo 00-4/2012 a projektu VEGA číslo
1/0785/13. Autori týmto ďakujú grantovým
agentúram za podporu.
Tab.1.Porovnanie priamych nákladov na výrobu
19
LITERATÚRA
[10] SCHULTZE,W., TISCHER, W., ETTEL, W.,
LACH, V. (1990) : Necementové malty a betóny.
Praha, SNTL, ISBN 80-03-00188-9
[1] BOLIBRUCHOVA, D. (2010): Zlievarenská
technológia: GEORG Žilina, ISBN 978-80-8940114-7, 248 s.
[2] PASTIRČAK, - BOLIBRUCHOVA, D. (2009):
Teória zlievania: GEORG Žilina, ISBN 978-8089401-04-08, 155 s.
[3] URGELA, D. – PASTIRCAK, R. – MEDLEN,
D. (2011): Influence of various grain size opening
materials on the dilatation and mechanical
properties of moulding mixtures: Žilina, 6 s.
[4] MURGAŠ M. – POKUSA A. – PODHORSKÝ
Š. – POKUSOVÁ M. (2001) : Technológia
zlievarenstva. STU Bratislava, ISBN 80-214-0361-6
[11] CHHABRA, M. – SINGH, R. (2011):
Experimental investigation of pattern-less casting
solution usin additive manufacturing technique. In
MIT
Internatonal
Journal
of
Mechanical
Engineering. no. 1, p. 17-25, ISSN 2230-7699
[12] GRÍGEROVÁ, T. – LUKÁČ, I. – KOŘENÝ, R.
(1988) : Zlievarenstvo neželezných kovov. Bratislava
1. vyd. Alfa, 424 s. 063-566-88
[13] WAGNER, R. (2003) : Modelloose
Gußteilproduktion – ein Erfahrungsberichta.
Giesserei praxis, vyd. 11/2003, 447 – 448 s.
[5] KANTORÍK, R. – BOLIBRUCHOVÁ, D.: Free
melt surface monitoring with the help of metal flow
simulation in moulds. In: International Foundry
Research 2011, volume 63, issue 2, pp. 18 – 23,
ISSN 0046 – 5933.
[14] KOOYERS, T. J. (2007) : Das anorganische
Bindersystem Cast Clean. Giesserei praxis, vyd.
5/2007, 185 – 188 s.
[6] BOLIBRUCHOVÁ, D. – SLÁDEK, A. –
BRŮNA, M. (2010): Effect of filtration on
reoxidation proceses in aluminium alloys. Archives
of foundry engineering. ISSN 1897-3310. - Vol. 10,
Spec. Issue 1, pp. 121-126.
[15] WAGNER, R. (2004) : Modelllose
Gussteilproduktion. Technik kompakt Nr. 10, ©KSB
Aktiengesellschaft 2004, 6 – 9 s.
[16] TOLAR J. – SKOTÁK V. (2010) : Metoda
bezmodelového formování a její uplatnění
v praxi. Slévárenství 1-2/2010, ISSN 0037-6825
[7] BRŮNA, M. – BOLIBRUCHOVÁ, D. –
KANTORÍK, R. (2008): Filtration of aluminium
alloys and its influence on mechanical properties
and shape of eutectical silicium. In: Archives of
foundry engineering. ISSN 1897 – 3310, Vol. 8,
issue 2 , pp. 13-16.
[17] RUSÍN, N. (1991) : Slévarenské formovací
materiály. SNTL Praha 1. vyd., 392s. ISBN 80-0300278-8
[8] BOLIBRUCHOVÁ, D. - RICHTÁRECH, L.
(2013): Effect of adding iron to the AlSi7Mg0.3 (EN
AC 42 100, A356) alloy In: Manufacturing
technology : journal for science, research and
production. - ISSN 1213-2489. - Vol. 13, no. 3 , pp.
276-281.
[18] BABU, T. S. – THUMBANGA, R. D. (2011) :
Reverse engineering, CAD/CAM & patternless
process applications in casting. In International
Journal of Mechanics. no. 1, p. 40-47, ISSN 19994448
[19] RODRÍGUEZ, A. et al. (2012 ) : Maximal
reduction of steps for iron casting one-of-a-kind
parts. In Journal of Cleaner Production. No. 24, p.
48-55, ISSN 0959-6526,
[9] HAZUCHA S. – VAŠKO I. (2001): Využitie
technológie napenenej sadrovej zmesi pri odlieaní
dezénového segmentu vulkanizačnej formy. In
Doksem 2001, Žilinská univerzita, ISBN 80-7100887-7
20
Vplyv prídavku chrómu na fázy na báze železa
v Al-Si zliatinách
Lukáš Richtárech, Ing.*
KTI, SjF, ŽU Žilina
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 41 513 2771
Dana Bolibruchová, prof. Ing., PhD.
KTI, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 41 513 2772
Effect of addition of chrome on intermetallic phases in Al-Si alloys
Abstract: This article deals with intermetallic phases present in aluminum cast alloys. Also are
mentioned possibilities of changing their size or transformation from unfavorable shape to favorable
shape to the resulting structure. The change of their morphology was verified with help of AlCr20
master alloy.
Ako experimentálny materiál bola použitá zliatina
AlSi7Mg0,3. Chemické zloženie danej zliatiny je
uvedené v tabuľke 1.
ÚVOD
V hliníkových zliatinách je železo bežnou
nečistotou. V závislosti od kvality východiskových
surovín primárna hliníková zliatina obsahuje 0,03 až
0,15 hm. % Fe (v priemere cca 0,07 až 0,1 hm. %).
Vyššie obsahy železa sú výsledkom používania málo
kvalitného vratného materiálu a vo výslednej
štruktúre sú považované za nežiaduce, pretože sú
tvrdé a krehké, väčšinou vylúčené v tvare ihlíc. Tieto
ihlice pretínajú hliníkovú matricu a eutektické bunky
a znižujú tak hodnoty mechanických vlastností
odliatkov. Miera ich negatívneho pôsobenia závisí
od ich veľkosti, množstva, distribúcie a morfológie.
Pre zníženie negatívneho vplyvu vylúčených
intermetalických fáz nevhodnej morfológie na
vlastnosti zliatin Al – Si sa pridávajú niektoré
legujúce prvky ako Mn, Cr, Co a pod.
Legujúce prvky a prímesi prítomné v zliatinách
hliníka spôsobujú tvorbu veľkého množstva
intermetalických fáz rôzneho chemického zloženia.
Tab.1 Chemické zloženie zliatiny AlSi7Mg0,3
El.
[wt.%]
El.
[wt.%]
Si
6.93
Cr
0.0011
Fe
0.1204
Pb
0.0033
Cu
0.0036
Ti
0.1141
Mn
0.0037
Zn
0.0083
Mg
0.3896
Sb
0.0001
Ni
0.0042
V tejto základnej zliatine bol zámerne zvýšený obsah
železa predzliatinou AlFe10 tak, aby sa obsah železa
v novej „znečistenej“ zliatine pohyboval na úrovni
viac ako 1% Fe. Pridané množstvo železa bolo
70 000 ppm z celkovej vsádzky. Chemické zloženie
zliatiny po pridaní železa je uvedené v tabuľke 2.
Tab. 2 Chemické zloženie zliatiny po pridaní AlFe10
El.
[wt.%]
El.
[wt.%]
Si
6.49
Cr
0.087
Fe
1.280
Pb
0.006
Cu
0.053
Ti
0.113
Mn
0.092
Zn
0.027
Mg
0.349
Sb
< 0.0004
Ni
0.034
Na ovplyvnenie vylúčených fáz na báze železa sa
použila predzliatina AlCr20 v troch rôznych
obsahoch (0,5 %, 1 % a 1,5 %). Chemické zloženie
zliatiny po pridaní AlCr20 je uvedené v tabuľke 3.
1. Experimentálna časť
Tab. 3 Chemické zloženie zliatin po pridaní AlCr20
a) 0,5 %
Experimentálne práce boli vykonané v laboratóriu
zlievania na Katedre technologického inžinierstva.
Experimentálne tavby boli realizované v elektrickej
odporovej peci T15 s regulátorom CAL 3200,
v grafitovom tégliku opatrenom žiaruvzdorným
náterom. Teplota tavenia experimentálnej zliatiny
bola 760 ± 5 °C. Jednotlivé tavby boli odlievané do
kovovej formy, pričom základná teplota formy bola
100 ± 5 °C
. Pre zistenie účinku rýchlosti
ochladzovania boli použité aj teploty 150 a 200 ± 5
°C.
El.
[wt.%]
El.
[wt.%]
Si
6.41
Cr
0.289
b)
1%
El.
[wt.%]
El.
[wt.%]
Si
6.43
Cr
0.411
Fe
1.737
Pb
0.006
Cu
0.054
Ti
0.111
Mn
0.128
Zn
0.027
Mg
0.330
Sb
< 0.0004
Fe
1.733
Pb
0.006
Cu
0.055
Ti
0.110
Mn
0.128
Zn
0.027
Mg
0.324
Sb
< 0.0004
Ni
0.080
Ni
0.081
c) 1,5 %
El.
[wt.%]
El.
[wt.%]
21
Si
6.45
Cr
~ 0.472
Fe
1.654
Pb
0.006
Cu
0.055
Ti
0.109
Mn
0.119
Zn
0.027
Mg
0.347
Sb
< 0.0004
Ni
0.081
Ak sa bližšie pozrieme na chemické zloženie týchto
zliatin, je možné vidieť, že s rastúcim obsahom
chrómu, rástol aj obsah železa v zliatine. Môže to
byť spôsobené tým, že predzliatina AlCr20 obsahuje
približne 0,32 % Fe. Z toho dôvodu je potrebné pri
ovplyvňovaní fáz na báze železa túto skutočnosť
brať do úvahy.
Na obrázkoch 1 až 4 je možné vidieť vzorky
mikroštruktúr z odliatkov s vyšším obsahom železa
a po pridaní predzliatiny AlCr20 a s troma rôznymi
teplotami predhriatia kovovej formy. Účinok vplyvu
chrómu na morofológiu fáz na báze železa bol
vyhodnocovaný
pomocou
čierno-bieleho
pozorovania. Príprava a hodnotenie vzoriek na
metalografické pozorovanie boli pripravované
štandardným spôsobom na pozorovanie fáz na báze
železa v hliníkových zliatinách.
Vzorky boli leptané v roztoku 20 ml H2SO4 + 100 ml
H2O. Boli pozorované a fotené pod mikroskopom
NEOPHOT 32.
Na obrázku 1 je možné vidieť mikroštruktúru
zliatiny s vyšším obsahom železa, pozostávajúcu
z eutektického kremíka, dendridov α – fázy
a čiernych útvarov fáz na báze železa. Na obrázku je
možné vidieť veľké častice fáz na báze železa,
vylúčené vo forme dlhých a tenkých ihlíc.
a)
b)
c)
Zv. 500x, lep. 20 ml H2SO4 + 100 ml H2O
Obr. 2 Mikroštruktúra s prídavkom 0,5 % chrómu
a) 100 °C b) 150 °C c) 200 °C
a)
a)
b)
b)
c)
Zv. 500x, lep. 20 ml H2SO4 + 100 ml H2O
Obr. 3 Mikroštruktúra s prídavkom 1 % chrómu
a) 100 °C b) 150 °C c) 200 °C
c)
Zv. 500x, lep. 20 ml H2SO4 + 100 ml H2O
Obr. 1 Mikroštruktúra so zvýšeným obsahom železa
a) 100 °C b) 150 °C c) 200 °C
a)
22
b)
Z grafu nameraných pevností vyplýva, že najlepšie
pevnostné vlastnosti sa dosiahli pri prídavku 1 hm.
% chrómu, a to pri všetkých teplotách predhriatia
kokily.
Na jednotlivých vzorkách bola takisto vykonaná
skúška tvrdosti podľa Brinella. Tvrdosť bola meraná
na tvrdomeri Innova Test model Nexus 3002 XL. Pri
tejto metóde bola použitá oceľová guľôčka priemeru
5 mm a zaťažujúca sila 250 kg. Čas záťaže na
skúšobnú vzorku bol 10 sekúnd. Pri skúškach boli
použité vzorky odlievané pri teplote 100 °C.
Výsledky zo skúšky tvrdosti sú znázornené na
obrázku 5.
c)
Zv. 500x, lep. 20 ml H2SO4 + 100 ml H2O
Obr. 4 Mikroštruktúra s prídavkom 1,5 % chrómu
a) 100 °C b) 150 °C c) 200 °C
Meranie dĺžky vylúčených ihlíc bolo vykonané
pomocou svetelného mikroskopu Neophot 32, ktorý
bol prepojený s PC. Dĺžka ihlíc sa meria pomocou
programu NIS – ELEMENTS AR 3.1.
Pri meraní boli použité štyri druhy vzoriek. Bolo
použité 500-násobné zväčšenie pri teplote kokily 100
°C. Výsledky z merania dĺžky ihlíc sú znázornené
v tabuľke 4.
Tab. 4 Dĺžka ihlíc v závislosti od obsahu chrómu
Obsah chrómu (hm. %)
Priemerná dĺžka ihlíc (µm)
0
37,10
0,5
19,60
1
11,41
1,5
15,68
Obr. 5 Porovnanie výsledkov merania tvrdosti v závislosti od
obsahu chrómu
Pri ťahovej skúške bola na jednotlivých vzorkách
pomocou extenzometra vyhodnocovaná aj ťaznosť.
Výsledky z merania ťaznosti sú znázornené na
obrázku 6.
Ako je možné z výsledkov merania dĺžky ihlíc
vidieť, prídavok chrómu má evidentný vplyv na
dĺžku ihlíc fáz na báze železa, kedy sa ich dĺžka po
prídavku 1,5 hm. % chrómu sa ich dĺžka znížila
o viac ako 50 %.
Podľa hodnotenia snímok mikroštruktúr je možné
skonštatovať, že prídavok chrómu mal vplyv nielen
na dĺžku fáz na báze železa, ale aj zmenu tvaru
ihlicovitých fáz na fázy kostrovité. Ďalej prídavok
chrómu spôsobil tvorbu nových fáz tzv. „kalových
fáz“, ktoré sú charakteristické vyšším obsahom
chrómu.
Zo všetkých tavieb sa odliali vzorky, z ktorých sa
sústružením vyhotovili vzorky pre statickú skúšku
ťahom, pomocou ktorej sa zisťovala medza pevnosti
jednotlivých vzoriek. Táto skúška bola vykonaná na
prístroji WDW-20 pri teplote okolia. Výsledky zo
statickej skúšky ťahom sú znázornené na obrázku 5.
Obr. 6 Porovnanie výsledkov merania ťažnosti v závislosti
od obsahu chrómu
Rýchlosť
ochladzovania
bola
zisťovaná
z mikroštruktúry pomocou DAS faktoru. Na určenie
tejto strednej vzdialenosti bola použitá priamková
metóda. Pri tejto metóde hodnotenia dendritickosti
testovaciu mriežku predstavuje úsečka s dĺžkou 12
cm. Princíp hodnotenia spočíva v tom, že
sa testovacia mriežka prikladá na matnicu
mikroskopu pri 100-násobnom zväčšení. Následne sa
spočíta počet sekundárnych výbežkov dendridov
preťatých úsečkou. Tieto hodnoty sú následne
dosadené do vzorca (1) pre výpočet DAS faktoru.
l
(1)
m
DAS 
n 1
kde:
DAS – stredná vzdialenosť sekundárnych osí
dendridov (m)
Obr. 5 Závislosť pevnosti od obsahu chrómu a teploty formy
23
Poďakovanie
l – dĺžka testovacej mriežky (m)
n – priemerný počet sekundárnych výbežkov
preťatých úsečkou.
Výsledky DAS faktoru (Tab. 5) sa následne dosadia
do vzorca (2), ktorý slúži na výpočet rýchlosti
ochladzovania.
dT
 log DAS   1,66 
log
 

dt
0,4


C / s 
Táto práca vznikla v rámci riešenia grantového
projektu VEGA č. 1/0363/13. Autori ďakujú
grantovej agentúre za podporu.
LITERATÚRA
[1] TILLOVÁ, E. – CHALUPOVÁ, M. (2009) :
Štruktúrna analýza zliatin Al-Si. EDIS Žilina. 191 s.
ISBN 978-80-554-0088-4
[2] TAYLOR, J. A. (2004) : The effect of iron in AlSi casting alloys. In 35th Australian Foundry Institute
National Conference, Adelaide, South Australia, p.
148 – 157.
[3] PASTIRČÁK, R., KRIVOŠ, E. (2013) : Effect of
opening material granularity on the mould
properties and the quality of casting made by
patternless process technology. In Manufacturing
technology. Vol.13, no.1 , p. 92-97, ISSN 1213-2489
[4] DINNIS, C. M. – TAYLOR, J. A. – DAHLE, A.
K. (2005) : As-cast morphology of ironintermetallics in Al–Si foundry alloys. In Scripta
Materialia 53, p. 955 - 958
[5] BRŮNA, M., KUCHARČÍK, L. SLÁDEK, A
(2012) : Využitie simulačného sofvéru ProCAST pri
predikcii pórovitosti. Technológ = časopis pre teóriu
a prax mechanických technológií. roč. 4, č. 4 (2012),
s. 45-48, ISSN 1337-8996
[6] HURTALOVÁ, L., TILLOVÁ, E. (2013):
Elimination of the negative effect of Fe-rich
intermetallicphases
in
secondary
(recycled)
aluminium cast alloy. In Manufacturing Technology,
Vol. 13, No. 1, p. 44-50, ISSN
(2)
Tab. 5 Výsledky DAS faktoru v závislosti od prídavku
chrómu
Obsah chrómu (hm. %)
DAS faktor (µm)
0
44,78
0,5
40
1
40,54
1,5
38,46
Výsledky vplyvu prídavku chrómu na rýchlosť
ochladzovania je možné vidieť na obrázku 7.
1,6
Rýchlosť ochladzovania (°C/s)
1,4
1,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
0
0%
0,5 %
1%
1,5 %
Obsah chrómu
Obr. 7 Porovnvanie výsledkov rýchlosti ochladzovania
v závislosti od obsahu chrómu
Z obrázku je možné vidieť, že najväčší vplyv na
rýchlosť ochladzovania má najvyšší obsah pridaného
chrómu (približne 1,54 °C/s). Z výsledkov je možné
teda predpokladať, že s rastúcou rýchlosťou
ochladzovania bude štruktúra vo výsledných
odliatkoch jemnejšia.
ZÁVER
Záverom je teda možné skonštatovať, že prídavok
chrómu do sekundárnej hliníkovej zliatiny má efekt
nielen na zmenu tvaru nepriaznivých ihlicových fáz
na priaznivejšie kostrové útvary, ale takisto vplýva
na tvorbu nových fáz, ktorých vplyv môže byť
v konečnom dôsledku nepriaznivejší ako vplyv
ihlicových fáz. Preto tieto fázy budú podrobnejšie
skúmané pomocou EDX analýzy na bližšie
špecifikovanie ich chemického zloženia.
Okrem ovplyvnenia tvaru fáz na báze železa mal
prídavok chrómu vplyv aj na mechanické vlastnosti,
ale nie je možné sa jednoznačne vyjadriť, aký musí
byť obsah chrómu. Je možné však povedať, že po
pridaní chrómu, sa pri statickej skúške ťahom dosiali
lepšie výsledky pri sekundárnej zliatine, ako pri
primárnej. Ak by sa tieto výsledky potvrdili aj pri
ďalších štúdiách, bude možné skonštatovať, že
sekundárna zliatina s vyšším obsahom železa, môže
byť použitá pre výrobu náročnejších odliatkov
v automobilovom priemysle.
24
Detekcia chýb zvarového spoja ultrazvukovým
defektoskopom OmniScan MX2
Daniel Dopjera, Ing.*
KTI, SjF, ŽU Žilina
Univerzitná 1, 010 26 Žilina
E-mail: [email protected]
Radoslav Koňár, Ing., PhD.
KTI, SjF, ŽU Žilina
Univerzitná 1, 010 26 Žilina
E-mail: [email protected]
Miloš Mičian, doc. Ing., PhD.
KTI, SjF, ŽU Žilina
Univerzitná 1, 010 26 Žilina
E-mail: [email protected]
The detection of defects in welded joint with ultrasonic flaw detector OmniScan MX2
Abstract:
The article describes the fundamental principles of the ultrasonic defectoscopy Phased Array,
which provides new possibilities in the non–destructive testing (NDT) of materials, especially of
welded joints. There is a report from the ultrasonic testing of welded joint with ultrasonic flaw
detector OmniScan MX2. The artificial defects were designed in software ESBeamTool 5, which
simulates the geometrical ultrasonic beams spread. Then, ultrasonic testing was performed at the
same welded joint with artificially made defects. At the end, data from both ultrasonic testing were
evaluated.
Priečne (transverzálne) ultrazvukové vlny:
častice kmitajú kolmo na smer šírenia ultrazvukovej
vlny.
Povrchové (Rayleighove) ultrazvukové vlny:
častice kmitajú po eliptickej dráhe v rovine kolmej
na smer šírenia ultrazvukovej vlny.
Doskové (Lambove) ultrazvukové vlny: v
prostrediach, ktorých hrúbka je približne rovnaká
ako vlnová dĺžka ultrazvukovej vlny, môžu vznikať
ohybové (asymetrické) a dilatačné (symetrické)
doskové vlny. U obidvoch typoch vĺn častice na
povrchu kmitajú po eliptickej dráhe v rovine kolmej
na smer šírenia ultrazvukovej vlny. Rozdiel medzi
nimi je v spôsobe kmitania častíc na neutrálnej osi.
Pri
ohybových
vlnác
ÚVOD
Ultrazvuková defektoskopia je nedeštruktívna
kontrola materiálov (NDT) schopná detegovať
plošné i objemové chyby, pričom využíva fyzikálne
princípy ultrazvuku.
Ultrazvukové
vlny
vznikajú
šírením
mechanického kmitania, s frekvenciou nad 20 kHz,
medzi časticami prostredníctvom väzbových síl.
Podľa toho akým spôsobom kmitajú častice okolo
svojich rovnovážnych polôh sa ultrazvukové vlny
rozdeľujú na pozdĺžne, priečne, povrchové a
doskové.
Pozdĺžne (longitudinálne) ultrazvukové vlny:
častice kmitajú rovnobežne so smerom šírenia
ultrazvukovej vlny.
h kmitajú kolmo na smer ich šírenia a pri
dilatačných vlnách kmitajú rovnobežne so smerom
ich šírenia.
2
Ultrazvuková sonda Phased Array je
prijímačom a zároveň aj vysielačom ultrazvukových
vĺn. Súčasné ultrazvukové sondy Phased Array sa
môžu skladať až z 256 takýchto elementov.
PHASED ARRAY
Ultrazvuková defektoskopia Phased Array sa
líši od konvenčnej tým, že ultrazvuková sonda má
viacero piezoelektrických meničov (elementov),
ktoré pracujú nezávisle od seba. To znamená, že
každý element sondy môže nezávisle od ostatných
prijímať aj vysielať ultrazvukový impulz.
Obr. 1 Lineárne usporiadanie elementov
25
Usporiadanie elementov môže byť rôzne, ale
čím je viac zložitejšie, tým je náročnejšie na výrobu
a cena ultrazvukovej sondy rastie. Najčastejšie sa
vyrábajú sondy s lineárnym usporiadaním elementov
(obr. 1). Všetky elementy sú uložené v polymérovej
matrici, resp. ide o piezokompozitné materiály, ktoré
sú typické pre ultrazvukové sondy Phased Array.
2.1
E–Scan spočíva v tom, že pri použití
ultrazvukovej sondy Phased Array s dostatočným
počtom meničov môžeme na vytvorenie zväzku
ultrazvukových vĺn použiť iba určitý počet
elementov v rozsahu napr. 16 z celkových 128 a ich
postupným budením sa bude zväzok ultrazvukových
vĺn elektronicky posúvať pozdĺž sondy (obr. 3).
Menením časového oneskorenia budiacich
impulzov pre jednotlivé elementy sondy možno
dosiahnuť S–Scan, pri ktorom sonda kontroluje daný
sektor v určitom rozsahu uhlov (obr. 4).
Elektronické vychyľovanie ultrazvukového
zväzku vĺn
Jednotlivé piezoelektrické meniče, resp.
elementy ultrazvukovej sondy Phased Array sú
budené elektrickými impulzmi s rôznym časovým
oneskorením (časovým zákonom), čím získavame
sondu s variabilným zväzkom ultrazvukových vĺn
(obr. 2).
Obr. 4 S–Scan
S–Scan sa zobrazuje v závislosti od hrúbky
kontrolovaného materiálu, resp. zobrazuje aj
indikácie chýb zachytených odrazeným zväzkom
ultrazvukových vĺn. Preto je potrebná orientácia na
displeji ultrazvukového defektoskopu pomocou
vyznačených línií (top a bottom), ktoré vyjadrujú
určitú hĺbku v materiáli, resp. jeho hrúbku. Napr. pri
kontrole tupého zvarového spoja sa indikácie chýb
zachytené odrazeným ultrazvukovým lúčom zobrazia
v zrkadlovo obrátenej polohe (obr. 5). Aby bolo
možné správne vyhodnocovať indikácie, je potrebné
tento fakt brať do úvahy a nezabudnúť naň!
Obr. 2 Príklad variabilného zväzku vĺn
Z jednotlivých elementov ultrazvukovej sondy
Phased Array sa šíri elementárna guľová vlna.
Celková plocha týchto elementárnych vĺn tvorí
výslednú vlnoplochu a každý bod vlnoplochy sa
stáva bodovým zdrojom vlnenia, ktoré sa potom do
okolia šíri všetkými smermi. Tento mechanizmus je
využívaný pri modifikácii zväzku ultrazvukových
vĺn. Pri súčasnom budení všetkých meničov sondy sa
generuje výsledná vlna smerujúca v priamom smere
ako pri konvenčnej priamej sonde. Riadeným
časovým oneskorením príchodu elektrických
impulzov do jednotlivých elementov dokážeme
modifikovať tvar a smer šíriaceho sa zväzku
ultrazvukových vĺn, a tým simulovať pohyb sondy.
2.2
Obr. 5 S–Scan (odrazený lúč)
Zobrazenia E–Scan a S–Scan
Ultrazvuková defektoskopia Phased Array má
viacero možností pohľadov, resp. zobrazení indikácii
(obr. 6). Pri každom impulze z enkodéra, ktorý
sníma dráhu ultrazvukovej sondy Phased Array, sa
do
pamäte
ultrazvukového
defektoskopu
zaznamenáva sektorové zobrazenie (S–Scan) z
aktuálnej polohy sondy. Z nahraných sektorových
zobrazení si je možné, podľa voľby obsluhy
defektoskopu, zvoliť A–Scan alebo B–Scan pre
určitý uhol sektoru γ, prípadne C–Scan, ktorý
zobrazuje určitú hĺbkovú vrstvu kontrolovaného
materiálu určenú ohraničením brány A.
E–Scan, nazývaný aj ako elektronický alebo
lineárny scan, a S–Scan tzv. sektorový scan sú
jedinečné pre ultrazvukové sondy Phased Array.
Obr. 3 E–Scan
26
prijímačom ultrazvukových vĺn. Takisto je možné
pomocou špeciálnej redukcie pripojiť aj napr. dve
sondy Phased Array s max. počtom elementov 32,
pričom možno súčasne elektronicky riadiť iba 8
elementov z celkových 32 na obidvoch sondách.
4
NÁVRH UMELÝCH DEFEKTOV
Cieľom experimentu bolo predovšetkým
predviesť nový softvér ESBeamTool 5 a
ultrazvukový defektoskop OmniScan MX2. Pri
experimente bol použitý viacvrstvový zvarový spoj z
nízkouhlíkovej feritickej ocele, ktorý bol vyhotovený
technológiou zvárania MAG (obr. 8).
Obr. 6 Zobrazenia Phased Array
Možnosti zobrazenia indikácii ultrazvukovou
defektoskopiou Phased Array otvárajú nové
možnosti v nedeštruktívnom kontrolovaní materiálov
a najmä zvarových spojov.
3
OMNISCAN MX2
OmniScan MX2 (obr. 7) je modulárny
ultrazvukový defektoskop, ktorý má vymeniteľné
moduly.
Obr. 8 Zvarový spoj
Obr. 7 OmniScan MX2
Vo zvarovom spoji boli navrhnuté a následne
vyrobené dva umelé defekty. Prvým bol valcový
vývrt v koreni zvarového spoja, ktorého priemer bol
3 mm, hĺbka 1 mm a vzdialenosť osi vývrtu od čela
zvarového spoja bola 20 mm. Na obr. 8 chýba v kóte
valcového vývrtu symbol priemeru Ø, pretože
softvér ESBeamTool 5 nemá takú kótu k dispozícii a
ani ju neumožňuje prepisovať.
Druhým umelým defektom bola vyfrézovaná
drážka v prevýšení zvarového spoja. Jej šírka bola
3 mm, hĺbka 1,5 mm a dĺžka 40 mm.
Pre ultrazvukovú defektoskopiu zvarových
spojov sú najpodstatnejšie moduly, ktoré v sebe
kombinujú konvenčný ultrazvukový kanál (UT) s
ultrazvukovým kanálom pre pripojenie ultrazvukovej
sondy Phased Array (PA). Napr. modul s rozhraním
UT-1CH / PA-16:64 má jeden ultrazvukový kanál
pre pripojenie jedného páru konvenčných
ultrazvukových sond, resp. ultrazvukových sond
TOFD a zároveň umožňuje pripojenie ultrazvukovej
sondy Phased Array. Číselné označenie 16:64
znamená, že je možné pripojiť sondu Phased Array s
max. počtom elementov 64, pričom možno súčasne
elektronicky riadiť iba 16 elementov z celkových 64.
To znamená, že vtom istom okamihu môže byť 8
elementov vysielačom a ďalších 8 elementov
5
NÁVRH PHASED ARRAY
Po vyrobení umelých defektov bola navrhnutá
ultrazvuková defektoskopia Phased Array, opäť v
27
softvéri ESBeamTool 5. Celkovo boli navrhnuté dve
kontroly Phased Array, jedna kontrola na priamy
ultrazvukový lúč (pre vývrt) a druhá na odrazený
ultrazvukový lúč (pre drážku).
Na obr. 9 je znázornený návrh kontroly
ultrazvukovou defektoskopiou Phased Array, pričom
tzv. index offset (IO) bol 16 mm. Index offset je
vzdialenosť medzi čelom ultrazvukovej sondy, resp.
čelom plexisklového nadstavca a osou zvarového
spoja.
59° bolo nastavené na cca 80 % FSH (full screen
height). Uhol 59° bol zvolený na základe návrhu,
pretože práve týmto uhlom by mala sonda priamo
zachytávať valcový vývrt v koreni zvarového spoja.
Obr. 11 Kalibračná mierka
Pri kontrole odrazeným lúčom (IO = 40 mm)
bola citlivosť sondy Phased Array nastavená na
hornú drážku kalibračnej mierky (poloha sondy 2)
rovnako na uhol 59°, lebo opäť pod týmto uhlom by
sonda podľa návrhu mala priamo zachytávať drážku
v prevýšení zvarového spoja. Hrúbka kalibračnej
mierky bola rovnaká ako hrúbka kontrolovaného
zvarového spoja, teda 15 mm.
Ultrazvukový defektoskop OmniScan MX2
disponuje softvérom MXU, ktorý umožňuje určiť
aktuálnu polohu indikácie (obr. 12), ktorá je
zobrazovaná na jeho displeji. Týmto spôsobom
možno určiť okamžite polohu indikácie, resp. chyby
pri manuálnom skenovaní zvarového spoja. Pokiaľ
ohraničíme indikáciu bránou A tak z údajov na
displeji defektoskopu môžeme určiť:
Obr. 9 Phased Array IO = 16 mm
Na obr. 10 je znázornený opäť návrh kontroly
ultrazvukovou defektoskopiou Phased Array, pričom
tzv. index offset (IO) bol 40 mm.
Obr. 10 Phased Array IO = 40 mm
Ultrazvuková defektoskopia Phased Array
bola navrhnutá tak, aby bol skontrolovaný koreň
zvarového spoja priamym ultrazvukovým lúčom
(obr. 9) a prevýšenie zvarového spoja odrazeným
ultrazvukovým lúčom (obr. 10).
Pri obidvoch návrhoch bola navrhnutá
ultrazvuková sonda Phased Array s označením
OLYMPUS 5L16-A10 (frekvencia 5 MHz, 16
elementov s lineárnym usporiadaním), plexisklový
nadstavec s označením OLYMPUS SA10-N55S (pre
priečne ultrazvukové vlny s uhlom lomu v oceli 55°)
a sektorové skenovanie (S–Scan) s rozsahom uhlov
od +40° do +70°.
6




PA,
vzdialenosť
indikácie
od
čela
plexisklového nadstavca,
DA, hĺbku indikácie pod plexisklovým
nadstavcom,
RA, vzdialenosť indikácie od referenčného
bodu sondy,
SA, reálnu dráhu ultrazvukového lúča, ktorý
prejde ku indikácii.
ULTRAZVUKOVÉ DÁTA
Pri obidvoch meraniach bol použitý
ultrazvukový defektoskop OmniScan MX2 s
vymeniteľným modulom 16:64 PA a enkodér s
rozlíšením 12 krokov.mm-1. Citlivosť sondy Phased
Array bola nastavená pomocou kalibračnej mierky
(obr. 11), ktorú definuje norma STN EN 12732.
Pri kontrole priamym lúčom (IO = 16 mm)
bola citlivosť sondy Phased Array nastavená na
spodnú drážku kalibračnej mierky (poloha sondy 1)
tak, že zosilnenie amplitúdy (A–Scan) pod uhlom
Obr. 12 Určenie polohy indikácie
Na obr. 13 a obr. 14 sú namerané ultrazvukové
dáta pomocou Phased Array. Namerané údaje o
polohe indikácii odpovedajú reálnej polohe
valcového vývrtu a vyfrézovanej drážke.
28
A–Scan
S–Scan
Brána
C–Scan
Indikácia
Obr. 13 Valcový vývrt
A–Scan
S–Scan
Brána
C–Scan
Indikácia
Obr. 14 Drážka
Avšak valcový vývrt bol zachytený veľmi
malým echom. Dôvodom môže byť valcová plocha
vývrtu, ale aj uhol dopadu ultrazvukového lúča. Ak
by sme vopred nevedeli, že ide o valcový vývrt,
mohli by sme takéto echo prehliadnuť, resp.
vyhodnotiť ho ako nezávadné. Jednou z možností
ako tomu predísť by bolo zvýšiť zosilnenie napr. o
ďalších 6 dB, ale v takom prípade by sa už mohli
indikácie z rôznych reflektorov navzájom prekrývať
a záznam by bol prakticky „nečitateľný“. Ďalšou
možnosťou by bola kontrola zvarového spoja z
viacerých pozícii, z obidvoch strán, prípadne
použitie ultrazvukovej sondy s frekvenciou 10 MHz
alebo kombinácia s ultrazvukovou defektoskopiou
TOFD (Time of Flight Diffraction), ktorá je oveľa
citlivejšia. Detekcia drážky bola podstatnejšie
jednoznačná, pretože má ostrejšie zakončenia ako
valcový vývrt. Na obr. 15 a obr. 16 je porovnanie
návrhu ultrazvukovej defektoskopie Phased Array s
nameranými ultrazvukovými dátami. S–Scan bol
uložený ako obrázok JPEG a následne bol
importovaný do softvéru ESBeamTool 5. Porovnanie
jednoznačne ukazuje zhodu medzi návrhom a
nameranými ultrazvukovými dátami.
29
POĎAKOVANIE
Článok vznikol v rámci riešenia projektu
č.
561/PG04/2011.
Projekt
je
podporený
neinvestičným
fondom
EkoFond,
ktorého
zriaďovateľom je akciová spoločnosť SPP.
Obr. 15 Valcový vývrt (porovnanie)
LITERATÚRA
[1]
[2]
Obr. 16 Drážka (porovnanie)
Pri obr. 16 si treba uvedomiť, že S–Scan sa
zobrazuje v závislosti od hrúbky kontrolovaného
materiálu, a preto sa indikácia zachytená odrazeným
ultrazvukovým lúčom zobrazí v zrkadlovo obrátenej
polohe zvarového spoja (obr. 5).
[3]
[4]
ZÁVER
Pre ultrazvukovú defektoskopiu Phased Array
v súčasnosti neexistujú žiadne slovenské normy,
ktoré by definovali jej použitie, nastavenie citlivosti,
prípadne interpretáciu jednotlivých indikácii. Preto
sa pri nastavení citlivosti vychádzalo z najnovšej
plynárenskej normy STN EN 12732, ktorá však
predpisuje nastavenie citlivosti pre konvenčné
ultrazvukové sondy pod jedným uhlom.
Doterajšie výskumy a výsledky experimentov
však poukazujú na veľký potenciál Phased Array.
Veľkou výhodou je práve sektorové zobrazenie,
ktoré umožňuje sonde Phased Array zachytiť chybu
zvarového spoja pod viacerými uhlami, pričom napr.
konvenčnou ultrazvukovou sondou sa môže táto
chyba javiť ako prípustná indikácia. Ďalším krokom
bude interpretácia jednotlivých indikácii, a práve
interpretácia bude závisieť najmä od skúseností a
znalostí obsluhy defektoskopu alebo človeka, ktorý
bude navrhovať ultrazvukovú kontrolu alebo
vyhodnocovať namerané dáta.
[5]
[6]
[7]
[8]
30
ECLIPSE. (2013): Modelling and Inspection
Design
for
NDT.
[online].
2013,
[cit. 2013-08-23]. Dostupné na internete:
<http://www.eclipsescientific.com/Software/B
rochures/ESBeamTool.pdf>.
KOVÁČIK, M. – HYŽA, R. – KOLÁŘ, J.
(2014):
Skúšanie
heterogénnych
a
austenitických zvarov technikou Phased Array
a technikou TOFD. [online]. 2013,
[cit. 2014-03-12]. Dostupné na internete:
<http://old.slovcert.sk/UserFiles/File/Skusanie
%20heterogennych%20a%20austenitickych%
20zvarov.pdf>.
OLYMPUS. (2014): Phased Array Probes and
Wedges. [online]. 2014, [cit. 2014-03-20].
Dostupné na internete: <http://static1.olympus
-ims.com/data/File/PA_Probes/PA_Probe_
Catalog.en.pdf?rev=F9D0>.
OLYMPUS. (2013): Phased Array Tutorial.
[online]. 2013, [cit. 2013-08-18]. Dostupné na
internete: <http://www.olympus-ims.com/cs/
ndt-tutorials/phased-array>.
OLYMPUS. (2013). OmniScan MX2.
[online]. 2013, [cit. 2013-08-18]. Dostupné na
internete: <http://www.olympus-ims.com/cs/
omniscan-mx2>.
OLYMPUS. (2013). OmniScan
MX2
Overview. [online]. 2013, [cit. 2013-08-18].
Dostupné na internete: <https://www.youtube.
com/watch?v=nN24Gy0ZcI0>.
OLYMPUS. (2007): Advances in Phased
Array Ultrasonic Technology Applications.
Waltham, MA: Olympus NDT, 2007. ISBN 09735933-4-2.
STN EN 12732. (2014):
Plynárenská
infraštruktúra. Zváranie oceľových potrubí.
Funkčné požiadavky.
Simplified calculation of the table drilling
machine stiffness
Peter Demeč, prof. Ing. CSc.
Department of manufacturing machines and robotics, Faculty of mechanical engineering,
Technical University in Košice, Bozeny Němcovej 32, 042 00 Košice, Slovak Republic
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 55 602 2190, Fax.: + 421 55 602 2193
Abstract: The article deals with the simplified calculation of the stiffness of the table drilling machine
frame. The described method applies to the solving of problem a mathematical identification of
condition parameters in the frame the transfer matrix method (TMM), which is in essence a matrix
form of initial parameters method. This method is suitable for mechanical systems with continuously
distributed mass in space while the cross-sections along the entire length of the system are not
constant.
model was divided into 7 sections according to
whether the type of the section is changed, or the
characteristics of the transversal section [2]. As
shown in the calculation model, in dealing with a
case come into consideration two types of sections,
namely: section of change of the natural fibre
direction (section 2-3) and a section without external
load (all the remaining sections).
INTRODUCTION
Frame of production machine has guaranteed for its
work required relative position of the tool relative to
the object of action. One of the decisive factors in
deciding on the suitability of the design of the frame
is its stiffness [1]. Deformations of the essential parts
of the machine frame are crucial to maintain the
relative position of permanent basic guide tracks of
production machine as well as to maintain their
shape. They determine the change in the relative
position of the tool and the object of action and thus
significantly affect the achievable working accuracy
of the machine. The design of machine frame must
be so stiff that nor the largest permissible forces at
work not to cause deformation which exceeds the
specified measurement tolerances of the workpiece.
As an example, a simplified calculation of the
stiffness of the frame will be referred in article
recovery method of transfer matrices.
THEORETICAL BASIS
Under review is a table drilling machine V20 A (see
Fig. 1).
Fig. 2. Computational model of the table drilling machine
Characteristics of each of the sections we described
mathematically using the transfer matrix [Pi], which
allows the transformation of the condition vector at
the beginning of the section {Xbi} to the condition
vector at the end of these section {Xei}, which
mathematics can be written in the form of a matrix
equation
Xei   Pi Xbi  .
(1)
Fig. 1. Table drilling machine V20 A
The condition vectors of all sections without external
load have the form
Simplified computational model of table drilling
machine frame is shown in Fig. 2. Machine frame
was replaced by a cranked beam. The computational
31
 ubi 
 v 
 bi 
 wbi 


  bi 
 bi 


  bi 
X bi     (2)
 N bi 
 TYbi 


 TZbi 
M 
 kbi 
 M Ybi 
M 
 Zbi 
 u ei 
 v 
 ei 
 wei 


  ei 
 ei 


  ei 
and X ei   
,
 N ei 
 TYei 


 TZei 
M 
 kei 
 M Yei 
M 
 Zei 
i, JZi – quadratic moment of the cross-section area to
the Z-axis to the bending plain, JYi – quadratic
moment of the cross-section area to the Y-axis to the
bending plain, JKi – torsion quadratic moment of
cross section.
For the section of change of the natural fibre
direction (i = 3 – see Fig. 3) has a transfer matrix
(3)
the form
Pi   
[ A1i ] [0] 

 [0] [ A 2i ]
 
0 0 0 0
0
li
Ei S i
0
0
0
0
1 0 0 li
0
0
li3
6 Ei J Zi
0
0
li2
2 Ei J Zi
0 1 0 0 li
0
0
li3
6 Ei J Yi
0
0
0
li
Gi J Ki
0
0
li
Ei J Zi
0
0
0
0
0 0 1 0
0
0
0
0 0 0 1
0
0
li2
2 Ei J Zi
0 0 0 0
1
0
0
0 0 0 0
0
1
0
li2
2 Ei J Yi
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
1
0
0
li
0
1
0
0
0
0
1
0
0
0
0
1
0 0 0 0
0
0
0
li
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0




0 

li2 

2 Ei J Yi 

0 


0 

li 

Ei J Yi 
0 

0 

0 
0 

0 
1 
(5)
where the sub-matrices have the form
A1i   
[α1 ] [0] 

 [0] [α 2 ]
where ubi, uei – deformations in the X-axis at the
beginning, respectively the end of the segment i; vbi,
vei – deformations in the Y-axis at the beginning,
respectively the end of the segment i; wbi, wei –
deformations in the direction of the Z-axis at the
beginning, respectively the end of the segment i; bi,
ei – tilted of the deflection line at the beginning,
respectively the end of the segment i; bi, ei – tilted
of the deflection line at the beginning, respectively
the end of the segment i; bi, ei – tilted of the
deflection line at the beginning, respectively the end
of the segment i; Nbi, Nei – axial force at the
beginning respectively end of the segment i; TYbi, TYei
– transverse force in the Y-axis at the beginning,
respectively the end of the segment i; TZbi, TZei –
transverse force in the Z-axis at the beginning,
respectively the end of the segment i; Mkbi, Mkei –
torque at the beginning respectively the end of the
segment i; MYbi, MYei – bending moment about the Z
axis at the beginning respectively the end of the
segment i; MZbi, MZei – bending moment about the Y
axis at the beginning respectively the end of the
segment i.
Transfer matrix for all sections without external load
has the form

1


0


0


0


Pi  0


0

0

0

0
0

0
0

,
and
(6)
A 2i   
[α 3 ] [0] 

 [0] [α 4 ]
while
 cos  x
α1i   cos  y
 cos  z
 cos  x
α 3i    cos  y
  cos  z
cos  x
cos  y
cos  z
cos  x 

cos  y  ,
cos  z 
 cos  x
cos  y
cos  z
(7)
 cos  x 

cos  y 
cos  z 
(8)
and
 cos  x
α 2i   α 4i    cos  z
  cos  y

cos  x
cos  z
 cos  y
 cos  x 

 cos  z  .
cos  y 
(9)
0
Fig. 3. Defining the angles between the axes of computational
model
, (4)
For values of the corresponding angles of Fig. 3,
thus for x = z5 = 90, x5 = 180 and z5 = y5= = 0,
acquires the transfer matrix (5) the form
where li – the length of the segment i, Ei – modulus
of elasticity in tension of the material of the frame
section, Gi – shear modulus of the material of the
frame section, Si – cross-section area of the segment
32
0  1
1 0

0 0

0 0
0 0

0 0
P3   
0 0

0 0

0 0
0 0

0 0
0 0

0
0
0 0
0
0 0
0
0
0 0
0
0 0
1
0
0 0
0
0 0
0
0
0 1
0
0 0
0
0
1 0
0
0 0
0 1 0 0
0
0 0
0
0
0 0
0
1 0
0
0
0 0 1 0 0
0
0
0 0
0
0 1
0
0
0 0
0
0 0
0
0
0 0
0
0 0
0
0
0 0
0
0 0
0 0
0 0 0
0 0 0

0 0 0
0 0 0

0 0 0
.
0 0 0

0 0 0

0 0 0
0 0 1

0 1 0
 1 0 0
Boundary conditions for the investigation of the case
has the form
(15)
X7d   0
0
and
X0 F   0
(17)
0  P11 X0d  P12 X0 F 
X7 F   P21 X0d  P22 X0 F  .
(18)
(19)
From equation (18) can be defined the sub-vector
{X0d} in the form
X0d   P11 1  P12 X0 F  .
(20)
After substituting {X0d} from Eq. (20) to equation
(19) can be defined unknown sub-vector {X7F}.
NUMERICAL CALCULATION
Calculation based on the above methodology has
been implemented for table drilling machine V20 A
with a maximal axial force F = 4 kN and maximal
drilling moment 40 Nm. The corresponding crosssectional dimensions and characteristics of the
computational model are shown in Table 1.
Tab. 1. Characteristics of the computational model of the
drilling machine
(11)
i
1
2
3
4
5
6
7
Li
mm
160
160
0
260
260
260
260
Ei
GPa
100
100
210
210
210
100
Gi
GPa
38,5
38,5
80
80
80
38,5
Si
m2
2,04E-2
2,04E-2
1,87E-4
1,87E-4
1,87E-4
7,09E-4
JYi
m4
1,57E-5
1,57E-5
1,17E-5
1,17E-5
1,17E-5
4,43E-5
JZi
m4
6,30E-4
6,30E-4
1,17E-5
1,17E-5
1,17E-5
4,43E-5
JKi
m4
4,65E-4
4,65E-4
2,33E-5
2,33E-5
2,33E-5
8,87E-5
By calculation according to the above methodology
has been detected the waveforms of condition
parameters in the machine frame (see Tab. 2 and
Tab. 3).
By calculation according to the above
methodology has been detected the deflection at the
point 0 in the direction Y, whose value is w0 =
2,49.10-4 m. Based on this value, we can determine
the stiffness of the drilling machine in the
investigation point, which is
m
(12)
i 1
where m is the total number of branch sections.
Equation Eq. 12 has in the investigated case the form
(13)
which can be written also in the form
{X 7 d } [P11 ] [P12 ] {X 0 d }


,

{X7 F } [P21 ] [P22 ] {X0 F }
(16)
It's basically a system of two matrix equations
where [Pv] – the transfer matrix of branch, {Xb} and
{Xe} are the condition vectors at the beginning and
the end of the branch.
Transfer matrix of branch obtained as a product of
the transfer matrices of the individual sections in the
direction of the end of the branch to his beginning
(see [3]), thus
X7   Pv X0  ,
T
 {0}  [P11 ] [P12 ] {X 0 d }


.

{X 7 F } [P21 ] [P22 ] {X 0 F }
In more complex computational models are
present yet sections of binding the system with the
surroundings and sections with external load. In case
of solutions will be these included in the boundary
conditions.
The transfer matrix method allows transforming of
condition vectors not only between the beginning
and end of the sections, but also between the
beginning and the end of a whole, for example, socalled branch, which is a part of the investigated
system with one beginning and one end (investigated
system is precisely such one-branch system). For the
entire branch then is valid relationship analogous to
Eq. 1, thus
Pv    Pm i 1  ,
0 0 0 M ,
where FY – axial resistance during drilling, M –
moment of resistance during drilling.
After substituting boundary conditions (16) will have
the equation (14) the form
(10)
Xe   Pv Xb  ,
FY
(14)
where {X7d}, {X0d} – deformation sub-vectors,
{X7F}, {X0F} – power sub-vectors in the relevant
points and [P11] until [P22] – sub-matrices of the
transfer matrix of branch.
k0 
33
FY
4.103

 1,61.107 N.m 1  1,61.10 2 kN.μm 1
v0
2,49.10 4
Tab. 2. Deformation condition parameters in the drilling
machine frame
i
ui
mm
vi
mm
wi
mm
i
Yi
Zi
rad
rad
rad
0
1
2
3
4
5
6
7
2,27E-4
2,27E-4
2,27E-4
-9,42E-5
-6,77E-5
-4,12E-5
-1,47E-5
0
2,49E-4
1,72E-4
9,42E-5
2,27E-4
1,19E-4
4,69E-5
9,76E-6
0
6,45E-6
3,19E-6
0
0
0
0
0
0
0
0
0
-1,98E-5
-1,42E-5
-8,62E-6
-3,05E-6
0
-4,86E-4
-4,85E-4
-4,82E-4
-4,82E-4
-3,47E-4
-2,11E-4
-7,51E-5
0
-2,06E-5
-2,02E-5
-1,98E-5
0
0
0
0
0
SUMMARY
The advantage above described methodology of
simplified calculation of the table drilling
machine frame stiffness is mainly the possibility
of creating the simple calculation algorithm [4]
and use simple software. It can be stated that the
method of transfer matrices provides a
satisfactory results. Because this method also
does not require such a high demands of
computer modelling and calculation itself as
finite element method and calculation is a fast,
using the proposed methodology is particularly
advantageous in a prior control suitability of the
design of the frame of the machine, both in
terms of time as well as economic.
Tab. 3. Power condition parameters in the drilling
machine frame
i
Ni
N
TYi
N
TZi
N
Mki
Nm
MYi
Nm
MZi
Nm
0
1
2
3
4
5
6
7
0
0
0
4,00E+3
4,00E+3
4,00E+3
4,00E+3
4,00E+3
4,00E+3
4,00E+3
4,00E+3
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
4,00E+1
4,00E+1
4,00E+1
4,00E+1
4,00E+1
0
6,4E+2
1,28E+3
1,28E+3
1,28E+3
1,28E+3
1,28E+3
1,28E+3
4,00E+1
4,00E+1
4,00E+1
0
0
0
0
0
Acknowledgements
The waveforms of selected condition parameters in
the drilling machine frame are shown in Fig. 4 and
Fig. 3.
This article was created within the grant project
KEGA Nr. 023TUKE-4/2012 Creation of a
comprehensive educational - teaching material for
the article Production technique using a combination
of traditional and modern information technology
and e-learning.
REFERENCES
[1] DEMEČ, P. (2005): Production machines, first
ed. Košice, FME TUKE 2005. ISBN 80-8073-426-7
(in Slovak).
[2] DEMEČ, P. (2013): Production machines –
fundamentals of construction, first ed. Košice,
TUKE 2013 ISBN 978-80-553-1615-4 (in Slovak).
[3] DEMEČ, P. (1988): Manuals for workouts of
machine tools, second ed. Bratislava,Alfa, 1988 (in
Slovak).
[4] BACMANN, W. und HAACKE, R. (1982):
Matrizenrech-nung für Ingenieure, first ed. Berlin,
Springer-Verlag 1982. ISBN 3-540-11527-7 (in
German)
Fig. 4. Waveforms of selected deformation condition
parameters in the drilling machine frame
Fig. 5. Waveforms of selected power condition parameters in
the drilling machine frame
34
Sústruženie nástrojom so skrutkovitou reznou
hranou
Karol Vasilko, Dr.h.c. prof. Ing., DrSc.
Fakulta výrobných technológií Technickej univerzity v Košiciach so sídlom v Prešove
Bayerova 1, 080 01 Prešov
E-mail: karol.vasilko.tuke.sk
Abstract: When searching for paths to improve the surface quality and shorten the compulation time,it
appears appropriate known relationship between the maximum height of the machined surface roughness,
the feed and the radius of the tool tip, [1], [2] [3], [6]:
1 1
f2
Rz  f . .r  0.125.
8
r
2
(1)
As can be seen, enlarging displabement is subject to singnificant enlargement of the corner radius.
Therefore, tools have been developed with cirkular cutting blades and tools with corner radius r  
inclined opposite the axis of the workpiece at an angle s [5], [8].
Another option is to use tools with helical cutting edge [5]. In this case, the radius of curvature of the tool
tip apex radius of curvature of the helix. We will try to identify the method of turning and its impact on
the quality of machined surface,
výšku
nerovností
v nasledovnom tvare:
ÚVOD
Už v r. 1972 LADANY [5] publikoval výsledky
produkčného dokončovacieho sústruženia nástrojom
so skrutkovicovou reznou hranou. Nástrojom bol
skrutkovitý vrták usporiadaný voči obrobku podľa
obr. 1.
Obr. 1 Usporiadanie skrutkovitého
sústružení vedľajšou reznou hranou
vrtáka
obrobeného
f2
f2
f2
2
Rz 
 tg    .


8.r
 4.d 8.r 
povrchu
(2)
kde d je priemer obrobku, mm
 - uhol sklonu osi vrtáka oproti osi obrobku, 0
 - uhol stúpania skrutkovice, 0
r – vrcholový uhol krivosti skrutkovice, 0
Vzhľadom na skutočnosť, že v zábere je pomerne
veľký úsek reznej hrany, je metóda vhodná na
dokončovacie sústruženie veľkým posuvom a malou
hĺbkou rezu. Reznú hranu možno po opotrebení
obnoviť, presunutím do novej polohy v upínacom
prípravku. Pri obrábaní uhlíkových ocelí nemožno
očakávať väčší efekt, pretože rýchlorezná oceľ
vyžaduje malé rezné rýchlosti. Je možné reálne
predpokladať, že tento spôsob sústruženia bude
vhodný najmä na obrábanie húževnatých kovov,
dreva a ľahkých kovov. V ďalšom sú výsledok
experimentálneho overenia pri obrábaní týchto
vybraných materiálov.
pri
Podstatou riešenia je použitie nevyužitej vedľajšej
reznej hrany vrtáka na pozdĺžne sústruženie
priebežných valcových plôch. Cieľom je aj
sekundárne využitie aj poškodených vrtákov, ktoré
majú
zachované
pozdĺžne
rezné
hrany.
Experimentálne skúšky ukázali, že optimálny uhol
sklonu vrtáka oproti osi obrobku je 45 – 500 [5], [8].
LADANY súčasne odvodil vzťah pre najväčšiu
35
Horná krivka predstavuje klasický priebeh závislosti,
približne kopírujúci rovnicu (1). Nejde však od nuly.
Pod hodnotou posuvu menšej ako 0,1 mm sa
prejavuje vplyv polomeru zaoblenia reznej hrany
a Rz mierne stúpa. Zvyšok krivky má parabolický
priebeh, teda Rz prudko stúpa s rastom posuvu.
Výrazne kvalitnejší povrch v celom rozsahu
použitých posuvov je po sústružení skrutkovitým
nástrojom. Priebeh krivky sa riadi vzťahom (2) a je
takmer lineárny. Ak chceme napr. dosiahnuť Rz = 30
m, pri sústružení klasickým nástrojom je potrebný
posuv cca 1,5 mm. Rovnaká hodnota sa dosiahne
skrutkovitým nástrojom pri posuve 0,8 mm, teda pri
5-násobnom posuve. Dochádza teda k výraznému
skráteniu strojového času na obrobenie daného úseku
obrábania.
Rozdiel v kvalite obrobeného povrchu možno
vizuálne sledovať z fotografie zóny rezania na obr.
4.
EXPERIMENTÁLNE OVERENIE
NÁSTROJA
Na overenie bol použitý zlomený skrutkovitý vrták
z rýchloreznej ocele, privarený k držiaku pod uhlom
  450 , podľa obr. 2.
Obr. 2 Pohľad na experimentálny nástroj
Rezná hrana má na úrovni osi obrobku optimálnu
geometriu. Nad osou obrobku sa pracovný uhol čela
zväčšuje, pod osou obrobku sa zmenšuje. Obrábanie
je teda možné sprava doľava a opačne, pričom sa dá
využiť táto zmena pracovných uhlov pri obrábaní
rozličných materiálov.
OBRÁBANIE TITÁNU
pevnosťou
Titán
je
materiál
s vysokou
a húževnatosťou, malou tepelnou vodivosťou,
vysokým koeficientom trenia s inými kovmi, teda aj
s rezným materiálom. Dá sa výhodne obrábať
v podmienkach voľného rezu, teda aj uvedenou
technológiou. Boli vykonané skúšky sústružením
klasickým nástrojom z rýchloreznej ocele (HS-12-14) s polomerom hrotu r= 0,4 mm. a nástrojom so
skrutkovitou reznou hranou s uhlom stúpania
skrutkovice   200. Výsledok, ako závislosť Rz na
f je na obr. 3.
Obr. 4 Pohľad na proces obrábania pri sústružení
titánovej zliatiny
Ľavý úsek obrobku bol sústružený klasickým
nástrojom s polomerom hrotu 0,4 mm. Vidno stopy
po rozličnom posuve. Pravý úsek odpovedá
sústruženiu skrutkovitým nástrojom. Povrch má
zrkadlový lesk. Tvar triesky odpovedá typickému
voľnému rezu. Na obr. 5 je pohľad na triesky.
Obr. 3 Experimentálna závislosť medzi najväčšou
výškou nerovností profilu Rz a posuvom f, získaná pri
sústružení zliatiny titánu OT 3-1
Obr. 5 Tvar triesok, získaných pri sústružení titánovej
zliatiny skrutkovitým nástrojom
36
OBRÁBANIE DREVA
Na objasnenie podstaty vzniku triesky bol pri
sústružení skrutkovitým nástrojom zastavený proces
obrábania a bol vyhotovený výbrus koreňa triesky
(obr.8).
Drevo je organický materiál, ktorý pri viazanom reze
spôsobuje problémy s kvalitou obrobeného povrchu.
Dochádza k vzniku trhlín pred rezným klinom a
drobeniu triesky. Vytvorenie podmienok voľného
rezu aj v tomto prípade znamená výrazne zlepšenie
kvality obrobeného povrchu a dáva možnosť použiť
výrazne väčšie posuvy. Na obr. 6 je experimentálny
diagram závislosti Rz na f.
Obr. 8 Koreň triesky, získaný okamžitým zastavením
procesu obrábania
V trieske je viditeľná textúra, čo svedčí o plastickej
deformácii v trieske.
OBRÁBANIE HLINÍKA
Pre experimenty bola zvolená frekventovaná zliatina
hliníka - dural, sústružená za rovnakých rezných
podmienok ako vyššie. Na obr. 9 je experimentálna
závislosť Rz = f(f), získaná pri sústružení klasickým
nástrojom a nástrojom so skrutkovitou reznou
hranou.
Obr. 6 Experimentálna závislosť Rz na f pri sústružení
jabloňového dreva
Priebeh
diagramu
je
podobný
ako
v predchádzajúcom prípade. Kvalita obrobeného
povrchu je výrazne lepšia ak pri sústružení viazaným
rezom.
Pri viazanom reze je trieska elementárna, tvorená
trhlinotvorným procesom. Voľný rez vedie k plynule
– súdržnej trieske, zrejme bez trhlín (obr. 7).
Obr. 9 Experimentálne priebehy Rz v závislosti na
posuve
Obr. 7 Fotografia triesok, vzniknutých pri klasickom
sústružení a pri sústružení nástrojom so skrutkovitou
reznou hranou
Rovnako ako u predchádzajúcich materiálov vidno
výrazná rozdiel v kvalite obrobeného povrchu. Pri
klasickom nástroji Rz s posuvom prudko stúpa
37
s výnimkou posuvov menších ako 1 mm. Krivka pre
skrutkovitý nástroj stúpa mierne. Ani pri posuve 0,9
mm nedosahuje Rz hodnotu 15 m.
Na obr. 10 je príklad záznamov mikrogeometrie
obrobeného povrchu po obrábaní oboma nástrojmi za
rovnakých rezných podmienok (vc;f;ap).
Je zrejmé, že vytvorenie podmienok voľného rezu
vedie k menšej intenzite deformácie triesky,
menšiemu sklonu k tvoreniu trhlín pred rezným
klinom a menšiemu vplyvu posuvu na kvalitu
obrobeného povrchu.
Sekundárnym aspektom predloženého návrhu
obrábania je možnosť využitia poškodených rezných
nástrojov typu skrutkovitých vrtákov a valcových
a stopkových fréz so šikmými zubami. Najmä pri
vŕtaní sa dlhá vedľajšia rezná hrana nezúčastňuje
procesu odoberania triesky, preto nedochádza k jej
opotrebeniu a možno ju sekundárne využiť na
obrábanie. Pozitívom je aj možnosť rozšírenia
aplikácie rýchloreznej ocele na vybrané operácie
a obrábané materiály.
LITERATÚRA
[1] BUDA,J., BÉKÉS, J. (1967) : Teoretické základy
obrábania kovov. Bratislava: ALFA, 698 s.
[2] DMOCHOWSKI, J.(1978) : Postawy obróbki
skrawaniem. Warszawa, 586 s.
[3] GRZESIK, W.(1998) : Podstawy skravanija
materialow metalowych. Warszawa: Wydawnictwa
Naukowo-Tchniczne, 380 s., ISBN 83-204-2311-2
[4] KALPAKJIAN, S. (1989) : Manufacturing
engineering and technology. New York: Addison
Wesley Publishing Company, p. 1999, ISBN 0-20112849-7
[5] LADANY, Sh. (1972): Die wirtschaftlichen
Aspekte
des
Drehens
mit
spiralförmigem
Drehwerkzeug. Microtechnic Nr. 8
[6] PŘIKRYL, Z., MUSÍLKOVÁ, R.(1982) : Teorie
obrábění. Praha: SNTL, 235 s.
[7] TRENDT, E. M.(1991) : Metal Cutting. London
– Boston: Ed. Oxford, Butterworths – Helnemann,
273 s., ISBN 0-7516-1068-9
[8] VASILKO, K., STROJNÝ, M.(1977) :
Progresívne metódy sústruženia. Bratislava: ALFA,
208 s.
[9] WEBER, H., LOLADZE, T. N.(1985) :
Grundlagen des Spanens. Berlin: VEB Verlag
Technik, 255 s.
Obr. 10 Záznam profilu obrobeného povrchu
klasickým nástrojom s polomerom hrotu (vľavo)
a nástrojom so skrutkovitou reznou hranou (vpravo)
Pri obrábaní klasickým nástrojom je viditeľná
veľkosť posuvu. Na pravom zázname nie je možné
identifikovať
posuv.
Sú
zviditeľnené
len
mikronerovnosti reznej hrany, transformované na
obrobený povrch.
ZÁVER
Hľadanie netradičných geometrií rezných nástrojov
môže viesť k výraznému zlepšeniu kvality
obrobeného povrchu, resp. ku skráteniu strojového
času pri rovnakej dosahovanej kvalite obrobeného
povrchu.
38
Použitie vanádu ako korektora železa v zliatine
AlSi6Cu4
Mária Žihalová, Ing. *
KTI, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 41 513 2771
Dana Bolibruchová, prof. Ing., PhD.
KTI, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 41 513 2772
Vanadium use as iron corrector in AlSi6Cu4 alloy
Abstract: Iron, as one of the most common impurities in Al-Si alloys, has a significant effect on
reducing mechanical and foundry properties. The most significant effect is refered with iron
intermetallic phases, especially phases Al5FeSi type. To correct the detrimental iron influence
additions of various elements such as Mn, Co, Ni, V and the other are used. Research of the last
mentioned is presented in this contribution. AlSi6Cu4 alloy with increased iron content was used to
realisation of the experiments. Vanadium was added in the amount 0.5, 1.0, 1.5 and 2 wt. %,
respectively. Castability testing and evaluation of porosity using the density index was used to
castability of the alloy evaluation. Vanadium influence on mechanical properties, specifically tensile
strength, elongation and hardness is also evaluated in the article. Microstructural changes and
intermetallic phase changes vanadium addition examination is part of the experiments, too.
modifikovaný). V týchto časticiach sa ľahko iniciujú
mikrotrhliny a umožňujú tým ľahké šírenie
prechádzajúcej trhliny [2, 11].
Rozdielna rozpustnosť železa v hliníku v tekutom
a tuhom skupenstve vedie k zoskupovaniu Fe s inými
prvkami a k vytváraniu rôznych intermetalických
fáz. V zliatinách Al-Si sa prevažne vyskytujú
intermetalické fázy Al8Fe2Si (známe ako α-fázy) a
Al5FeSi (známe ako β-fázy). Fáza Al5FeSi sa zo
železitých fáz vyskytuje najčastejšie a pri vyšších
obsahoch Fe (0,5 až 1,2 hm. %) môže výrazne
ovplyvňovať mechanické vlastnosti, znižuje
pevnosť, ťažnosť a lomovú húževnatosť. Znižuje aj
únavovú životnosť odliatkov [3, 5]; existencia
dlhých doskovitých útvarov fázy Al5FeSi podporuje
iniciáciu únavových trhlín a zvyšuje pórovitosť. Za
prítomnosti Mn v zliatinách Al-Si je ďalšou často sa
vyskytujúcou fázou Al15(Fe,Mn)3Si2, ktorá má
zvinutý tvar, na metalografickom výbruse
pozorovaný ako tzv. „čínske písmo“. Zistilo sa, že
doštičky fázy Al5FeSi sú oveľa viac náchylné na
porušenie a spojenie do trhlín, ako častice v tvare
čínskeho písma fázy Al15(Fe,Mn)3Si2. Toto
pozorovanie viedlo vo všeobecne prijatej praxi k
pridávaniu korektorov železa do zliatin Al-Si so
stredným a zvýšeným obsahom Fe [2].
ÚVOD
Používanie
sekundárnych
(recyklovaných)
hliníkových zliatin prispieva k znižovaniu výrobných
nákladov vo všetkých priemyselných odvetviach.
Najväčšiu úsporu nákladov je možné získať
používaním sekundárnych zliatin v automobilovom
priemysle. Príkladom bežne používanej hliníkovej
zliatiny pri výrobe automobilov je zliatina AlSi6Cu4
využívaná na hlavy spaľovacích motorov.
Najväčšou nevýhodou použitia sekundárnych zliatin
je prítomnosť zvýšeného obsahu železa. U zliatin na
báze Al-Si je vysoký obsah železa spájaný so
znižovaním ťažnosti [1] a súčasne aj pevnosti v ťahu
[2, 3, 12]. Už pri nízkom obsahu železa sú
pozorované jeho nepriaznivé účinky, avšak najväčší
vplyv nastáva po prekročení kritickej úrovne železa.
Kritický obsah železa prítomného v zliatine priamo
súvisí s obsahom Si a je ho možné vypočítať podľa
vzťahu (1) [3].
Fekrit  0,075 . (hm. % Si) - 0,05
(1)
Škodlivý účinok železa v zliatinách Al-Si spočíva vo
vytváraní tvrdých a krehkých intermetalických
zlúčenín
[4],
ako
napríklad
Al5FeSi
a Al15(Fe,Mn)3Si2. Dôvod prečo sú intermetalické
častice obsahujúce železo škodlivé vzhľadom na
mechanické vlastnosti zliatiny je ten, že pri ťahovom
zaťažení sa zlomia omnoho ľahšie než matrica
hliníka alebo malé čiastočky kremíka (ak je
39
Tab. 1 Chemické zloženie zliatiny AlSi6Cu4
Chemický prvok
Obsah (hm. %)
Chemický prvok
Obsah (hm. %)
Chemický prvok
Obsah (hm. %)
Si
6,43
Ni
0,01
Na
0,0004
Fe
0,34
Zn
0,70
P
< 0,0005
Cu
3,43
Be
0,0001
Pb
0,04
Mn
0,232
Ca
0,0014
Sr
< 0,0001
Najznámejším korektorom železa v hliníkových
zliatinách je mangán, ktorý nielenže znižuje škodlivý
účinok Fe, ale zároveň prostredníctvom rôznych fáz
zvyšuje aj ich žiarupevnosť a žiaruvzdornosť.
Odporúčaný prídavok mangánu na elimináciu
nepriaznivého vplyvu železa sa pohybuje v množstve
väčšom ako je polovica obsahu Fe. Niekedy však
môže prídavok Mn do zliatiny s vysokým obsahom
Fe a Cr spôsobiť vznik nepriaznivých tzv. „sludge“
fáz, ktoré nie je možné z výslednej zliatiny odstrániť.
Náchylnosť zliatiny na vznik „sludge“ fáz závisí od
obsahu Fe, Mn a Cr a vyjadruje sa pomocou tzv.
„sludge faktora“ (SF) [3]:
SF = 1 % Fe + 2 % Mn + 3 % Cr
(2)
Medzi ďalšie používané korektory železa patrí Co,
Cr a Be [6]. Pri nižších pridávaných obsahoch
prvkov ako Ni, Ti, V a Mo boli taktiež zistené
priaznivé účinky znižujúce vplyv železa [7].
Prítomnosť
vanádu
v hliníkových
zliatinách
prispieva k zjemňovaniu zrna už pri obsahu 0,05 až
0,15 hm. % V [8]. Pri obsahu vanádu 0,2 hm. %
v zliatine s vysokým obsahom Fe vanád tiež
priaznivo pôsobí na mechanické vlastnosti,
konkrétne zvyšuje pevnosť, ťažnosť a aj tvrdosť [9].
Pri rovnakej hodnote pridaného vanádu znižuje dĺžku
doskovitých útvarov fázy Al5FeSi [9].
Mg
0,229
Cd
0,0004
Ti
0,16
Cr
0,03
Li
< 0,0001
Al
zvyšok
štruktúru materiálu boli vykonané hodnotenia
mikroštruktúry a EDX analýzy.
Hodnotenie chemického zloženia zliatin bolo
vykonávané spektrálnou analýzou. Pri vykonaných
meraniach nebola vo vzorkách zistená prítomnosť
vanádu, boli však zistené zmeny v chemickom
obsahu niektorých prvkov s jeho zvyšujúcim sa
prídavkom (obr. 1).
a) Si
b) Cu
EXPERIMENTÁLNA ČASŤ
Experimentálna časť je zameraná na analyzovanie
možnosti použitia vanádu ako korektora železa
v sekundárnej zliatine AlSi6Cu4 [10]. Skutočné
chemické zloženie použitej zliatiny získané
spektrálnou analýzou je uvedené v tab. 1.
Zliatina bola legovaná predzliatinou AlFe10 na
získanie vyššieho obsahu Fe. Po riadenom znečistení
zliatiny na hodnotu približne 0,75 hm. % Fe
nasledovali tavby, pri ktorých bola zliatina legovaná
vanádom.
Obsah
pridaného
vanádu
bol
odstupňovaný po 0,5 hm. %. Takto boli získané
zliatiny s obsahom, 0,5, 1, 1,5 a 2 hm. % pridaného
vanádu.
Na vytvorených vzorkách bolo hodnotené chemické
zloženie, zlievarenské vlastnosti prostredníctvom
skúšky zabiehavosti a meraním indexu hustoty a tiež
mechanické charakteristiky (pevnosť v ťahu, ťažnosť
a tvrdosť). Na posúdenie vplyvu vanádu na vnútornú
c) Ti
Obr. 1 Závislosť zmeny obsahu prvkov so stúpajúcim
prídavkom V
Na obr. 1a je pozorovaný pokles v obsahu kremíka o
0,99 hm. % medzi tavbou bez vanádu a s 2,0 hm. %
pridaného vanádu. Nameraná hodnota predstavuje
percentuálny úbytok obsahu Si o hodnote 15,3 %.
V prípade medi bol taktiež zaznamenaný pokles
obsahu (obr. 1b) medzi prvou a poslednou tavbou
s percentuálnym úbytkom 13,7 %. Najvýraznejší
percentuálny úbytok bol zistený v prípade Ti (obr.
40
1c), kde pokles o 0,12 hm. % obsahu titánu
predstavoval percentuálny pokles 75 % voči
pôvodnej tavbe.
Zo získaných hodnôt chemického zloženia bol
vypočítaný kritický obsah železa podľa vzťahu (1)
s výsledkami uvedenými v tab. 2.
Závislosť dĺžky odliatej špirály od množstva
pridaného vanádu je uvedená na obr. 3. Z
nameraných hodnôt bola taktiež určená percentuálna
zmena zabehnutej dĺžky (obr. 4).
Tab. 2 Kritický obsah železa
Číslo
tavby
1
2
3
4
5
Kritický obsah
železa Fekrit. (hm.
%)
0,43
0,42
0,40
0,37
0,36
Skutočný obsah
železa (hm. %)
0,75
0,77
0,75
0,72
0,73
Obr. 4 Percentuálna zmena zabiehavosti v závislosti od
množstva pridaného V
Najvyššia zabiehavosť zliatiny bola nameraná pri
prídavku 1,5 hm. % V s hodnotou 850 mm, ktorá
zodpovedá 13 percentnému prírastku zabiehavosti
voči zliatine bez prídavku vanádu. Pri prídavku 0,5
hm. % V bol zaznamenaný pokles zabiehavosti o 11
%.
Stanovenie indexu hustoty zliatiny AlSi6Cu4
pozostávalo z odobratia vzoriek z taveniny pri
jednotlivých tavbách a ich tuhnutí na vzduchu a vo
vákuu. Vzorky boli po 4 minútach tuhnutia odvážené
vo vode a na vzduchu pričom sa zisťovala ich
hustota. Následne sa určili hodnoty indexu hustoty
pre každú vzorku, ktorých závislosť od obsahu
pridaného vanádu zobrazuje obr. 5.
Skutočný obsah Fe vo všetkých vzorkách prevyšuje
hodnotu kritického obsahu železa podľa chemického
zloženia danej zliatiny.
Pri vyššom obsahu železa, mangánu a chrómu je
možné v zliatine očakávať tvorbu „sludge fáz“,
ktorých výskyt je nežiaduci. Hodnoty „sludge
faktora“ pre jednotlivé tavby sú znázornené na obr 2.
Obr. 2 Sludge faktor
Z nameraných hodnôt je možné usúdiť, že zliatina
s najvyšším prídavkom V má najnižšiu tendenciu
tvorby „sludge fáz“.
Zabiehavosť zliatiny AlSi6Cu4 s prídavkami vanádu
bola hodnotená skúškou zabiehavosti pomocou
Curyho špirály. Tavenina bola odlievaná do
pieskovej formy s dutinou v tvare špirály a po
stuhnutí bola odmeraná dĺžka odliatej špirály.
Obr. 5 Závislosť indexu hustoty od množstva pridaného
vanádu
Prídavok vanádu v zliatine spôsobil zníženie indexu
hustoty. Najvýraznejší pokles nastal pri 1,5 hm. %
pridaného V, na hodnotu 9,29 %, čo predstavuje 30,3
%- ný pokles oproti vzorke bez prídavku V. Pri
prekročení tohto obsahu sa index hustoty opäť
zvýšil, no neprekročil index hustoty vzorky č. 1.
Pevnosť v ťahu a ťažnosť bola zisťovaná na
skúšobných tyčiach predpísaného tvaru a rozmerov
podľa STN EN ISO 6892-1 s priemerom 10 mm.
Najvyšší nárast pevnosti v ťahu sa prejavil na vzorke
s množstvom pridaného vanádu 0,5 hm. %. Medza
pevnosti dosahovala pri tomto obsahu 199 MPa.
Výrazný pokles pevnosti bol zaznamenaný pri
prídavku 2 hm. % V. Grafická závislosť medze
Obr. 3 Závislosť zmeny zabiehavosti od množstva pridaného
vanádu
41
pevnosti od množstva
znázornená na obr. 6.
pridaného
vanádu
zliatiny na všetkých vzorkách bola tvorená dendritmi
hliníkovej
α-fázy,
eutektickým
kremíkom
a intermetalickými fázami. Nakoľko zliatina
obsahuje výrazný podiel medi, boli v štruktúra
zliatiny pozorované fázy na báze Al-Cu. Taktiež boli
vo výraznom množstve zastúpené železité
intermetalické fázy, ktoré sa odlišovali tvarom, ale
najmä dĺžkou ihlicovitých fáz.
V mikroštruktúre zliatiny s vysokým obsahom
železa, ale bez pridaného vanádu (obr. 9a), boli aj
napriek vysokému podielu Fe prítomné najmä
kostrové útvary fázy Al15(Fe,Mn)3Si2. Príčinou
vylúčenia kostrových fáz namiesto ihlicovitých bol
pomerne vysoký obsah mangánu v zliatine.
S prídavkom vanádu sa začali v mikroštruktúre
vyskytovať vo väčšom množstve doskovité železité
fázy Al5FeSi. Na vzorkách mikroštruktúry boli
merané dĺžky jednotlivých ihlíc viditeľných na
snímkach mikroštruktúry pri 500 x zväčšení.
Priemerná hodnota dĺžky ihlicovitých fáz bola na
vzorke s 0,5 hm. % pridaného vanádu 39,47 μm (obr.
9b). So zvýšením prídavku vanádu na 1 hm. % bol
zistený pokles priemernej dĺžky ihlicovitých častíc
na hodnotu 34,23 μm. Rozmiestenie doskovitých
miestach
útvarov
nebolo
v pozorovaných
rovnomerné, ale vyskytovali sa miesta s hustejším
zastúpením ihlíc (obr. 9c), ako aj miesta bez
prítomnosti železitých fáz. Mikroštruktúra vzorky
s 1,5 hm. % pridaného V (obr. 9d) bola tvorená
doskovitými železitými fázami, ale aj kostrovými
útvarmi,
zastúpenými
v menšom
množstve.
Ihlicovité častice na vzorke dosahovali opäť nižšiu
priemernú hodnotu (33,98 μm). Pridaním 2 hm. %
V sa v mikroštruktúre objavovali ihlicovité útvary
a nepravidelné atypické fázy (obr. 9e). Priemerná
dĺžka ihlicovitých fáz predstavovala najnižšiu
hodnotu spomedzi hodnotených vzoriek, a to 31,44
μm. Pozorovaním mikroštruktúry jednotlivých
vzoriek bola pri zvýšenom prídavku V pozorovaná
tvorba doteraz nepreskúmaných atypických fáz
nepravidelného tvaru.
je
Obr. 6 Závislosť medze pevnosti od množstva pridaného
vanádu
Ťažnosť dosahovala pri všetkých vzorkách
s prídavkom vanádu vyššie hodnoty ako pri zliatine
nelegovanej vanádom. Vzorka s prídavkom 1,5 hm.
% vykazovala najvyššiu hodnotu ťažnosti. Priebeh
ťažnosti v závislosti od obsahu vanádu v zliatine je
zobrazený na obr. 7.
Obr. 7 Závislosť ťažnosti od množstva pridaného vanádu
Na meranie tvrdosti bola využitá metóda merania
tvrdosti podľa Brinella. Vyhodnocované vtlačky boli
realizované použitím guľôčky z tvrdokovu s
priemerom 5 mm pri zaťažení 125 kp (1226 N)
pôsobiacom 15 s. Na každej vzorke boli vyhotovené
tri merania na základe ktorých bola určená priemerná
hodnota tvrdosti pre rôzne prídavky vanádu v
zliatine. Tvrdosť vzoriek s prídavkom vanádu
dosahovala nižšie hodnoty ako vzorka bez prídavku
vanádu. Grafický priebeh zmeny tvrdosti od
množstva pridaného vanádu je na obr. 8.
Obr. 8 Závislosť tvrdosti podľa Brinella od množstva
pridaného vanádu
a) zliatina AlSi6Cu4 bez prídavku V
Odlievané vzorky boli štandardným spôsobom
pripravené na metalografickú analýzu zameranú na
popísanie
železitých
intermetalických
fáz
prítomných v zliatine. Základná mikroštruktúra
42
prítomnosť V, na základe čoho bola vykonaná
čiarová EDX analýza pokrývajúca väčšiu časť
vzorky. Namerané hodnoty obsahu chemických
prvkov uvádza obr. 10. Ako je z obrázku zrejmé, ani
týmto spôsobom nebol zistený obsah vanádu
v zliatine. Príčinou môže byť nedostatočná
rozlišovacia schopnosť použitej metódy, ale aj
analyzovanie malej plochy.
DISKUSIA VÝSLEDKOV
Analýzou chemického zloženia nebola prítomnosť
vanádu v zliatine potvrdená. Dôvodom mohla byť
nedostatočná kalibrácia alebo nesprávne nastavenie
prístroja použitého na analyzovanie vanádu.
Spektrálna analýza poukázala na doposiaľ
nevysvetlený úbytok niektorých prvkov (Si, Cu, Ti)
po pridaní vanádu do zliatiny. Jedným z možných
vysvetlení je zlučovanie prvkov do intermetalických
fáz (napr. atypická fáza obr. 7e), nerovnomerne
rozložených v objeme meranej vzorky.
Zlievateľnosť jednotlivých vzoriek po pridaní
vanádu bola hodnotená skúškou zabiehavosti
a meraním indexu hustoty, ktorý priamo súvisí
s naplynením zliatiny. Najväčšia zabehnutá dĺžka
bola zistená pri 1,5 hm. % pridaného V. Taktiež
index hustoty pri rovnakej hodnote prídavku vanádu
mal
najpriaznivejšiu
(najmenšiu)
hodnotu.
Z hľadiska zlievarenských vlastností sa podľa
získaných výsledkov javí najvhodnejšia zliatina
AlSi6Cu4 s 1,5 hm. % pridaného V.
Medzi mechanické vlastnosti, ktoré boli na vzorkách
hodnotené patria pevnosť v ťahu, ťažnosť a tvrdosť.
Nárast pevnosti po pridaní vanádu do taveniny nie je
výrazný (rozdiel 2,6 % medzi najväčšou a najmenšou
hodnotou), nakoľko sa v štruktúre vyskytujú
doskovité fázy na báze Fe. Ťažnosť zliatiny so
zvyšovaním prídavku V stúpala po 1,5 hm. %
pridaného V, kde dosiahla maximum. Nameraná
tvrdosť sa po pridaní vanádu znížila. Najnižšia
nameraná tvrdosť bola nameraná na vzorke s
prídavkom vanádu 1,5 hm. %.
Zaznamenaný bol taktiež vplyv vanádu na zmeny
v mikroštruktúre. Železité fázy v mikroštruktúre
zliatiny bez pridaného V mali najmä kostrový tvar
(čínske písmo). Prídavkom vanádu sa vo väčšej
miere objavovali ihlice fázy Al5FeSi, popri ktorých
boli stále prítomné aj kostrové útvary. Prítomnosť
veľkého množstva kostrových fáz bola spôsobená
vysokým obsahom Mn v odlievaných vzorkách. Aj
napriek nepriaznivejšej štruktúre zliatiny však boli
mechanické aj zlievarenské vlastnosti priaznivejšie.
Dĺžka jednotlivých ihlicovitých útvarov sa so
zvyšovaním
množstva
pridaného
vanádu
zmenšovala. V mikroštruktúre sa pri vyššom obsahu
V objavovali aj neznáme fázy nepravidelného tvaru.
b) zliatiny AlSi6Cu4 s prídavkom 0,5 hm. % V,
priemerná dĺžka ihlicovitých útvarov = 39,47 μm
c) zliatina AlSi6Cu4 s prídavkom 1 hm. % V,
priemerná dĺžka ihlicovitých útvarov = 34,23 μm
d) zliatina AlSi6Cu4 s prídavkom 1,5 hm. % V,
priemerná dĺžka ihlicovitých útvarov 33,98 μm
e) zliatina AlSi6Cu4 s prídavkom 2 hm. % V,
priemerná dĺžka ihlicovitých útvarov 31,44 μm
Obr. 9. Mikroštruktúry zliatin AlSi6Cu4, lept. 20 ml H2SO4
+ 100 ml H2O
Keďže
nebola
zistená
prítomnosť
vanádu v jednotlivých vzorkách prostredníctvom
spektrálnej analýzy, bola vykonaná EDX analýza
vybraných miest mikroštruktúry v snahe potvrdiť
prítomnosť V v zliatine. Na základe bodových EDX
analýz jednotlivých miest nebola potvrdená
43
a) detail skúmaného miesta, REM
b) EDX analýza chemického zloženia
Obr. 10 Čiarová EDX analýza
V snahe zistiť, v akej forme sa vanád v danej zliatine
vyskytuje sa pristúpilo k EDX analýze chemického
zloženia. Bodovými analýzami nebola prítomnosť
vanádu potvrdená, preto sa vykonala aj čiarová EDX
analýza zaberajúca väčšiu meranú plochu. Ani týmto
spôsobom však nebol vanád objavený. Príčinou
môže byť nedostatočné preskúmanie problematiky
prítomnosti vanádu v danom type zliatiny, ako aj
pomerne malá pozorovaná plocha pri EDX analýze.
Žilina. pp. 191. ISBN 978-80-554-0088-4. (in
Slovak)
[4] DINNIS, C. M. – TAYLOR, J. A. – DAHLE, A.
K. (2005) : As-cast morphology of ironintermetallics in Al–Si foundry alloys. In Scripta
Materialia 53, pp. 955 – 958.
[5] TILLOVÁ,
E.
–
CHALUPOVÁ,
M.
PODRÁBSKÝ, P. (2008) : Fatigue properties of
AlSi9Cu3 Cast Alloy under different heat treatment
condition. In Materials Engineering, vol. 15, no. 4,
pp. 11-17.
[6] SHIMKUMAR, S. – WANG, L. – APELIAN, D.
(1991) : Molten metal processing of advanced cast
aluminium alloys. In Journal of Metals, no. 1, p. 26.
[7] SZARVASY, P. – PETRÍK, J. – ŠPEŤUCH, V.
(2005) : Use of iron correctors for improving
properties of silumin castings. In Slévárenství. Vol.
53, Issue 11-12, pp. 521-524. ISSN 0037-6825. (in
Slovak)
[8] GRÍGEROVÁ, T. – KOŘENÝ, R. – LUKÁČ, I.
(1988) : Zlievárenstvo neželezných kovov. Bratislava
ALFA. pp. 424. ISBN 063-566-88.
[9] PETRÍK, J. – HORVATH, M. (2011) : The iron
correctors in Al-Si alloys. In Annals of Faculty
Engineering Hunedoara – International Journal of
Engineering. pp. 401 – 405. ISSN 1584-2673.
[10] BOLIBRUCHOVÁ, D. – ŽIHALOVÁ, M.
(2013) : Possibilities of iron elimination in
aluminium alloys by vanadium. In Manufacturing
Technology, vol. 13, no. 3, pp. 289-296. ISSN 12132489.
[11] CAO, X. – CAMPBELL, J. (2006) :
Morphology of β-Al5FeSi Phase in Al-Si Cast Alloys.
In Materials Transactions, vol. 47, no. 5, pp. 13031312.
[12] TAYLOR, J.A. (2012) : Iron-containing
intermetallic phases in Al-Si based casting alloys. In
Procedia Materials Science, vol. 1, pp. 19-33.
ZÁVER
Vykonanými experimentmi bol zistený priaznivý
vplyv pridávania vanádu do zliatiny AlSi6Cu4 na
vybrané vlastnosti. Prídavok vanádu pozitívne
vplýval na zlievarenské vlastnosti (zabiehavosť
a index hustoty), mechanické vlastnosti (pevnosť
v ťahu, ťažnosť a tvrdosť) a taktiež znižoval dĺžku
ihlicovitých fáz na báze železa. Je teda možné
konštatovať, že vanád má priaznivý vplyv na železité
fázy v zliatine AlSi6Cu4, ako aj na jej vlastnosti.
Meraniami bol potvrdený účinok vanádu ako
korektora železa aj pri jeho vyšších obsahoch.
Poďakovanie
Táto práca vznikla v rámci riešenia grantového
projektu VEGA č. 1/0363/13. Autorky ďakujú
grantovej agentúre za podporu.
LITERATÚRA
[1] TILLOVÁ, E. – CHALUPOVÁ, M. –
HURTALOVÁ, L. (2010) : Evolution of Phases in a
Recycled Al-Si Cast Alloy during Solution
Treatment. In Scanning Electron Microscopy, pp.
411-438. ISBN 978-80-554-088-4.
[2] TAYLOR, J. A. (2004) : The effect of iron in AlSi casting alloys. In 35th Australian Foundry Institute
National Conference, Adelaide, South Australia, pp.
148 – 157.
[3] TILLOVÁ, E. – CHALUPOVÁ, M. (2009) :
Structural analysis of Al-Si cast alloys. EDIS :
44
Beschwerung des elementaren Grundstoffs in
der Schmierschicht des flüssigen
Schmiermittels
Ján Moravec, doc. Ing., PhD.
KTI, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 41 513 2764, Fax.: + 421 041 513 1535
The loading of elementary component in lubrication fluid layer
Abstract: The paper deals about theoretical analyse of process in lubrication fluid layer,on the basis
of Reynolds formula. There is shown on the problematic example of lubrication in rolling bearings
how the element behave in lubrication fluid layer. Table with the results of tests of lubricants for
cold rolling is published in the text.
.
EINLEITUNG
Die Schmierwirkung hängt damit zusammen, dass
Moleküle auf der Oberfläche des formenden
Materials anhaften und sie eine Schicht (Film)
zwischen der Kontaktfläche des Werkzeugs und des
formenden Metalls bilden. Nicht zu unterschätzende
Vorbedingung ist, dass das Schmiermittel eine
ganzheitliche Schicht auf den Kontaktflächen bildet
und es nicht zum Abriss kommt. Durch Experimente
wurde festgestellt, dass Reibung anisotrop ist, d. h.
dass sie in Längsrichtung einen anderen Wert hat als
in Querrichtung. Auf die Größe des Koeffizienten
der Kontaktreibung hat die Griffigkeit des
formenden Materials Einfluss. Die Zunderschicht
und auch der feine Niederschlag der Oxide erhöhen
den Koeffizient der Kontaktreibung. Manche Zunder
werden bei einem bestimmten Temperaturbereich
weicher und wirken als Schmierstoff. Folglich hängt
die Änderung beim Reibungskoeffizient von den
spezifischen Bedingungen des Formungsprozesses
ab. [1,4] Auf die Größe des Koeffizienten der
Kontaktreibung hat die Geschwindigkeit der
reibenden Körper Einfluss. Großen Einfluss hat
auch die Art des formenden Materials und der
Umstand, ob der Prozess in Wärme oder in Kälte
erfolgt. Der vorliegende Beitrag behandelt die
ablaufenden Prozesse in der Schmierschicht des
flüssigen Schmierstoffes.
PROZESSANALYSE
Die Differentialgleichung, die Viskosität, Filmstärke, Druck und Gleitgeschwindigkeit beschreibt, stammt
von O. Reynolds [2,3,5] In der Fachliteratur ist diese
45
Gleichung bekannt und aufgeführt als Reynolds
Nummer [3,4,5].
Tests haben gezeigt, dass der Strahlbetrieb der
Flüssigkeit von ihrer Viskosität μ, vom spezifischen
Gewicht ρ, von einer mittleren Geschwindigkeit
v und den geometrischen Maßen der Mulde l
abhängt,
wobei
l
ein
charakteristisches
geometrisches Maß der Mulde bedeutet, z. B. bei
einer Rohrleitung ihr Innendurchmesser. Als
Charakteristik des Betriebes kann ein beliebiger,
dimensionsloser Komplex verwendet werden, der
aus folgenden vier Größen besteht. Seine Formel ist:
v. l / μ / ρ.
Beim Einführen der kinematischen Viskosität wird
die Division zwei von einander unabhängigen
Flüssigkeitseigenschaften μ / ρ, d. h. der Koeffizient
der kinematischen Viskosität υ= μ / ρ in der
Reynolds Gleichung in Form Re = v. l / υ
ausgedrückt.
Bei Derivation der Reynolds Formel setzt man
Folgendes voraus:
- Strömung ist laminar,
- Flüssigkeit ist nach Newton,
- Massenkräfte sind im Vergleich zu
Viskositätskräften zu vernachlässigen,
- Flüssigkeitsgewicht ist im Vergleich zu
anderen Kräften zu vernachlässigen,
- Zwischen Flüssigkeit und Feststoff existiert
kein Schlupf,
- Filmstärke ist klein im Vergleich zu jedem
Krümmungsradius,
- Druck in der Querrichtung des Films ist
konstant,
Neigung einer Oberflächenschicht gegen die andere
ist so klein, dass sin des Keilwinkels für den
Handelty, uim
vereinfachen.
Keilwinkel gehalten werden kann und cos des Keils
= 1.
Im nachfolgenden Text setzt man im Allgemeinen
voraus, dass es sich um Wälzlager
die
Prozessbeschreibung
zu
(2)
Aus Definition der Viskosität:
(3)
(4)
Genauso in Richtung z :
(5)
Gleichungen (4) und (5) können integriert werden in
Hinblick auf y, weil der Druck p von y unabhängig
ist. Durch doppelte Integration kommt:
Bild 1 Elementarer Grundstoff der Schmierschicht
Bild 1 zeigt, dass das bewegliche Teil die
Tangentialgeschwindigkeit U und die vertikale
Geschwindigkeit V hat. Das Achsensystem ist so
orientiert, wie auf dem Bild schematisch dargestellt,
mit Anfang im beweglichen Teil. Dargestellt ist ein
endlos kleiner Flüssigkeitsgehalt mit Schichtmaßen
dx, dy, dz. Die Druckkräfte wirken auf vier
Elementflächen und die Schubkräfte auf zwei
Elementflächen. Es wirkt hier keine reine Druckkraft
in Richtung y, (aufgeführte Vorbedingung). Die
Flüssigkeitselemente haben die Geschwindigkeiten
u, v und w in die Richtungen x, y, z.
Wenn die Kräfte in Richtung x mit zu
vernachlässigenden
Beschleunigungen
der
Flüssigkeit ausgeglichen sind, kann man folgern:
(
)
(6)
(7)
Für die Bestimmung der Konstanten c1, c2, c3 und c4
werden folgende Randbedingungen verwendet:
In Richtung x sind Konstanten c1, c2 bestimmt durch
Bedingungen:
u = U wobei y = 0
U = 0 wobei y = h
Dann:
( )
(
)
(
)
( )
(
)
(8)
(1)
(4)
(
)
(
)
Genauso in Richtung z :
(1)
(5)
Gleichungen (4) und (5) können integriert werden in
Hinblick auf y, weil der Druck p von y unabhängig
ist. Durch doppelte Integration kommt:
)
Aus Definition der Viskosität:
(6)
(3)
(7)
46
Im Falle, dass sich der Flüssigkeitsgehalt dx dy in der
Querrichtung des Films mit Stärke h vergrößert und
die aufgeführte Formel für die Strömung des reinen
Stoffes aus Gehalt in Richtung x und z gilt, muss
diese Formel der Veränderungsgeschwindigkeit im
Gehalt nach Bild 2 gleichen:
Für die Bestimmung der Konstanten c1, c2, c3 und c4
werden folgende Randbedingungen verwendet:
In Richtung x sind Konstanten c1, c2 bestimmt durch
Bedingungen:
u = U wobei y = 0
U = 0 wobei y = h
Dann:
(
( )
)
(
( )
)
(
(8)
( )
(
∫
(
)
(
(
)
)
)
(
)
Bild 2 Bestandteile der Strömung in und aus dem
Flüssigkeitsgehalt
(9)
Die Schlussformel ist allgemeiner Ausdruck der
Reynolds Formel. Sie gilt fürs Schmieren mit Ölfilm
auf der ganzen Länge bei beliebiger Form für
komprimierbare
und
nicht
komprimierbare
Flüssigkeiten, vorausgesetzt dass, die in Derivation
ausgedrückte Vorbedingung gilt. Die Lösung der
Reynolds Formel für besondere Form liefert
Ausdruck für Druck auf dem ganzen Film wie die
Viskositätsfunktion, die Form vom Film und die
Geschwindigkeit. Durch die Integration des Drucks
auf der ganzen Filmfläche wird die ganze Belastung
des Tragefilms ausgedrückt.
In Richtung z ist die Verteilung der
Geschwindigkeiten parabolisch und folgt aus dem
Druckgradient in Richtung z. Da Reynolds Formel
eine verbundene Formel ist, ist der nachfolgende
Schritt in Derivation die Ermittlung der
Strömungsgeschwindigkeit im Film.
Beim
Bedenken der Breitenmaße, sind Ströme qx und qz in
Richtungen x und z. Durch Integration gelangen die
Geschwindigkeiten u und w in die ganze Filmstärke:
∫
)
wobei δh / δt = V ist positiv, wenn es von zweiter
Oberflächenschicht entfernt ist. Nach Ersetzen für qx
und qz aus Gleichungen ( 10 ) und ( 11 ) wird
schließlich die Formel:
Anschließend:
)
(
(12)
Die Änderung der Geschwindigkeit u in
Querrichtung des Films ist durch die Gleichung (8)
festgelegt. Es handelt sich um Summe zwei Formeln.
Die erste ist die lineare Änderung der
Geschwindigkeit
der
nicht
beweglichen
Oberflächenschicht bei y = h, zu zweiter
Oberflächenschicht, die sich mit Geschwindigkeit U
bei y = 0 bewegt. Sie ist von Viskosität unabhängig
und konstant im ganzen Film. Die zweite Formel in
Verteilung der Geschwindigkeiten ist die Formel
hervorgerufen durch Druckgradient in Richtung x.
Die Verteilung der Geschwindigkeiten in der
Querrichtung des Films ist parabolisch und abhängig
von Viskosität. In Richtung z sind Konstanten c3 und
c4 durch folgende Bedingungen definiert:
w = 0 bei y = 0
w = 0 bei y = h
(
)
SCHLUSSWORT
(10)
Im Bereich der Metallformung ist wichtig die
Aufmerksamkeit auf geeignetes Schmieren richten,
das verschiedene Spezifika beinhaltet. Bei Gesenk
Schmieden kommt es wegen dem Kontakt zwischen
(11)
47
Präzises Schmieren im Bereich der Flächenformung
erfordert vor allem tiefes Ziehen.
Aus den
aufgeführten Gründen ist es notwendig die
Schmierprozesse auch theoretisch zu kennen, um
unnötige Fehler und Irrtümer bei der Herstellung von
Teilen mit Umformungstechnologien vorzubeugen.
dem formenden Material und der Gesenk Gravur zur
hohen Reibung. Die Oberflächenreibung wird durch
Zunder erhöht, die das Gesenk stört und seine
Lebensdauer verkürzt. Gesenke werden deswegen
geschmiert und gereinigt. Wichtig ist: Gesenk
Gravur vom Schmutz reinigen, Reibung zwischen
den Elementen des Tribologischen Knoten senken,
Entnahme des Schmiedeteils aus der Gravur
erleichtern, Gesenkoberfläche kühlen. Ein großes
Gebiet ist auch Blechwalzen, bei dem diverse
Schmierstoffe verwendet werden, z. B. wie in
Tabelle 1 dargestellt.
Acknowledgements
This article was created within the grant project
VEGA Nr. 1/0551/14 and grant project KEGA Nr.
010ŽU-4/2014.
Tabelle 1 Prüfergebnisse der Schmierstoffe beim
Walzen in Kälte
Schmierstoff
Koeffizient
Viskosität bei
der Reibung
50 ºC
μ
Trocken Walzen
0,28
Lanolin + 3%
0,095
40,9
Stearinsäure
Talg
0,102
4,4
Palmöl
0,105
4,0
Rizinusöl
0,107
7,0
Rapsöl
0,123
4,3
Mineralöl
0,145
6,5
Mineralöl +
0,156
11,2
Wasser 1: 20
LITERATUR
[1] MORAVEC, J. (2011): Unkonventionelle
Umformungsmethoden,
EDISVerlagŽU
in Žilina, ISBN 978-80-554-0389-2
[2] Metal Forming Handbook, Springer Verlag
Berlin, ISBN 3-540-61185-1
[3] HOSFORD, W. F. and CADDEL, R. M. (2007):
Metal Forming, Mechanics and
Metallurgy,
Cambridge University Press ISBN 978-1-10700452-8
[4] MARCINIAK, Z. – DUINCE, J.L. - HU, S. J.
(2004) : Sheet Metal Forming Buttenworth –
Helnman ISBN 0-7506-5300-0
[5] ANDERSON,W. J. (1987) : Advanced Bearing
Technology, Hydrodynamic Lubrication,
(tschechisch A. Václavík) Brun
48
Vplyv chemického zloženia na pórovitosť
v zliatinách Al-Si
Lukáš Kucharčík, Ing.
KTI, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 41 513 2771.
Marek Brůna, Ing., PhD.*
KTI, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 41 513 2756.
Augustín Sládek, prof., Ing., PhD.**
KTI, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 41 513 2757.
Influence of Chemical Composition on Porosity in Al-Si Alloys
Abstract: Porosity is one of the major defects in aluminum castings, which results is a decrease of a
mechanical properties. Porosity in aluminum alloys is caused by solidification shrinkage and gas
segregation. Amount of porosity in castings depends on various factors as chemical composition,
melt temperature, inoculation, modification and so on. This article deals with influence of chemical
composition on Al-Si alloys.
ÚVOD
Vplyv chcemického zloženia na pórovitosť
Pórovitosť je chyba ktorá sa najčastejšie vyskytuje
v hliníkových odliatkoch. Pórovitosť v odliatkoch
predstavuje pomerne veľký problém a väčšina
zlievarenských podnikov sa v rámci skvalitňovania
svojich hliníkových odliatkov venuje práve
odstraňovaniu nežiadúcej pórovitosti.
Pórovitosť vzniká v priebehu tuhnutia, kedy sa
rozpustnosť vodíka prudko znižuje. Jeho rozpustnosť
sa mení priamo s teplotou a druhou odmocninou
tlaku. Hliníkové zliatiny vykazujú značný rozdiel
medzi rozpustnosťou vodíka v tuhom a v kvapalnom
stave, ako je možné vidieť na obrázku 1.
Množstvo a rozsah pórovitosti vo finálnom odliatku
je vo vysokej miere ovplyvnená množstvom vodíka
v tavenine, rýchlosťou ochladzovania, teplotou
taveniny, materiálom formy, alebo šírkou intervalu
tuhnutia.
Predložený článok je zameraný na pozorovanie
vplyvu chemického zloženia na pórovitosť
v hliníkových zliatinách Al-Si.
EXPERIMENT
Všetky reálne experimenty boli odlievané do formy
Sanduhr Probe. Pomenovanie sanduhr je z dôvodu
nemeckého významu “presýpacie hodiny“, ktoré tvar
skúšobného odliatku pripomína. Táto forma je
používaná v spoločnosti Nemak Slovakia, s.r.o., Žiar
n. Hronom na hodnotenie pórovitosti.
Skúšobný odliatok pozostáva z troch častí, a to
náliatok, prepojovacia časť a časť, ktorá slúži na
hodnotenie. Tvar odliatku bol navrhnutý na základe
teoretických poznatkov o tvorbe pórovitosti.
V zúženej časti odliatku (prepojovacia časť) kov
stuhne ako prvý, čo zabráni ďalšiemu dopĺňaniu
taveniny do teplotného uzla, ktorý sa nachádza
v hodnotenej časti odliatku, čo spôsobí dostatočnú
nukleáciu pórovitosti za účelom jej ďalšieho
hodnotenia. Na obrázku 2 je možné vidieť tvar
a rozmery skúšobného odliatku.
Obr. 1: zmena rozpustnosti vodíka v tavenine
49
Zoskenované vzorky boli následne upravené
pomocou grafického programu Adobe Lightroom.
V tomto softvéri bol zosilnený kontrast, jas
a mikrokontrast. Toto nastavenie sa javilo ako
najvhodnejšie z dôvodu odstránenia stôp po jemnom
brúsení, pričom póry zostali zachované. Taktiež
hodnotená plocha bola zobrazená len pomocou
dvoch farieb – čiernej a bielej, čo bolo dôležité pre
percentuálne hodnotenie pomocou histogramu. Na
obrázku 3 vpravo. je možné vidieť vzorku po
kontrastovaní pripravenú na plošné hodnotenie.
Plošné hodnotenie vzoriek bolo vykonávané
pomocou grafického softvéru Adobe Photoshop CS5
použitím histogramu. V softvéri bola najprv
označená celá hodnotená oblasť a následne sa
zaznamenal počet všetkých pixlov, ktoré obsahovala.
V ďalšom kroku boli označené iba miesta s čiernou
farbou (vykontrastované póry) a opäť spočítaný
počet pixlov. Z týchto dvoch údajov bol
vyhodnotený
percentuálny
podiel
pórov
v jednotlivých vzorkách.
Obr. 2: Tvar a rozmery skúšobného odliatku
Po príprave skúšobných foriem Sanduhr probe
nasledovalo samotné odlievanie reálnych vzoriek.
Odlievanie prebiehalo za plnej prevádzky zlievarne,
pričom kov bol odoberaný z udržiavacích pecí. Po
odliatí a chladnutí všetkých potrebných vzoriek
nasledovala ich príprava na hodnotenie. Zo
skúšobných vzoriek bol odstránený náliatok
a odliatok bol rozrezaný na polovicu. Hodnotená
časť bola následne brúsená a pripravená na
hodnotenie.
Pri plošnom hodnotení bolo potrebné vzorky
zosnímať a previesť do elektronickej podoby.
Jednotlivé vzorky boli zosnímané pomocou
skenovania vo vysokom rozlíšení – 4800dpi. Príklad
zoskenovanej vzorky je možné vidieť na obrázku 3
vľavo.
Použité zliatiny
Pre tento experiment boli vybrané nasledujúce
materiály:





Čistý hliník
AlSi6Cu4
AlSi7Mg0,3
AlSi9Cu1
AlSi10MgCu1
Tieto zliatiny boli zvolené z dôvodu postupného
nárastu kremíka v diagrame Al-Si od čistého hliníka
smerom k eutektickému bodu, aby bolo možné čo
najlepšie pozorovať vplyv šírky intervalu tuhnutia na
nukleáciu pórovitosti. Všetky zliatiny boli odlievané
pri teplote 720°C ± 5°C do skúšobnej formy Sanduhr
probe.
Na obrázku 4 sú zobrazené použité zliatiny
v diagrame Al-Si, pre porovnanie šírky intervalu
tuhnutia v jednotlivých zliatinách.
Vo vzorkách odlievaných zo zliatin AlSi6Cu4
a AlSi7Mg0,3 je možné pozorovať výraznejší výskyt
mikropórovitosti
a minimálny
výskyt
makropórovitosti
(predovšetkým
v zliatine
AlSi6Cu4). Vo vzorke odlievanej zo zliatiny
AlSi9Cu1 je možné vidieť pokles mikropórovitosti,
avšak výrazný nárast makropórov a stiahnutín. Tento
jav je ešte výraznejší v zliatine AlSi10MgCu1.
Vzorka z čistého hliníka nevykazovala takmer
žiadnu mikropórovitosť, avšak v tepelnom uzle sa
vytvorila masívna stiahnutina.
Obr. 3: Vzorka po zoskenovaní (vpravo) a vzorka po
kontrastovaní (vľavo).
50
d)
Obr. 4: Zliatiny použité pri pozorovaní vplyvu chemického
zloženia v diagrame Al-Si
Porovnanie jednotlivých vzoriek je možné vidieť na
obrázku 5.
Výsledné hodnoty plošnej pórovitosti pri skúmaných
zliatinách je možné vidieť v nasledujúcej tabuľke 1
a ich vzájomné porovnanie na obrázku 6.
e)
Obr. 5: Skúšobné vzorky po rozrezaní a brúsení. a) Čistý
hliník b) AlSi6Cu4, c) AlSI7Mg0,3, d) AlSi9Cu1,
e) AlSi10MgCu1
Tab. 1: Namerané hodnoty pórovitosti pri
pozorovaní vplyvu chemického zloženia
a)
Zliatina
Pórovitosť [%]
Čistý hliník
19,32
AlSi6Cu4
0,28
AlSi7Mg0.3
0,48
AlSi9Cu1
2,29
AlSi10MgCu1
4,74
b)
c)
Obr. 6: Porovnanie nameraných hodnôt plošného
hodnotenia pórovitosti
51
ZÁVER
LITERATÚRA
Na základe porovnania jednotlivých výsledkov
možno skonštatovať, že zliatiny so širokým
intervalom tuhnutia (AlSi6Cu4, AlSi7Mg0,3) majú
menší sklon k tvorbe pórovitosti ako zliatiny so
širším
intervalom
tuhnutia
(AlSi9Cu1,
AlSi10MgCu1), resp. zliatiny približujúce sa svojim
chemickým zložením k eutektickému bodu, prípadne
čisté kovy. Taktiež je na vzorkách možné pozorovať,
že čisté kovy a eutektické zliatiny majú vysoký sklon
k tvorbe veľkých pórov a bublín, sústredených
v tepelných uzloch skúšobného odliatku, pričom
ostatné časti odliatku bývajú takmer bez pórov.
Vzorky so širokým intervalom tuhnutia majú naopak
tendenciu k tvorbe mikropórovitosti, ktorá je
rovnomernejšie rozmiestnená po celom odliatku.
Na základe toho sa javia zliatiny so širokým
intervalom tuhnutia vhodnejšie na používanie pri
namáhanejších typoch odliatkov ako čisté kovy,
prípadne zliatiny približujúce sa svojím chemickým
zložením k eutektickému bodu.
[1] PASTIRČÁK, R. 2009. Teória zlievania.
Žilina: Georg, 2009. 155 s. 1. vyd. ISBN9788089401048
[2] MIRZAEI, B. 2011. Oxide Hydrogen Interaction and
Porosity Development in Al-Si Foundry Alloys.
[Disertation thesis]. Norwegian University of Science
and Technology
[3] HAVEL, J. 2012. Hodnocení porezity u tlakově litých
odlitkú z Al slitin. [Diplomová práce].Brno. 2012
[4] MIRZAEI, B. 2011. Oxide Hydrogen Interaction and
Porosity Development in Al-Si Foundry Alloys.
[Disertation thesis]. Norwegian University of Science
and Technology
[5] AKHTAR, S. 2010. Hydrogen porosity in Al-Si
Foundry alloys. Department of Materials and Science
an Engineering, Norwegian University of Science and
Technology. Trondheim: s.n., 2010. PhD Thesis. 97882471-1946-4.
[6] ESI GROUP-c. 2009. Influence of Solidification
Lenght and Pressure Intensification on Gas Shrinkage
Microporosity in Casting Components. [online]. [cit.
2012-09-22]. Dostupné na internete: http://www.esigroup.com/products/casting/Etips/e-tips/etip32.pdf
Poďakovanie
Tento článok vznikol za pomoci projektov V1/0610/12. Autori ďakujú grantovej agentúre za
podporu.
52
Predikcia tribologických vlastností izotermicky
zušľachtených grafitických liatin a ocele C45.
Martina Kyselová, Ing.
KTI, SjF, ŽU Žilina
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 41 513 2763
Peter Fabian, doc. Ing., PhD.1
KTI, SjF, ŽU Žilina
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 41 513 2764
Jozef Bronček, doc. Ing., PhD.2
KKČS, SjF, ŽU Žilina
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 41 513 2929
Peter Jankejech, Ing.
KTI, SjF, ŽU Žilina
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 41 513 2771
Predict of tribological properties of heat treated graphitic cast irons and steel
C45
Abstract:. The contribution deals with tribological properties of heat treated alloy with globular
graphit and steel STN 12050 (C45). Tribological properties have been measured on an experimental
testing device Mikrotribomer in two different environments. The measurements were performing
under the atmospheric conditions and in distilled water, which simulate real conditions of the work of
contact surfaces. The choice of materials was not random. Material STN 12 050 and ADI cast iron
material is located in tribological gear box of trucks.
tepelne spracovaná tak, aby dosahovali rovnaké
tvrdosti k lepšiemu porovnaniu ich tribologických
vlastností. ADI liatina svojou nižšou mernou
hmotnosťou a mazivým účinkom grafitu sa javí ako
vhodná náhrada ocele v tribologických systémoch.
[3, 4].
ÚVOD
Otázky trenia, opotrebenia a mazania sú jedny z
hlavných otázok, ktoré majú byť adresované
všetkým priemyselným odvetviam. Tie sú
zodpovedné za odolnosť trecích dvojíc, kapacitu
strojov a zariadení a nakoniec účinnosť celého
priemyslu. Strojné súčasti prichádzajúce do styku,
môžu byť ovplyvnené takými faktormi, ako sú
zvýšenie záťaže, zníženie klzné rýchlosti,
nedostatočné množstvo maziva alebo zhoršenie jeho
vlastností [1, 2].
Merania koeficientu trenia boli vykonané na Fakulte
mechanického
inžinierstva
pomocou
experimentálneho
zariadenia
Mikrotribomer
s použitím metódy ball on disk.
Meracie zariadenie
Experimentálne skúšky prebiehali na meracom
zariadení Mikrotribomer (obr.1), ktoré umožňuje
simulovať procesy trenia a opotrebenia rôznych
materiálov. Zariadenie má možnosť simulovať
podmienky práce klzného uzla v rôznych
prostrediach vrátane vákua. Hodnota trecej sily FT,
resp. trecieho momentu MT sa určuje meraním
deformácie plochej pružiny (planžety) pomocou
štyroch tenzometrov zapojených v mostíku.
Voľba vhodného materiálu a technológie tepelného
spracovania závisí na funkčnosti súčiastky, jej tvare,
rozmeroch
a
prevádzkových
podmienok.
Experimentálne skúšky prebehli na oceli STN 12050
(C45), HTDI liatiny a ADI liatiny ako vhodnej
alternatíve ocele. Všetky testované materiály boli
53
Obr. 3. Meracia hlava s guľôčkou
Obr. 1. Mikrotribomer s rotačným pohybom
Skúšobné vzorky
Základný materiál pre výrobu skúšobných vzoriek
ADI a HTDI bol vyrobený z liatiny s guľôčkovým
grafitom tab.1, ktorá bola odliata v Laboratóriu
zlievania ŽU v Žiline.
Základný materiál pre výrobu skúšobných vzoriek
z ocele C45 bol zakúpený. Sú to ocele vhodné
k zušľachťovaniu. Používajú sa na veľmi namáhané
strojné súčasti s vysokou pevnosťou. Chemické
zloženie materiálu C45 je uvedené v tab.2.
Obr. 4 Mikroštruktúra experimentálnej guľôčky
Na
obrázku
4.
vidíme
matricu
vzorky
experimentálnej guľôčky, ktorá je tvorená nízko
popusteným martenzitom.
Tab.1. Chemické zloženie LGG (hmotnostné %).
C
Si
Mn
Cu
Ni
P
S
3.6
2.5
0.1
1.0
1.0
0.05
0.02
Tepelné spracovanie a mikroštruktúra
vzoriek
Vzorka č.1: Izotermicky zušľachtená na liatinu typu
ADI
Ohrev na austenitizačnú teplotu 910°C po dobu 20
min. prebehol v odporovej peci ELOP 1200 na
tvrdosť 60 HRC. Izotermické zušľachtenie prebehlo
v komorovej peci KPO 7/5 v soli AS 140 na teplotu
210°C po dobu 90 min. na tvrdosť 55 HRC.
Tab.2. Chemické zloženie C45 (hmotnostné %).
C
Mn
Si
P
S
Cu
Ni
C
Mn
3.6
0.1
2.5
0.05
0.02
1
1
3.6
0.1
Všetky vzorky boli vyrobené na požadovaný rozmer
(obr.2).
Obr. 2. Tvar skúšobnej vzorky
Experimentálna guľôčka
Obr. 5 Mikroštruktúra skúšanej vzorkyADI, lept. 2% Nital.
Ako proti kus sme použili experimentálnu ložiskovú
guľôčku ø3 zakúpenú v KBM s.r.o.. Guľôčka je
uchytená v hornej časti meracej hlavy obr.3 a disk je
pevne umiestnený v dolnej časti meracej hlavy.
Matrica vzorky ADI je tvorená bainitickou
štruktúrou tvorenou jemnými ihlicami dolného
bainitu a guľôčkami grafitu, viď obr.5. Charakter
mikroštruktúry a mechanických vlastností ADI je
silne závislá na teplote a dobe bainitická
transformácie. ADI s mikroštruktúrou tvorenou
54
horným bainitom má nižšiu tvrdosť a pevnosť v ťahu
v porovnaní s ADI s mikroštruktúrou tvorenou
dolným bainitom . Čím je nižšia teplota izotermickej
transformácie, tým možno získať bainitická
mikroštruktúra jemnejšiu s vyššou tvrdosťou a
pevnosťou v ťahu. Na druhej strane je potrebné
poznamenať, že zvýšenie tvrdosti a pevnosti v ťahu
má za následok negatívny vplyv na únavové
vlastnosti ADI . Nameraná Tvrdosť podľa Vickersa
HV10 (v zmysle STN EN 1043-1) z testovanej
vzorky ADI je 55 HRC [5, 6, 7, 8].
Vzorka č. 3: zušľachtená konvenčným spôsobom
HTDI
Martenzitická štruktúra sa získala ohrevom
v odporovej peci ELOP 1200 na austenitizačnú
teplotu 910°C s výdržou 20 min., nasledovalo prudké
ochladenie do vody. Po prebehnutí martenzitickej
premeny a následnej skúšky tvrdosti (56-57 HRC)
bola stanovená popúšťacia teplota na 200°C v peci
ELOP 1200 s výdržou 90 min. na tvrdosť 55 HRC.
Obr.7 Mikroštruktúra ocele triedy 12 050, lept. 2% Nital.
Matrica vzorky je tvorená perliticko-feritickou
štruktúrov (70:30) a je rovnomerne rozložená obr.7.
Bez tepelného spracovania je mäkká, jej
mikrotvrdosť je len 256 HVm.
Vzorka č. 5: Oceľ STN 12050 kalená do vody C45
Kalenie sa uskutočnilo z kaliacej teploty 830°C
s výdržou 20 min. v odporovej peci MLM
a následným ochladením do vody. Po zmeraní
tvrdosti (61 HRC) nasledovalo popúšťanie na teplote
310°C s výdržou 40 min. na tvrdosť 55 HRC.
Obr.6 Mikroštruktúra po tepelnom zušľachtení HTDI, lept.
2% Nital.
Mikroštruktúra HTDI je zložená z temperovaného
martenzitu (sorbit), zvyškového austenitu a guľôčok
grafitu. Štruktúra po kalení je tvorená martenzitickou
štruktúrou. V dôsledku nízkej teploty popúšťania sa
hrubšie ihly martenzitu transformovali na sorbit.
Temperovaný martenzit má zrnitý tvar a zvyškový
austenit je jasne viditeľná aj na obr.6 [ 7, 8].
Vzorka č. 4: Oceľ STN 12 050 tepelne nespracovaná
Oceľ STN 12 050 je vhodná k povrchovému kaleniu
a zušľachťovaniu. Obvykle sa používajú na
namáhané súčiastky strojov. Mechanické vlastnosti
zlepšujeme zušľachtením, ktoré spôsobuje zjemnenie
zrna a v prvom rade zabezpečí rovnomerné
rozdelenie jemných karbidov.
Obr.8 Mikroštruktúra ocele triedy 12 050 (C45) po
tepelnom spracovaní, lept. 2% Nital.
Matrica vzorky
martenzitom obr.8.
je
tvorená
temperovaným
Opotrebenie skúšobných vzoriek
Pri analýze oteruvzdornosti a kĺzných vlastností
povrchov skúšobných vzoriek sme použili metódu
Ball - on - disc. Základným princípom skúšky
v našom prípade je kontakt guľôčky so vzorkou na
rotujúcom disku. Ball - on – disc experiment je
založený na súvislom meraní koeficientu trenia
a súčasnom opotrebovaní testovaného povrchu.
Hlavnými parametrami, ktoré modifikujú trenie a
opotrebenie, pri tomto tribologickom teste sú:
rýchlosť otáčania a aplikovaná záťaž. Výsledky
testov sú závislé hlavne na zaťažujúcej sile,
relatívnej rýchlosti pohybu medzi guľôčkou a
vzorkou, počte cyklov, stave vzorky a na
vlastnostiach skúmaného materiálu.
Ako prvá sa diagnostikovala sada liatinových
vzoriek. Na vzorkách sa meralo opotrebenie
experimentálnej vzorky č.1, čo bola izotermicky
zušľachtená na ausferitickú štruktúru a vzorka č.2 –
55
konvenčne zušľachtená na martenzitickú štruktúru.
Ďalej nasledovala experimentálna vzorka č.3 – oceľ
C45, kde bolo sledované opotrebenie.
V ďalšej etape sa porovnávali opotrebenia vzoriek,
pri ktorých sa sledovali ich tribologické vlastnosti.
Všetky vzorky boli testované pri atmosférických
podmienkach a vo vodnom prostredí. Konštantná
rýchlosť otáčania vzorky v = 0,02 m/s. Veľkosť
pôsobiaceho tlaku Fn = 1,5 N.
Všetky parametre, ktoré boli použité pri meraní sú
v tab.3.
poukazujú na vyššiu húževnatosť ausferityckých
povrchových vrstiev.
Tab.3. Parametre použité pre meranie
Rozmery
vzorky
(mm)
30 x 30
Zaťaženie
(N)
Rýchlosť
(m.s-1)
Teplota
(°C)
1,5
0,02
20
Obr.10 Priebeh opotrebenia experimentálnych vzoriek ADI,
HTDI a C45 vo vodnom prostredí
Na obrázku 10 môžeme vidieť, že pri oceli C45 je
koeficient trenia najvyšší, čo mohlo byť spôsobené
vylamovaním tvrdých karbidických častíc a ich
pôsobenia medzi kontaktnými povrchmi vo vodnom
prostredí. Táto skutočnosť môže byť spôsobená
absenciou mazacích prvkov do štruktúry ocele.
Pri ADI liatine je nábehová časť zreteľne miernejšia
čo mohlo byť spôsobené počiatočným opotrebením
kovovej matrice do uvoľnenia grafitu z povrchových
častí materiálu, ktorý spôsobil zníženie trecieho
faktora v dôsledku jeho mazacieho vplyvu a potom
sa ustálil na veľkosti 0,12 a po 2500s zas začal
stúpať čo mohlo byť spôsobené vyplavením
grafitických častí do vody.
Pri HTDI liatine bola nábehová časť tiež miernejšia,
čo bolo pravdepodobne spôsobené zatlačením
tvrdších cementitických častí do mäkšej feritickej
časti matrice. Avšak koeficient trenia sa neustálil
a stále stúpal, čo malo asi za následok vydrobenie
jemných cementitických častíc ihlicovitej morfológie
do vody a tým sa abrazívny účinok stále zväčšuje.
Výsledky získané z experimentálného merania pri
vodnom prostredí súčiniteľa trenia poukazujú na
vyššiu húževnatosť ausferityckých povrchových
vrstiev, z čoho môžeme usúdiť, že ADI liatina i vo
vodnom prostredí má lepšie tribologické vlastnosti
ako oceľ C45.
Grafy opotrebenia vzoriek
Obr.9 Priebeh opotrebenia experimentálnych vzoriek ADI,
HTDI a C45 v atmosférických podmienkach
Na obrázku 9 si môžeme všimnúť že pri ADI liatine
je zreteľná nábehová časť, čo mohlo byť spôsobené
počiatočným opotrebením kovovej matrice do
uvoľnenia grafitu z povrchových častí materiálu,
ktorý spôsobil zníženie trecieho faktora v dôsledku
jeho mazacieho vplyvu a potom zostal konštantný na
veľkosti 0,15.
Pri HTDI liatine bola nábehová časť miernejšia, čo
bolo pravdepodobne spôsobené zatlačením tvrdších
cementitických častí do mäkšej feritickej časti
matrice (rýchlejším uvoľnením grafitu z povrchu
vzorky). Na konci koeficient trenia stále stúpa, čo
malo pravdepodobne za následok vydrobenie
jemných cementitických častí ihlicovitej morfológie
a tým sa abrazívny účinok stále zväčšuje.
U oceli C45 bola nábehová časť taktiež miernejšia,
čo bolo pravdepodobne spôsobené vylamovaním
tvrdých karbidických častíc a ich pôsobenia medzi
kontaktnými povrchmi.
Výsledky získané z experimentálného merania pri
atmosférických podmienkach súčiniteľa trenia
56
Úbytok hmotnosti vzoriek pri zaťažení 1,5N tepelne
spracovanej vzorky ADI je 2,6 mg/hod., tepelne
spracovanej vzorky HTDI je 2,3 mg/hod a tepelne
spracovanej C45 je 11,3 mg/hod..
Úbytok hmotnosti guľôčky pri zaťažení 1,5N tepelne
spracovanej vzorky ADI je 0,1mg/hod., tepelne
spracovanej vzorky HTDI je 0,1 mg/hod a tepelne
spracovanej C45 je 0,2 mg/hod..
Obr.11 Priebeh opotrebenia experimentálnych ADI, HTDI
a C45 v kyslom roztoku
Z obrázku 11 môžeme zistiť, že pri ADI liatine je
nábehová časť mierna, čo mohlo byť spôsobené
mazacím účinkom kyslého prostredia a uvoľnených
grafitických častí. Avšak koeficient trenia sa
neustálil, pravdepodobne v dôsledku opotrebením
kovovej matrice a vyplavovaním uvoľneného grafitu
z povrchových častí materiálu. Pri HTDI liatine bola
nábehová časť ešte miernejšia, čo bolo
pravdepodobne spôsobené zatlačením tvrdších
cementitických častí do mäkšej feritickej časti
matrice. Koeficient trenia stále stúpa čo malo
pravdepodobne za následok vydrobenie jemných
cementitických
častí
ihlicovitej
morfológie
a pôsobenie kyslého prostredia a tým sa abrazívny
účinok stále zväčšuje. U oceli C45 bola nábehová
časť taktiež mierna, čo bolo pravdepodobne
spôsobené pôsobením korózneho prostredia.
Koeficient trenia stále stúpal čo mohlo mať za
následok vylamovanie tvrdých karbidických častíc
a ich pôsobenia medzi kontaktnými povrchmi
v kyslom prostredí.
Výsledky získané z experimentálného merania pri
atmosférických podmienkach súčiniteľa trenia
poukazujú na vyššiu húževnatosť ausferityckých
povrchových vrstiev.
Obr.13 Úbytok materiálu experimentálnych vzoriek
a guľôčiek vo vode
Úbytok hmotnosti vzoriek pri zaťažení 1,5N tepelne
spracovanej vzorky ADI je 0,1 mg/hod., tepelne
spracovanej vzorky HTDI je 3,7 mg/hod a tepelne
spracovanej C45 je 5,4 mg/hod..
Úbytok hmotnosti guľôčky pri zaťažení 1,5N tepelne
spracovanej vzorky ADI je 0,1 mg/hod., tepelne
spracovanej vzorky HTDI je 0,2 mg/hod a tepelne
spracovanej C45 je 0,2 mg/hod..
Obr.14 Úbytok materiálu experimentálnych vzoriek
a guľôčiek v roztoku
Úbytok materiálu
Úbytok hmotnosti vzoriek pri zaťažení 1,5N tepelne
spracovanej vzorky ADI je 0,2mg/hod., tepelne
spracovanej vzorky HTDI je 3,2 mg/hod a tepelne
spracovanej C45 je 4,8 mg/hod..
Úbytok hmotnosti guľôčky pri zaťažení 1,5N tepelne
spracovanej vzorky ADI je 0,3 mg/hod., tepelne
spracovanej vzorky HTDI je 0,1 mg/hod a tepelne
spracovanej C45 je 0,2 mg/hod..
ZÁVER
Obr.12 Úbytok materiálu experimentálnych vzoriek
a guľôčiek v atmosférických podmienkach
Priebeh opotrebenia vzoriek v atmosférických
podmienkach je súčiniteľ trenia všetkých vzoriek
57
pomerne rovnaký avšak najmenší úbytok materiálu
predstavuje experimentálna vzorka ADI.
Priebeh opotrebenia vo vode však poukazuje na
odlišné správanie sa experimentálnych vzoriek. Ako
najvhodnejšia alternatíva sa javila experimentálna
vzorka ADI a HTDI, ale opäť najmenší úbytok
materiálu bol pri ADI liatine.
Priebeh opotrebenia v roztoku má tiež odlišný
priebeh. Koeficienty všetkých experimentálnych
vzoriek mali tendenciu vzrastať a ako najvhodnejší
materiál sa javí HTDI liatina. No znova sa potvrdilo,
že najmenší úbytok materiálu dosahovala ADI
liatina.
Záverom môžeme konštatovať, že ADI liatina
predstavuje najvhodnejšiu altrernatývu nahradenia
ocele C45 v tribologických systémoch nákladných
vozidlách ( čapy, držiaky, závesy, apod.), vďaka jej
výhodnému pomeru hmotnosti a pevnostným
vlastnostiam, ADI liatina má tiež lepšie mechanické
vlastnosti. A to nižšiu mernú hmotnosť, je
energeticky menej náročná na jej výrobu, nižšia
hlučnosť a grafit slúži ako mazivo (po vyčerpaní
grafitu slúži ako zásobáreň maziva) [3, 4, 9].
[4] BREZNIČAN M., FABIAN P., MEŠKO J.,
DRBÚL M. (2013): The simulation of influence of
quenching temperature on properties of bearing
rings. Manufacturing technology: journal for
science, research and production. Vol. 13, no. 1, pp.
20-25. ISSN 1213-2489.
[5] FABIAN, P., KEČKOVÁ, E., BETÁK, P.
(2007): Tepelné spracovanie kovov. Žilina. pp. 113,
ISBN 978-80-969592-7-3.
[6] NOVÝ, F., KOPAS, P., BOKŮVKA, O.,
CHALUPOVÁ, M. (2003): Vplyv liacich defektov na
únavovú životnosť perliticko-feritickej LGG. Materiálové
inžinierstvo, 10, 3, p. 191-194, - ISSN 1335-0803.
[7] NOVÝ, F., ČINČALA, M., KOPAS, P.,
BOKŮVKA, O. (2007): Mechanisms of highstrength structural materials fatigue failure in ultrawide life region. Materials Science and Engineering,
A 462, p. 189-192, - ISSN 0921-5093.
[8] ULEWICZ, R., NOVY, F., SELEJDAK, J.
(2014): Fatigue Strength of Ductile Iron in Ultrahigh Cycle Regime. Advanced Materials Research,
Vol. 874, p. 43-48, ISSN 1662-8985, doi: 10.4028.
[9] BOKŮVKA, O., NICOLETTO G., GUAGLIANO,
M., KUNZ, L., PALČEK, P., NOVÝ, F.,
CHALUPOVÁ. M. (2014): Fatigue of materials at low
and high frequency loading. EDIS ŽU Žilina, pp. 159. in
press.
[10] DORAZIL. E. (1991): High strength austemperd
ductile cast iron. Academia Prague. pp. 226. ISBN
80-200-0268-5.
LITERATÚRA
[1] ŽÓRAWSKI, W. (2013): Tribological properties
of composite coatings sprayed with high velocity
stream. Politechnika Świetokrzyska, Kielce, pp. 157,
PL ISSN 1897-2691
[2] BLAŠKOVIČ, P., BALLA, J., DZIMKO, M.
(1990): Tribológia. ALFA Bratislava
[3] CZICHOS, H., HABIG, K. H. (1992). Tribologie
– Hanbuch. Reibung und Verschleiss, VERLAG
VIEWEG, pp. 456.
58
Hodnotenie rezov po termickom a
mechanickom delení materiálov
Alena Vajdová, Ing.
KOVT, SjF, ŽU v Žiline,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 41 513 2826
Anna Mičietová, prof., Ing., PhD.
KOVT, SjF, ŽU v Žiline,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 041 513 2781
Jozef Meško, prof., Ing., PhD.
KTI, SjF, ŽU v Žiline,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 041 5132769
Andrej Zrak, Ing.
KTI, SjF, ŽU v Žiline,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 908 903 614
Cuts evaluation after thermal and mechanical cutting of materials
Abstract: Article is focused on the advanced and most commonly used technologies of plasma, laser and water
beam used in the automotive industry but also in other sectors. In the experimental part, the cut surface
roughness was evaluated, also machinability of the materials was evaluated based on the
measurement of cutting forces elements during milling.
ÚVOD
REZANIE LASEROM
V súčasnosti je delenie materiálov laserovým,
plazmovým, alebo vodným lúčom pomerne široko
zastúpenou technológiou spracovania materiálov. Pri
delení materiálov, alebo samotnej výrobe hotovej
súčiastky týmito technológiami treba brať do úvahy
široké
spektrum parametrov.
Technologické
parametre rezania slúžia na výber vhodnej
technológie pre daný materiál. Azda najdôležitejším
kritériom pri výbere vhodnej technológie je celková
kvalita povrchu, ktorú môžeme pri rezaní na
materiáli dosiahnuť. Medzi spomínané parametre
patrí hlavne drsnosť plochy rezu, veľkosť teplom
ovplyvnenej oblasti, a tým aj zmena hodnoty tvrdosti
na rezanej ploche, šírka reznej medzery a kolmosť
rezanej plochy, čo je dôležitý technologický faktor.
Je samozrejmé, že technologické požiadavky priamo,
alebo nepriamo ovplyvňujú ekonomické aj
ekologické hľadiská. V prípade, že kvalita povrchu
po obrábaní nekonvenčnou technológiou nie je
dostatočná, je potrebné do výrobného procesu
zaradiť konvenčnú technológiu, ako napr. frézovanie,
brúsenie a pod.
Pri rezaní materiálov laserovým lúčom sa využíva
vysoká koncentrácia energie laserového lúča (bežne
nad 107 W/cm2). Pod dopade sfokusovaného
laserového lúča na rezaný materiál dochádza
okamžite k jeho absorpcii materiálom, roztaveniu
materiálu joulovým teplom, jeho sublimácii a
vytvoreniu
paroplynového
kanála.
Zvyšky
roztaveného kovu sú z reznej medzery odstránené
pracovným plynom, ktorý prúdi cez rezaciu dýzu
koaxiálne s osou laserového lúča. Kombinácia
výkonu lúča, rýchlosti rezania a druhu pracovného
plynu určuje, ktorý efekt prevládne v procese
rezania, či sublimácia, horenie, alebo tavenie
materiálu. Podmienkou kvalitného tvarového rezania
je kruhová polarizácia laserového lúča. Maximálna
hrúbka materiálu, ktorý je možné laserom rezať je
závislá od niekoľkých faktorov, najmä od vlnovej
dĺžky, výkonu laserového lúča, a taktiež od druhu
rezaného materiálu.
59
ozubené kolieska, architektonické modely, nápisy,
dekorácie a mnohé ďalšie.[1]
REZENIE PLAZMOU
Plazma je z fyzikálneho hľadiska zionizovaný plyn
zložený z iónov, elektrónov, a tiež z neutrálnych
častíc. Vzhľadom na to, že sa v plazmovom oblúku
dosahujú veľmi vysoké teploty, používa sa plazma
v priemysle na tepelné delenie kovových materiálov.
Princíp rezania plazmou spočíva v tom, že sa
neutrálny plyn (môže to byť aj stlačený vzduch)
privedie vysokou rýchlosťou cez dýzu do
elektrického oblúka, ktorý sa zvyčajne vytvára
vysokonapäťovou iskrou, čím sa tento plyn
zionizuje. Prostredníctvom stĺpca zionizovaného
plynu sa uzatvorí elektrický obvod s povrchom
kovového materiálu, vytvorí sa plazmový oblúk
vysokej teploty, ktorý roztaví kov, určený na rezanie
a plyn prúdiaci vysokou rýchlosťou zároveň odstráni
roztavený kov z reznej medzery.
Obr.1 Schéma rezania laserovým lúčom
Základné metódy delenia laserom sú:
 oxidačné
rezanie –
reakciou
kyslíka
s roztaveným povrchom kovu vzniká exotermická
reakcia, ktorá má za následok ďalšie ohriatie
rezaného materiálu. Uvedený spôsob sa používa
najmä na delenie nízkouhlíkových ocelí.
 tavné rezanie – delený materiál je lokálne
roztavený a tavenina je prúdom inertného plynu
(argónu, alebo dusíka) oddeľovaná od základného
materiálu. Uvedená metóda sa využíva na rezanie
chróm-niklových ocelí a na rezanie neželezných,
či nekovových materiálov.
 sublimačné rezanie – materiál v mieste rezu je
odparený. Uvedená metóda sa aplikuje prevažne
na tenké nekovové materiály a na tenké kovové
fólie.
Obr. 2 Schéma rezania plazmou
Samotné vytvorenie plazmového oblúka prebieha
v praxi v dvoch krokoch. V prvom kroku sa vytvorí
vysokonapäťová iskra s malým prúdom, cez ktorú
prúdi plyn vysokou rýchlosťou. Vo chvíli jeho
zionizovania a uzatvorenia elektrického obvodu sa
v druhom kroku prepína režim na nízke napätie a
vysoký prúd. Plazma sa vzhľadom na svoju
operatívnosť a výhodnú ekonomickú prevádzku stala
v priemyselnej praxi štandardným nástrojom na
tepelné delenie kovových materiálov.
Aplikácia rezania laserom v technickej praxi
Delenie pomocou laserového lúča sa v priemyselnej
praxi v širokej miere využíva na veľmi presné a
kvalitné rezanie kovových aj nekovových materiálov,
t.j. všade tam, kde sú vysoké požiadavky na
dodržanie prísnych rozmerových tolerancií a kvality
rezných
hrán
vyrezávaných
súčiastok.
Laserový lúč sa používa na rezanie rôznych druhov
materiálov, napr. bežné konštrukčné ocele,
austenitické ocele, hliníkové zliatiny, sklo, akryláty,
keramika, drevo, textil, a pod. Vo všetkých
oblastiach strojárskeho priemyslu: sú to napr. rôzne
rozvinuté tvary krytov a dverí skríň, strojov a liniek,
rôzne časti karosérie, výstuhy dverí, kapoty a strechy
automobilov, komponenty potravinárskych liniek
vyrezávané z nehrdzavejúcej ocele, príruby,
vzduchotechnické komponenty, držiaky, montážne
panely s rôznymi otvormi pre prístroje, jemné
Aplikácia rezania plazmou v technickej praxi
Plazmové delenie kovových materiálov sa v praxi
používa prakticky vo všetkých odvetviach priemyslu:
výroba automobilov – vyrezávanie rôznych
nápravových a podvozkových výstuh a držiakov,
nadstavby nákladných automobilov; stavba lodí:
nosníky výstuhy a plášte lodí; železničný priemysel:
60
zmiešavacej komory, v ktorej sú strhávané vysokou
rýchlosťou vody, alebo využívajú systém s priamym
vstrekovaním označovaný DIAJET. [3] Abrazívnym
vodným lúčom sa režú ťažkoobrábateľné materiály,
vysokopevné ocele, titán, hliník, mramor, sklo,
kompozity, tvarovo zložité súčiastky.
medzinápravové nosníky a výstuže vagónov;
vzduchotechnika: rozvinuté tvary potrubí a
prechodových a spojovacích častí; stavebníctvo:
oceľové nosníky pre konštrukcie prevádzkových hál,
oceľové mosty, časti lešenárskej techniky atď.[1]
REZANIE VODNÝM LÚČOM
EXPERIMENTÁLNA ČASŤ
V praxi sa využívajú dva spôsoby rezania vodným
lúčom: rezanie čistým vodným lúčom a rezanie
spojitým abrazívnym vodným lúčom. Ich uplatnenie
je dané zvládnutou konštrukciou zariadení na WJM
(aterJet Machining). Použitie je ovplyvnené
vykonávanou operáciou, vlastnosťami materiálu a
podmienkami realizácie. Teoreticky rozpracované, či
laboratórne skúšané sú mnohé ďalšie spôsoby, najmä
diskontinuálny vodný lúč, kavitačný a kryogénny
vodný lúč.[2]
V experimente boli použité materiály: oceľ 11 523,
oceľ 11 375, antikor 1.4301, PE 500 a Al zliatiny
hrúbok 10 mm a 20 mm. Materiály boli rezané
jednotlivými
nekonvenčnými
metódami
na
príslušných
zariadeniach
pri
odporúčaných
technologických podmienkach.
LASER: TRULASER 5060 (5 kW)
Čas prepalu: 0,3 s,
Rýchlosť rezu: 1,9 m.min-1,
Výkon: 5 kW,
Rozmer stola: 2000 x 6000 mm.
PLAZMA: VANAD, MESSER a PIERCE
Čas prepalu: 0,3 s,
Rýchlosť rezu: 1,95 m.min-1,
Rozmer stola: 3000 x 8000 m.
VODNÝ LÚČ: FLOW WATERJET 3020b mach3
Rozsah rezania (x, y, z): 3 x 2 x 0,19 m,
Presnosť (+/-): 0,06 mm.m-1,
Rýchloposuv: 2,5 m.min-1,
Obr. 3 Princíp obrábania vodným lúčom
Rýchlosť rezania: 1,8 m.min-1.
WaterJet Machining (WJM) - čistý vodný lúč,
Z parametrov drsnosti povrchu bola hodnotená
najväčšia výška profilu Rz. Meranie sa uskutočnilo
na prístroji Hommelwerke LV - 100. Každá vzorka
bola upevnená na stojan drsnomera a meranie sa
vykonávalo 3x na približne rovnakom mieste
narezaného povrchu. Výsledky merania sú
automaticky zapísané do počítača. Keďže na každej
vzorke sú vykonané 3 merania, pre výslednú hodnotu
parametra drsnosti Rz je vypočítaný aritmetický
priemer. Z nameraných hodnôt boli zostrojené grafy.
Pri vyhodnocovaní drsností pri vzorkách rezaných
laserom z grafu (obr.4) vyplýva, že najvyššie
hodnoty parametra Rz, sú dosahované pre
nízkouhlíkové ocele 11 375 (20 mm) a 11 523 (20
mm). Pre chróm-niklové ocele 17 240 a zliatiny
alebo, tzv. hydrodynamické obrábanie (pracovný tlak
až 690 MPa). Ako už vyplýva z názvu, systém
využíva čistú vodu, ktorá sa odporúča upraviť pre
zvýšenie produktivity, životnosti dýz a samotného
zariadenia (filtrácia, zmäkčovanie alebo deionizácia
vody). Čistý vodný lúč sa používa na delenie
mäkkých materiálov, ako textil, plast, guma,
potraviny a pod.
Abrasive
Waterjet
Machining
(AWJ)
-
obrábanie abrazívnym vodným lúčom s prísadou
jemného abrazíva (pracovný tlak 60 až 400 MPa).
Pridávajú sa tuhé častice malého priemeru (1,2 až
0,5), tzv. abrazív, pre zvýšenie rezného výkonu.
Tieto abrazívne čiastočky sú privádzané na materiál
z boku, kde sú čiastočky zo zásobníka vedené do
61
AlMg3 sú v porovnaní s nimi hodnoty parametra Rz
takmer o polovicu nižšie
Obr.6 Parameter drsnosti Rz pre rôzne druhy materiálov po
rezaní vodným lúčom
Obr. 4 Parameter drsnosti Rz pre rôzne druhy materiálov po
rezaní laserom
Vodným lúčom boli rezané iné druhy materiálov –
plast PE 500, ktorý sa plazmou nemôže rezať
a zliatina AlMg3, ktorá je vhodná na rezanie vodným
lúčom. Z grafu na obr. 6 môžeme vidieť, že najväčšia
drsnosť bola pri materiáli PE 500 s hrúbkou 3 mm
a najmenšia pri hliníkovej zliatine hrúbky 2 mm.
Pri rezaní materiálov laserovým a plazmovým lúčom
bola najväčšia hodnota parametra Rz nameraná pri
vzorke oceli 11 523 hrúbky 20 mm.
V niektorých prípadoch rezania je potrebná pre
dosiahnutie vyššej kvality odrezaných hrán
dokončovacia technológia trieskového obrábania. V
experimente bola zvolená, ako dokončovacia
technológia frézovanie, pričom bola zisťovaná
obrábateľnosť narezaných vzoriek materiálov
danými
nekonvenčnými
technológiami.
Obrábateľnosť narezaných materiálov sa hodnotila
na základe zložiek rezných síl pri frézovaní.
Frézovanie bolo vykonané na frézke Fa 4 AV,
pomocou nástroja - stopková fréza do rohu (valcová).
Zložky rezných síl Fc, Fp, Ff boli merané pomocou
dynanometra Kistler. Celá sústava bola pripojená k
počítaču, kde boli uložené namerané záznamy
rezných síl.
Veľkosti zložiek rezných síl boli vyhodnocované len
pre konštrukčné ocele 11 375 hrúbky 10 a 20 mm a
11 523 hrúbky 10 a 20 mm. Pri zvyšných
materiáloch PE, AlMg, 1.4301 boli zložky reznej sily
pri použitých rezných podmienkach zanedbateľné.
Dá sa povedať, že veľký vplyv na veľkosť zložiek
reznej sily spôsobovali vibrácie stroja.
Obr. 5 Parameter drsnosti Rz pre rôzne druhy materiálov po
rezaní plazmou.
Na obr. 5 je zobrazený graf závislosti parametra Rz
od rôznych druhov materiálov pri rezaní plazmou.
Môžeme vidieť, že najväčšiu drsnosť bola nameraná
pri oceli 11 523 hrúbky 20 mm a najmenšia pri 11
375 hrúbky 10 mm.
62
Obr. 9 Veľkosť zložiek rezných síl pre oceľ
11 523 (10 mm)
Obr. 7 Veľkosť zložiek rezných síl pre oceľ
11 375 (10 mm)
Pri frézovaní oceli 11 523 hrúbky 10 mm (obr. 9),
ako aj pri hrúbke 20 mm (obr. 10) boli najväčšie sily
namerané pri vzorkách rezaných plazmou.
Z obr.7 vyplýva, že najväčšie hodnoty rezných síl pri
frézovaní vzorky 11 375 hrúbky 10 mm sú
dosahované pri vzorkách rezaných laserom. V grafe
na obr. 8 môžeme pozorovať zmenu, kde najväčšie
zložky rezných síl vznikli pri frézovaní vzorky
11 375 hrúbky 20 mm po rezaní plazmou.
Obr. 10 Veľkosť zložiek rezných síl pre oceľ 11 523
(20 mm)
Z experimentu tiež vyplynulo, že obrábateľnosť
materiálu pod oblasťou tepelného ovplyvnenia
(TOO) je pri všetkých druhoch materiálov lepšia ako
obrábateľnosť tepelne ovplyvneného povrchu, ktorý
vzniká pri všetkých termických metódach rezania
(hrúbka teplom ovplyvnenej oblasti je cca 0,30 mm).
Je to spôsobené hlavne prítomnosťou teplom
ovplyvnených štruktúr ocele, ktoré majú vyššiu
tvrdosť pri termickom delení materiálu. To platí pri
všetkých skúmaných materiáloch a hrúbkach.
Z vyhodnotených grafov je zrejmé, že najväčšie
hodnoty zložiek rezných síl boli namerané pri oceli
11 523 s hrúbkou 20 mm po rezaní plazmou. Z toho
vyplýva, že daný materiál má aj najhoršiu
Obr. 8 Veľkosť zložiek rezných síl pre oceľ
11 375 (20 mm)
63
obrábateľnosť spomedzi všetkých skúmaných
materiálov.
Naopak najlepšiu
obrábateľnosť
(najmenšie zložky reznej sily) má zo skúmaných
materiálov vzorka 11 375 s hrúbkou 10 mm po
rezaní plazmou.
Naopak najmenšie drsnosti povrchu boli pri
antikoróznej oceli 1.4301 a pri hliníkovej zliatine
AlMg, ktoré boli rezané laserom. Keďže pri frézovaní
obidvoch vzoriek boli veľkosti zložiek rezných síl
zanedbateľne malé, môžeme konštatovať, že
obrábateľnosť obidvoch týchto materiálov je
spomedzi všetkých skúmaných vzoriek najlepšia.
Poďakovanie
LITERATÚRA
Článok vznikol v rámci riešenia projektu VEGA
(č. 1/0097/12: Výskum vplyvu determinujúcich
faktorov na integritu povrchu pri termickom rezaní a
projektu KEGA 009ŽU - 4/2014: Implementácia
nových znalostí z nekonvenčných metód obrábania
do vzdelávacieho programu strojárske technológie,
projektu KEGA č. 054 ŽU - 4/2012 - Multimediálna
implementácia modelovania vo výučbe zváracích
procesov a projektu VEGA č. 1/0836/13 Technologické
aspekty
laserového
rezania,
numerické modelovanie a simulácie z hľadiska
optimalizácie, zvýšenia kvality a efektívnosti procesu
výroby.
[1] http://www.strojarskatechnologia.info/12tepelne-delenie-materialov-podstata-procesusposoby/
[2] KRAJNÝ Z., (1998): Vodný lúč v praxi - WJM
Vydal: Miroslav Mračko, (1998). ISBN 80-8057091-4
[3] MIČIETOVÁ ,A. a kol. (2007): Top trendy v
obrábaní V. časť., MEDIA/ST,s. r. o., 2007,
ISBN: 978-80-968954-7-2
[4] DUBEC J., NESLUŠAN M., POLOVKA M.
(2013): Influence of tool wear
on the
decomposition of cutting force when turning,
Žilina Transcom
[5] NESLUŠAN, M. - ČILLIKOVÁ, M. (2008):
Teória obrábania, Edis ŽU Žilina, ISBN 97880-8770-790-3
[6] MAŇKOVÁ, I. (2000): Progresívne technológie.
Vienala – vydavateľstvo Košice, ISBN 80 –
7099 – 430 – 4.
[7] KOŇÁR, R., MIČIAN, M. (2012): Numerical
simulation of residual stresses and distortions in
butt weld in simulation programme Sysweld, In:
Communications : scientific letters of the
University of Žilina. - ISSN 1335-4205. - Vol. 14,
No. 3 (2012)
[8] HARNIČÁROVÁ M., VALÍČEK J., ZAJAC J.,
HLOCH S., ČEP R., DŽUBÁKOVÁ I., TOFIL
SZ., HLAVÁČEK P., KLICH J., ČEPOVÁ
L.(2012): Economical Comparison of Cutting
Material by Laser, Plasma and Oxygen. Tehnički
Vjesnik 19, 4, 813-817
[9] MIČÚCH, M.- ČILLIKOVÁ,M.- DURSTOVÁ,
Z. (2014): Micromagnetic analysis of cutting
conditions and grinding wheel wear influence of
surface integrity.In: Technológ, ISSN 1337-8996.
Roč. 6, č. 1 (2014)
This article was edited under the financial
support of VEGA (No. 1/0097/12: Research on the
impact determinujúcich factors on surface integrity
during thermal cutting and KEGA 009ŽU - 4/2014:
Implementation of new knowledge from nonconventional machining methods in engineering
technology education program, project KEGA, no.
054 ŽU - 4/2012 - Multimedia implementation of the
modeling in education of the welding process and
project VEGA no. 1/0836/13 - Technological aspects
of laser cutting, numerical modeling and simulation
in terms of optimalization, improving the quality and
efficiency of the production process.
ZÁVER
Cieľom experimentu bolo určenie obrábateľnosti
materiálov,
používaných
v
automobilovom
priemysle. Obrábateľnosť materiálov bola určená na
základe merania zložiek rezných síl pri frézovaní
materiálov, ktoré boli narezané progresívnymi
technológiami, a to plazmovým, laserovým a
vodným lúčom.
Z experimentov vyplynulo, že z kovových
materiálov je zo všetkých skúmaných vzoriek
najhoršie obrábateľný materiál oceľ 11 523 hrúbky
20 mm po rezaní plazmou, pri ktorom bola nameraná
aj najväčšia hodnota parametra drsnosti povrchu Rz.
Z nekovových materiálov mal najväčšiu drsnosť
povrchu rezu materiál PE 500, ktorý bol rezaný
vodným lúčom.
64
Vplyv opotrebenia brúsneho kotúča a tvrdosti
vzorky na vybrané parametre Barkhausenovho
šumu
Zuzana Durstová, Ing.*
KOVT, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 41 513 2826
Miroslav Neslušan, prof., Dr., Ing.
KOVT, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 41 513 2785
Nikolaj Ganev, prof., Ing., CSc.
KIPL, Fjfi, ČVUT Praha,
Trojanova 13, 120 00 Praha 2.
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 420 48 535 3371
Marek Kordík, Ing.
KOVT, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 41 513 2826
Effect of grinding wheel wear and hardness of samples on selected parameters
of Barkhausen noise.
Abstract: This article is an introduction to the more complex nondestructive evaluation of surfaces
after grinding of bearing steel via BN technique. The article deals with the different parameters
extracted from the raw BN signals such as the effective value - RMS, Peak Position and FWHM. The
paper reports about strong influence of heat treatment regime as well as grinding wheel wear on BN
emission on the corresponding BN features. The paper indicates that concept for monitoring of rings
after grinding depends of hardness of the ground surface.
zabezpečiť požadovanú drsnosť povrchu, tvar
a rozmerovú presnosť. V súčasnej dobe sa kontrola
kvality rozšírila aj na požiadavky štruktúry povrchu,
tvrdosť a napätostné stavy kvôli ich významnému
vplyvu na funkčnosť dielov v prevádzke.
Nedeštruktívna kontrola kritických plôch musí
byť vykonaná s cieľom odhaliť časti obsahujúce
neprijateľné povrchové zmeny. Magnetická metóda
založená na Barkhausenovom šume (BN, MBN) je
veľmi často používaná na tieto účely, najmä na
povrchy po brúsení. Vzhľadom k vysokej citlivosti
získavania BN signálu z takýchto povrchov.
BN signál pochádza z pohybu Blochových stien
(BW), ktorých pohyb je vyvolaný cyklickou
magnetizáciou. Touto metódou je možné potvrdiť
existenciu hraníc zŕn, dislokácie, precipitáty a iné
fázy. Na brúsených súčiastkach sa môže vyskytnúť
popálenie v dôsledku nadmerného tepla v kontakte
brúsneho kotúča a obrobku. Zvýšený signál BN
indikuje zníženie pevnosti – tepelné popustenie
ÚVOD
Životnosť a správna funkčnosť valivých ložísk
v prevádzke je ovplyvňovaná mnohými faktormi,
ako napríklad technológiou výroby a tepelného
spracovania. Ložiskové krúžky sú zvyčajne tepelne
spracovávané
rôznymi
metódami.
Okrem
indukčného kalenia a cementovania, sa používa aj
konvenčné tepelné spracovanie na dosiahnutie
vysokej tvrdosti oterových plôch, aby nedochádzalo
k ich nadmernému opotrebeniu. Žíhanie sa
uskutočňuje vždy po kalení na zníženie vysokých
napätí vyvolaných rýchlym chladnutím. Ďalším
tepelným spracovaním je niekedy nutné zvýšiť
tuhosť kalených dielov. Tieto súčiastky sú vystavené
zvýšenej teplote určitú dobu, tvrdosť súčiastok sa
znižuje v dôsledku hrubnutia karbidov, zníženia
hustoty dislokácií a relaxácie napätí. Tvrdosť týchto
súčiastok sa môže meniť v rozmedzí 38 až 62 HRC.
Najčastejšie sa na výrobu ložísk používa
technologická operácia – brúsenie, ktorým je možné
65
vrstvy spôsobené nesprávnym brúsením, ako aj
v dôsledku hrubnutia karbidov a zníženie hustoty
dislokácií, napätostný stav je tiež zmenený. [1]
Tepelne zmäkčená vrstva prispieva k intenzite
prijímaného BN signálu, čo je ľahko pozorované,
takáto vrstva je aj menej odolná voči leptaniu.
Koncept monitorovania poškodeného povrchu
po brúsení je založený na kontraste medzi nízkym
BN signálom nedotknutej štruktúry a zvýšeným BN
signálom (RMS – efektívnej hodnoty). Tento povrch
sa javí ako tmavý pod optickým mikroskopom. [2]
BN signál a jeho priebeh (napríklad spolu
s postupným opotrebením brúsneho kotúča) je
závislý od teploty žíhania a teploty v kontakte brúsny
kotúč a obrobok. Čím vyššia je teplota žíhania, tým
sa očakáva menej výrazný podiel povrchového
popálenia vyvolaného brúsením, čo zodpovedá
kontrastu medzi podpovrchovými štruktúrami, ktoré
sú tepelne zmäkčené a štruktúrami hlbšie pod
povrchom. Dôležité časti strojov sú obvykle tepelne
spracovávané tak, aby bol povrch tvrdý a jadro
húževnaté. Brúsené povrchy týchto súčiastok je
možné jednoducho monitorovať použitím BN
techniky. V súčasnej dobe aj zákazníci vyžadujú
použitie
niektorej
z nedeštruktívnych
metód
na odhalenie neprijateľného stavu povrchu na
súčiastkach s rôznou tvrdosťou. Preto tento článok
prináša porovnanie výsledkov pre rôzne tvrdosti
vzoriek vzhľadom k postupnému opotrebovaniu
brúsneho kotúča.
rýchlosť vc = 25 m.min-1. Každý krúžok bol brúsený
na 3 vyiskrovacie otáčky.
Podmienky pri orovnani brúsneho kotúča:
aed = 20 µm, vcd = 25 m.s-1, vfd = 90 mm. min-1,
Qcl = 15 l.min-1.
Tab . 1. Parametre brúsneho kotúča
Parameter
Hodnota
Výrobca
Tyrolit
Norma
EN 12413
Typové označenie
98A60K9V340
Rozmer
350 mm x 50 mm x127 mm
Maximálna rezná rýchlosť
40 m.s-1
Opracované vzorky boli podrobené analýze MBN.
Podmienky experimentov pre meranie BN sú
v Tab. 2. Meracia sonda bola prikladaná postupne
v 4 bodoch rovnomerne rozmiestnených po obvode
súčiastky.
Tab . 2. Podmienky experimentov pre meranie BN
Zariadenie
Rollscan 300
Analyzovaná frekvencia
70 - 200KHz
Magnetizačné napätie
Magnetizačná frekvencia
10 V
125 Hz
PODMIENKY EXPERIMENTOV
Experiment bol vykonaný na hrotovej brúske typ
2uD P27 50. Ako vzorky boli použité krúžky
z ložiskovej ocele 100Cr6 s rozmermi ø 54 mm
(vonkajší priemer) - ø 40 mm (vnútorný priemer) 10 mm (šírka krúžku). Vzorky boli zakalené na
rôzne tvrdosti a to 40 HRC, 45 HRC a 62 HRC.
Použitým nástrojom bol brúsny keramický kotúč
ktorého bližšie označenie je uvedené v Tab. 1.
Tvrdosť vzoriek v sériách bola dosiahnutá
objemovým kalením. Vzorky boli ohriate na
austenitizačnú teplotu 830°C, kalenie prebiehalo pri
teplote 62°C do oleja. Následné popúšťanie sa robilo
v ochrannej atmosfére dusíka (99%) po dobu dvoch
hodín, pri rozličných teplotách a to:
62 HRC, pri teplote 160°C;
45 HRC, pri 470°C;
40 HRC, pri 530°C.
Pri experimente bola použitá procesná kvapalina
Ecocool v koncentrácii 3%. Sada krúžkov, každej
tvrdosti, bola brúsená s orovnaným kotúčom v rade
od 1 po 40. Upnutie vzorky pri brúsení je zobrazené
na obr. 1.
Rezné podmienky: otáčky obrobku no =
64 ot.min-1, rýchlosť prísuvu vp = 0,01 mm.s-1, rezná
Obr. 1. Upnutie vzorky pri zapichovacom brúsení
VÝSLEDKY EXPERIMENTOV
Na obrázku 2 je znázornená závislosť strednej
efektívnej hodnoty (RMS) BN parametra od postupne
pribúdajúceho počtu obrúsených vzoriek v jednej
sérii. Pri sérii krúžkov s tvrdosťou 62 HRC, je vidieť,
že so stúpajúcim počtom krúžkov narastá RMS
hodnota BN čo je dané predovšetkým tým, že
dochádza k popusteniu povrchových vrstiev tepelne
indukovaného brúsením v dôsledku opotrebenia
brúseného kotúča a zintenzívnenia vývoja tepla
v kontakte brúseného kotúča a obrobku. Tepelne
popustená oblasť je zóna, kde je nižšia hustota
dislokácii, hrubšie karbidy a napätia posunuté do
ťahových. Z predchádzajúcich štúdii vyplýva, že pri
vzorkách tvrdosti 62 HRC k nárastu BN hodnôt
prispieva aj postupný posun tlakových zvyškových
napätí do oblasti ťahu ako aj rozširovanie oblasti
zasiahnutej práve ťahovými napätiami. Všetky tieto
66
aspekty prispievajú k miernemu nárastu BN hodnoty
s postupným opotrebovaním brúsneho kotúča.
Naopak pri tvrdosti vzoriek 40 HRC došlo
k výraznému poklesu hodnôt efektívnej hodnoty BN
z počiatočnej hodnoty 172,8 na hodnotu 59,4 čo
predstavuje pokles o 65,6%. Pri tvrdosti 45 HRC sa
hodnoty zmenili z hodnoty 213,3 na hodnotu 169,9
čo
znamená
pokles
približne
o
20%.
Reprezentujúcou sériou sú vzorky s nominálnou
tvrdosťou 62 HRC, pri ktorej ako jedinej došlo
k nárastu RMS hodnôt a to z hodnoty 147,9 na
hodnotu 370,2 čo činí 2,5 násobný nárast. Výsledky
ukazujú, že pokiaľ pri brúsení ocele tvrdosti 62 HRC
dominuje efekt tepelného popustenia, pri brúsení
ocelí s nižšou tvrdosťou klesajúce BN hodnoty
indikujú práve opačný efekt, t.j. zvýšenie tvrdosti
povrchových vrstiev. Tento efekt sa stáva
výraznejším s rozvojom opotrebenia brúsneho
kotúča vzhľadom na rastúcu teplotu v kontakte
kotúča a obrobku a následné ochladenie takéhoto
povrchu reznou kvapalinou.
s efektom tepelného popustenia. Pri vyšších
prísuvoch do rezu však vzniká rozpor kedy tvrdosť
povrchu klesá, ale hodnota Peak Position rastie [3].
Je treba dodať, že k nárastu RMS hodnoty a polohy
Peak Position prispieva aj napäťový stav, teda
veľkosť a rozloženie zvyškových napätí. Okrem toho
sa ukazuje, že v štruktúre sa nachádza zložka, ktorá
nemá vplyv na tvrdosť povrchu, ale na druhej strane
prispieva k blokovaniu pohybu Blochových stien
a teda nárastu Peak Position.
Obrázok 3 ukazuje, že zmena Peak Position pre
krúžky tvrdosti 40 a 45 HRC je odlišná od krúžkov
tvrdosti 62 HRC. Pri najtvrdšej sérii krúžkov hodnota
Peak Position postupne stúpala z hodnoty 17,1 na
20,8 čo predstavuje vyše 20 % nárast. Pri sérii
krúžkov tvrdosti 45 HRC je nárast vyšší o 55,8 %
a to z hodnoty 9,4 na hodnotu 14,6. Pri sérii krúžkov
tvrdosti 40 HRC ide o najvyšší percentuálny nárast,
ktorý predstavuje skoro 58 %. Z porovnania obr. 2
a 3 vyplýva, že efekt postupného zvyšovania tvrdosti
ktorý dominuje pri brúsení ocelí s nižšou tvrdosťou
korešponduje
s hodnotami
Peak
Position.
Mechanická tvrdosť povrchov teda koreluje
s magnetickou vyjadrenou v hodnote Peak Position.
400
40 HRC
350
45 HRC
300
62 HRC
18
22
16
20
14
18
12
16
150
100
50
0
0
5
10
15
20
Krúžok č.
25
30
35
40
Obr. 2. Vplyv efektívnej hodnoty RMS pre rôzne tvrdosti
vzorky
10
14
40 HRC
45 HRC
8
Peak Position, mA - 62 HRC
200
Peak Position, mA - 40 HRC a 45 HRC
RMS BN, mV
250
12
62 HRC
6
10
0
Ďalším významným parametrom BN je poloha
vrcholu obálky (Peak Position). Peak Position je
parameter ktorý indikuje veľkosť magnetického poľa
pri ktorom intenzita premagnetovania je najvyššia.
Čím je táto hodnota vyššia tým je aj materiál
obvykle mechanicky tvrdší. Súvisí to s vyššou
hustotou dislokácii, hranicami zŕn, sekundárnymi
fázami. Pri mechanicky tvrdších povrchoch aj
veľkosť magnetického poľa, pri ktorom dochádza
k premagnetovaniu je vyššia. Obrázok 3 ukazuje, že
čím je tvrdosť krúžku menšia tým je menšia aj
hodnota Peak Position (po orovnaní brúsneho
kotúča). Obrázok 2 ukazuje, že pri brúsení ocele
tvrdosti 62 HRC Peak Position spočiatku rastie, ale
v neskorších fázach brúsenia sa jeho hodnota
stabilizuje. Tento aspekt je však v protiklade s vyššie
popísaným efektom tepelného popustenia povrchu.
Ako ukazujú obr. 2 a 3, nárast Peak Position
v prípade ocele tvrdosti 62 HRC je v oblasti kedy sa
RMS hodnoty v podstate nemenia. Predchádzajúce
štúdie ukázali, že pri nižších prísuvoch do rezu
hodnota Peak Position klesá a tak korešponduje
5
10
15
20
Krúžok č.
25
30
35
40
Obr. 3. Vplyv polohy vrcholu obálky pre rôzne tvrdosti
vzorky
Na obrázku 4 je znázornený priebeh parametra
FWHM (Ful Width at Half Maximum) v závislosti
na opotrebení brúsneho kotúča, vyjadreného počtom
obrúsených vzoriek. Vo všeobecnosti hodnoty
FWHM nevykazujú závislosť na opotrebení
brúsneho kotúča. Rovnako tak nie je výraznejší
rozdiel medzi materiálmi. Brúsené povrchy tvrdosti
45 a 62 HRC vykazujú však väčší rozptyl údajov
v porovnaní s tvrdosťou 40 HRC. Tento parameter sa
teda na základe pozorovaní javí ako nevhodný pre
monitorizáciu stavu povrchu pre vzorky s rôznym
stupňom opotrebenia a tvrdosti.
Okrem vyššie uvedených parametrov BN je možné
z BN signálu vyextrahovať aj ďalšie parameter ako je
remanentný magnetizmus, koercitívna sila alebo
permeabilita. Tieto parametre však, buď nie sú
citlivé zmenu stavu povrchu, alebo ich priebeh je
podobný ako RMS hodnoty.
67
Niektoré prezentované výsledky, predovšetkým
ohľadne zmien tvrdosti, štruktúry či napätí si
vyžiadajú experimentálnu verifikáciu, čo je aj
cieľom experimentálnych prác v blízkej budúcnosti.
Tieto výstupy preto budú v rozšírenej forme neskôr
prezentované.
40
40 HRC
35
45 HRC
62 HRC
FWHM, mA
30
25
20
POĎAKOVANIE
15
10
0
5
10
15
20
Krúžok č.
25
30
35
Tento článok vznikol za podpory KEGA projektu
005ŽU-4/2014 a projektu SK-CZ-2013-0018.
40
BN, mV
Obr. 4. Vplyv FWHM pre rôzne tvrdosti vzorky
600
500
tepelne neovplyvnený
tepelne ovplyvnená
400
povrch, krúžok č. 3
vzorka, krúžok č. 40
300
200
100
0
-40
-20
0
magnetické pole, mA 20
40
60
Obr. 5 Obalové krivky BN pre tvrdosť 40 HRC, krúžok č. 3 a 40
Na obrázku 5 sú znázornené obalové krivky BN,
vzorky č. 3 a 40 tvrdosti 40 HRC.
Hodnota obalovej krivky klesla z hodnoty
422,8 (mV) na začiatku série na hodnotu 110,6 (mV)
na konci série, čo predstavuje 73,8% pokles.
Veľkosť hodnoty korešponduje s RMS hodnotami
tejto série, keďže aj hodnoty RMS klesali, ako
ukazuje obr. 2. Taktiež došlo k posuvu polohy
vrcholu obálkovej krivky smerom doprava, a to
z hodnoty 8,7 pri treťom krúžku zo série na hodnotu
16,2 pri poslednom krúžku, čo koreluje s hodnotami
na obr. 3, ktoré mali tiež stúpajúcu tendenciu.
LITERATÚRA
[1] MOORTHY, V. et. all.(2001): Evaluation of heat
treatment and deformation induced changes in
material properties in gear steels using magnetic
Barkhausen noise analysis, Conference ICBN 03,
Tampere, Finland.
[2] ČILLIKOVÁ, M., - MIČÚCH, M., NESLUŠAN,M., - MIČIETOVÁ, A. (2013):
Nondestructrive
micromagnetic evaluation of
surface damage after grinding, Manufacturing
technology,Vol.13, No.2, pp. 152-157.
ZÁVER
V strojných zariadeniach sa používajú súčiastky
nielen rôzneho materiálu, ale aj tvrdosti. Súčiastky,
ktoré sú vyrábané majú rozdielne povrchové
a štrukturálne stavy. Tým nežiaducim je možné
predchádzať aj medzioperačnými kontrolami bez
poškodenia povrchu súčiastky, respektíve po
dokončovacích operáciách.
Článok zahŕňa úvodné výsledky experimentu,
zaoberajúceho sa vplyvom opotrebenia brúsneho
kotúča a tepelného spracovania na parametre BN.
Doterajšie výsledky ukazujú, že opotrebenie
brúsneho kotúča ako aj tepelné spracovanie má
výrazný vplyv na parametre BN, ako sú RMS
hodnota, Peak Position, ktorých zmeny sú odlišné
v súvislosti s rozdielnym režimom tepelného
spracovania ako aj v súvislosti s opotrebením kotúča.
[3] NESLUŠAN, M., - DURSTOVÁ, Z. (2013):
Magnetická anizotropia povrchov po indukčnom
kalení, Strojírenská technologie, č. 4, ISSN 12114162, pp. 228-236.
[4] NESLUŠAN, M. a kol. (2013): Barkhausen
noise analysis of surface integrity in grinding of
large bearing rings, NEWTECH 10, ISBN 978-917501-893-5, pp. 253-262.
[5] KARPUSCHEWSKI, B. (1998): Introduction to
micromagnetic techniques. in 1st International
conference of Barkhausen noise and micromagnetic
testing, Hannover, ISBN 978-952-67247-5-1.
68
Príprava polydimetylsiloxánových optických vlákien
a niektoré ich vlastnosti
Ivan Martinček, doc. Mgr., PhD.*
KF, EF ŽU v Žiline,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected]
Peter Gašo, Ing.
KF, EF ŽU v Žiline,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: gaso@ fyzika.uniza.sk
Dušan Pudiš, doc. Ing., PhD.
KF, EF ŽU v Žiline,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected]
Preparation of optical fibers based on polydimethylsiloxane and some their
properties
Abstract:
The paper describes a new drawing technology of optical fibers based on
polydimethylsiloxane (PDMS), The technology allows to prepare the fibers several tens of
centimeters long at diameters from several micrometers to several milimeters. We also analyze some
properties of the prepared fibers as surface smoothness and homogeneity of the longitudinal diameter.
We demonstrate optical transmission properties of prepared fibers and preparation of fiber structures.
Prepared PDMS fibers and fiber structures may find use in fiber optics and sensor technology.
z mäkkých polymérov, ako napr. z PDMS tak, že sa
vytvárajú odliatky pevných preforiem. Preformy sú
obyčajne vytvárané technikami fotolitografie
s cieľom vytvoriť vzor pre formu. Formy sa potom
získavajú vytvrdnutím napr. prepolyméru PDMS na
pripravenej preforme [5].
Jedna z nových technológií, ktorá umožňuje vytvárať
optické vlnovody v PDMS je technológia UV
ožiarenia PDMS ortuťovou výbojkou cez konvenčnú
kremennú masku.. Táto technológia umožňuje
vytvárať v PDMS rôzne vlnovody a vlnovodné
prvky, ako napr. Y-deliče [6].
Nevýhodou uvedených technológií je, že veľmi
ťažko dokážu v PDMS vytvárať optické vlnovody
kruhového prierezu také, ako sú optické vlákna.
Optické vlákna sú pritom veľmi často používaným
optickým prvkom vo vlnovodnej optike, a preto
z hľadiska prepojenia a integrácie PDMS optických
vlnovodov s optickými vláknami je vhodné, aby sa
vytvárali aj PDMS vlnovody s kruhovým prierezom.
Potenciálna technológia, ktoré umožňuje pripraviť
PDMS optické vlnovody kruhového prierezu existuje
a je založená na tvarovaní, spájaní a skladaní vlákien
sacharózy v PDMS. Jej nevýhodou je, že pomocou
nej je obtiažne pripraviť kanáliky s menším
priemerom ako 30 mikrometrov a zatiaľ nie je
ÚVOD
Polydimetylsiloxán (PDMS) je silikónový elastomér,
ktorého vlastnosti sú veľmi atraktívne pre rôzne
optické aplikácie. PDMS je priehľadný materiál v
širokom spektrálnom rozsahu, je chemicky inertný,
tepelne stabilný, priepustný pre plyny, izotrópny a
homogénny, jednoducho sa pripravuje, ľahko sa ním
pracuje a má zaujímavé reologické vlastnosti.
Vo vlnovodnej optike sa PDMS často používa na
prípravu optofluidných vlnovodov, pretože má
vhodné chemické a optické vlastnosti a umožňuje
jednoduchú a rýchlu výrobu prototypov [1].
V súčasnosti sa PDMS vlnovodom venuje značná
pozornosť, pretože majú potenciál na vytváranie
prepojení medzi fotonickými, mikrofluidnými
a elektronickými zariadeniami, ako je napr.
monolitická integrácia optických vlnovodov
s kvapalnými kanálmi
[2], vytváranie PDMS
zúžených optických vlákien integrovaných na
optické vlákna z taveného kremeňa [3], alebo
vytváranie optických prepojení na základe
elektricko-optických obvodov [4].
Základná technológia, ktorá sa v súčasnosti využíva
na vytváranie optických vlnovodov z PDMS je
technológia mäkkej litografie. Mäkká litografia
zahŕňa techniky, pri ktorých sa vytvárajú formy
69
známe, či umožňuje pripraviť vlnovody s PDMS
jadrom s dĺžkami väčšími ako centimetre [7].
PDMS optické vlákna s kruhovým prierezom je
možné pripraviť technológiou odlievania vo
voskovej preforme. Táto technológia však zatiaľ
umožnila pripraviť PDMS vlákna s priemerom len
stovky mikrometrov a v dĺžkach len niekoľko
milimetrov, čo sú značne obmedzujúce parametre
pre využitie PDMS vlákien vo vláknovej optike [8].
V tomto článku popisujeme novú patentovanú
technológiu prípravy PDMS optických vlákien, ktorá
je založená na vyťahovaní vlákien z čiastočne
vytvrdnutého PDMS. Taktiež sa venujeme
charakterizácii
niektorých
geometrických
a
optických vlastností pripravených vlákien.
Zvýšením teploty vytvrdzovania nad 100oC je možné
vytvrdzovací čas PDMS skrátiť i na niekoľko
sekúnd.
TECHNOLÓGIA PRÍPRAVY PDMS
VLÁKIEN
Z dôvodu stabilizácie geometrických parametrov
pripravených PDMS vlákien sme ich vytvrdzovací
proces urýchlili ich zahriatím na 120 oC. Pri tejto
teplote dochádza k vytvrdnutiu ťahaných vlákien
približne do 2 sekúnd od ich vytiahnutia.
Obr. 1 Schematické znázornenie prípravy PDMS vlákien.
Na prípravu PDMS optických vlákien je možné
použiť rôzne druhy optických silikónov. My sme
použili silikón Sylgard 184 (Dow Corning), ktorý sa
skladá z dvoch tekutých zložiek. Po zmiešaní
prepolyméru (časť A) a vytvrdzovacieho činidla
(časť B) v pomere 10 : 1 sa v nádobe pripravený
elastomér nechá vytvrdzovať 8 až 9 hodín pri izbovej
teplote. Za túto dobu elastomér vytvrdne do stavu,
pri ktorom je možné z neho vyťahovať vlákna.
Vlákna z čiastočne vytvrdnutého PDMS sme
pripravovali pomocou plastovej tyčky, ktorá sa
ponorila do misky s PDMS a potom sa dvíhala
smerom hore. Na tyčku sa PDMS prichytil a pri jej
dvíhaní smerom hore sa medzi tyčkou a PDMS v
nádobe formovalo PDMS vlákno. Priemer
pripravovaného vlákna závisí od viskozity PDMS,
od
rýchlosti
ťahania
vlákna,
od dĺžky
pripravovaného vlákna a taktiež od množstva PDMS
prichyteného na tyčku. Z uvedeného vyplýva, že
popisovaná technológia prípravy PDMS vlákien je
veľmi variabilná a priemer a dĺžka pripravovaných
vlákien závisí od niekoľkých parametrov ťahania.
Touto technológiou je možné pripravovať vlákna
o rôznych priemeroch a v dĺžkach i niekoľkých
metrov. K vytvoreniu požadovaných PDMS vlákien
je možné dopracovať sa rôznymi postupmi ťahania,
ktoré sú predmetom ďalšieho výskumu. Schematické
znázornenie prípravy PDMS vlákien je znázornené
na obr.1.
Vytvrdzovací proces PDMS je závislý od teploty. Pri
teplote 25oC dochádza k vytvrdnutiu PDMS
približne po 48 hodinách od zmiešania prepolyméru
a vytvrdzovacieho činidla [9]. Čas vytvrdzovania je
však možné podstatne skrátiť zvýšením teploty
PDMS. Napríklad, pri teplote 100 oC sa čas
vytvrdzovania skráti na 1 minútu [9]. Maximálna
teplota, ktorej dokáže PDMS odolávať je až 260 oC.
NIEKTORÉ VLASTNOSTI PDMS
VLÁKIEN
Popisovanou technológiou sme pripravili PDMS
vlákna rôznych priemerov a dĺžok. V závislosti od
rýchlosti ťahania čiastočne vytvrdnutého PDMS sme
pripravovali vlákna s priemermi od niekoľkých
milimetrov do niekoľkých mikrometrov. Na obr.2 sú
pre ilustráciu zobrazené vlákna s troma rozdielnymi
priemermi.
Obr. 2 PDMS vlákna s rôznymi priemermi.
Ako vidieť na obr. 2, pripravené vlákna majú na
snímkach z optického mikroskopu mikroskopicky
hladký povrch. To je dôležitá vlastnosť pre optické
vlákna, nakoľko v prípade nehomogénneho povrchu
optických vlákien dochádza na ňom k rozptylu
optického žiarenia a vzrastá tlmenie optického
vlákna. Podrobnejšie zobrazenie povrchu PDMS
optického vlákna je na obr. 3, kde je vlákno
zobrazené pomocou elektrónového mikroskopu. Ani
na tomto snímku nie je vidieť na vlákne výrazné
nehomogenity povrchu vlákna.
70
a podobne. Takéto štruktúry môžu nájsť uplatnenie
pri vytváraní rôznych optických vláknových prvkov
a senzorov.
Prenosové optické vlastnosti PDMS vlákien ilustruje
obr. 5, na ktorom je zobrazený koniec 2 cm dlhého
PDMS vlákna s priemerom 45 m, ktoré je napájané
žiarením z halogénovej žiarovky. Na obr. 5 vidíme,
že optické žiarenie je približne rovnomerne
rozložené po celom priereze optického vlákna.
Obr. 3 Povrch PDMS vlákna nasnímaný elektrónovým
mikroskopom.
Ďalším dôležitým parametrom optických vlákien je
homogénnosť priemeru optického vlákna. Na obr. 4
je znázornená zmena priemeru 37 mm dlhého úseku
PDMS vlákna. Na tomto úseku má PDMS vlákno
stredný priemer 45,2 m a priemer vlákna sa mení
v intervale od 44,2 m do 46,4 m. Nameraná
fluktuácia priemeru vlákna bude zvyšovať tlmenie
prenášaného optického signálu z dôvodu rozptylu
optického žiarenia na rozhraní jadro-plášť a toto
tlmenie sa bude pridávať k tlmeniu signálu, ktoré
vzniká v dôsledku materiálovej absorpcie.
50 µm
Obr. 5 Výstup PDMS vlákna bez napájania (vľavo) a
napájaného na vstupe žiarením z halogénovej žiarovky
(vpravo).
Normovaný signál optického spektra vlákna z obr. 5
v rozsahu vlnových dĺžok od 400 do 880 nm je
zobrazený na obr. 6. Z obr. 6 vidieť, že skúmané
vlákno má najnižšie tlmenie v okolí vlnovej dĺžky
770 nm. Pod 400 a nad 900 nm optická absorpcia
PDMS vzrastá [9], čo dokumentuje aj obr.6, kde
v okolí spomínaných vlnových dĺžok dochádza
k poklesu prenášaného optického signálu.
Obr. 4 Závislosť priemeru PDMS optického vlákna od
pozdĺžnej súradnice.
Koeficient absorpcie optického žiarenia optických
silikónov vo viditeľnej oblasti spektra nadobúda
priemerné hodnoty okolo 0,5 dB/cm [9].
V porovnaní s optickými vláknami z taveného
kremeňa, ktorých koeficient absorpcie je v priemere
0,2 dB/km na vlnovej dĺžke 1550 nm sa nedá
očakávať, že PDMS optické vlákna nájdu uplatnenie
pri vedení optického žiarenia na dlhé vzdialenosti.
PDMS má však v porovnaní s taveným kremeňom
výborné elastické vlastnosti, napríklad, PDMS je
možné deformovať v ťahu aj o viac ako 100%. Preto
je možné využívať PDMS bez obáv jeho prasknutia
pri návrhu rôznych vláknových štruktúr, ako je
vytváranie rôznych slučiek na optických vláknach
Obr. 6 Normovaný signál spektra PDMS optického vlákna.
Ako bolo spomínané vyššie, PDMS je elastický
materiál, čo umožňuje z PDMS vlákien vytvárať
rôzne vláknové štruktúry. Pre ilustráciu možností
PDMS vlákien sú na obr. 7 zobrazené vytvorené
kruhové závity na PDMS vlákne s priemerom 15m.
Závity na obr. 7 majú priemer 85 m (dolný
obrázok) a 145 m (horný obrázok). Takéto závity je
z kremenných vlákien rovnakého priemeru obtiažne
vytvárať z dôvodu krehkosti kremenného skla.
71
LITERATÚRA
[1] D. PSALTIS, S. R. QUAKE, C. YANG. (2006) :
Developing optofluidic technology through the
fusion of microfluidics and optics, Nature 442, 381386 .
[2] V. LIEN, Y. BERDICHEVSKY, Y.-H. LO
(2004) : A prealigned process of integrating optical
waveguides with microfluidic devices, IEEE Photon.
Technol. Lett. 16(6), 1525-1527 .
[3] I. MARTINCEK, D. PUDIS, P. GASO (2013) :
Fabrication and optical characteristics of strain
variable PDMS biconical optical fiber taper, IEEE
Photon. Technol. Lett. 25(21), 2066-2069 .
[4] S. K, D. CAI, E. RABE, A. NEYER (2007) :
PDMS-based optical waveguide layer for integration
in electrical–optical circuit boards, Int. J. Electron.
Commun. 61, 163-167 (2007).
[5] P. KIM, K. W. KWON, M. C. PARK, S. H.
LEE, S. M. KIM, K. Y. SUH (2008) : Soft
lithography for microfluidics: a review, Biochip
Journal 2(1), 1-11 .
[6] S. VALOUCH, H. SIEBER, S. KETTLITZ, C.
ESCHENBAUM,
U.
HOLLENBACH,
U.
LEMMER (2012) : Direct fabrication of PDMS
waveguides via low-cost DUV irradiation for optical
sensing, Opt. Express 20 (27), 28855-28861 (2012).
[7] J. LEE, J. PAEK, J. KIM (2012) : Sucrose-based
fabrication
of
3D-networked,
cylindrical
microfluidic channels for rapid prototyping of labon-a-chip and vaso-mimetic devices, Lab Chip
12(15), 2638-2642
[8] P. KIM, K. W. KWON, M. C. PARK, S. H.
LEE, S. M. KIM, K. Y. SUH (2008) : Soft
lithography for microfluidics: a review, Biochip
Journal 2(1), 1-11 .
[9] S. V ALOUCH, H. SIEBER, S. KETTLITZ,
C. ESCHENBAUM, U. HOLLENBACH, U.
LEMMER (2012) : Direct fabrication of PDMS
waveguides via low-cost DUV irradiation for optical
sensing, Opt. Express 20 (27), 28855-28861 .
Obr. 7 Kruhové závity na PDMS vlákne.
Závitové vláknové štruktúry môžu nájsť využitie pri
vytváraní rôznych typov optických vláknových
rezonátorov.
Poďakovanie
Táto práca bola čiastočne podporená Slovenskou
národnou grantovou agentúrou VEGA 1/0528/12 a
VEGA 1/0491/14 a Agentúrou na podporu výskumu
a vývoja APVV 0395-12.
Autori ďakujú za podporu projektu VaV, operačného
programu Centrum excelentnosti výkonových
elektronických systémov a materiálov pre ich
komponenty II No. OPVaV-2009/2.1/02-SORO,
ITMS 26220120046. Projekt je financovaný zo
zdrojov ES, ERDF - Európsky fond regionálneho
rozvoja.
ZÁVER
V tomto článku popisujeme novú technológiu
prípravy PDMS optických vlákien, ktorá je založená
na ťahaní čiastočne vytvrdnutého PDMS.
Technológia je veľmi jednoduchá a prakticky
nevyžaduje žiadne náročné technologické postupy
a zariadenia. Umožňuje pripravovať PDMS vlákna
s kruhovým prierezom s priemermi od niekoľkých
mikrometrov do niekoľkých milimetrov v dĺžkach
desiatok centimetrov.
PDMS je materiál s niekoľkonásobne lepšími
elastickými vlastnosťami ako sú optické sklá a
väčšina polymérov, ktoré sa používajú na prípravu
optických vlákien. Z PDMS vlákien je preto možné
jednoduchšie vytvárať rôzne ohnuté a skrútené
vláknové štruktúry.
Domnievame sa, že pomocou popísanej technológie
je možné vytvárať PDMS optické vlákna a PDMS
vláknové štruktúry s jedinečnými geometrickými
a reologickými vlastnosťami. PDMS optické vlákna
majú preto veľký potenciál pri vytváraní nových
typov optických vláknových zariadení a senzorov.
72
Štúdium vplyvu opotrebenia nástroja na
veľkosť magnetickej anizotropie po tvrdom
frézovaní
Tomáš Hrabovský, Ing.*
KOVT, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected], tel.: 041/513 2826
Miroslav Neslušan, Prof. Dr. Ing.
KOVT, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected], tel.: 041/513 2826
Kamil Kolařík, Ing. PhD.
Katedra inženýrství pevných látek, Fakulta jaderná a fyzikálně inženýrská, ČVUT Praha,
Trojanova 13, 120 00 Praha2.
E-mail: [email protected], tel.: 042/ 224358606
Influence of tool wear on magnetic anisotropy after hard milling
Abstract: Barkhausen noise is magnetic method, very often applied for non-destructive testing of
surface. This paper deals with application this method for evaluation of surface anisotropy after hard
milling. Experiments were carried out on bearing steel 100CrMn6 hardened 45, 55, 63 HRC and one
series without hardening. The analysis contains comparison of RMS values for five different hardness
and tool wear after hard milling operations.
Susediace feromagnetické domény oddeľujú
takzvané Blochove steny (BW). Pôsobením
vonkajšieho magnetického poľa dochádza ku zmene
orientácie magnetických domén cestou najmenšieho
odporu (obr. 1) [2].
ÚVOD
U feromagnetických materiálov v mikroskopických
rozmeroch, pri teplotách nižších ako Curieho teplota
a bez pôsobenia vonkajšieho magnetického poľa,
existujú oblasti s rovnomerne orientovanými
magnetickými momentmi. Tieto oblasti sa nazývajú
feromagnetické domény alebo domény Weiss [1].
tlak
nevratné
Barkhausenove
skoky
Blochove
steny
ťah
Feromagnetické
domény
Hc - tlak
Hc - ťah
obalová krivka
Barkhausenovho šumu
Susediace domény
Mmax - ťah
Mmax - tlak
Blochova stena
Zmena magnetickej
orientácie založená
na orientácii
Blochovej
steny
jeden skok
Obr. 2. Nespojité zmeny hysteréznej slučky a vplyv napätí
na Barkahusenov šum [2]
Obr. 1. Usporiadanie domén vo feromagnetickom materiály
s detailom Blochovej steny [2]
73
Pohyb BW a domén je obvykle blokovaný
precipitátmi a rôznymi poruchami kryštalografickej
mriežky v materiály, čo spôsobí ich nespojitý
a nevratný pohyb, ktorý možno pozorovať na
hysteréznej slučke (obr. 2).
Táto meracia technika je zväčša využívaná na
hodnotenie integrity povrchu po brúsení. Vďaka
vysokej citlivosti na zmeny v meranom povrchu
vytvorenom pomocou brúsenia a poznatkom
o mechanizme vytvárania brúseného povrchu je
možné korelovať výstupné RMS hodnoty
s konkrétnym stavom povrchu. Preto je možné
identifikovať napr. brúsne spáleniny ktoré vykazujú
omnoho vyššie RMS hodnoty, v dôsledku tepelného
popustenia povrchových vrstiev, kedy sa znižuje
tvrdosť a tomu odpovedajúca hustota dislokácii
[3,4].
V praxi je dnes možné pozorovať snahu
o nahradzovanie brúsenia tvrdým sústružením a
frézovaním. Avšak oproti brúseniu vzniká odlišný
mechanizmus vytvárania triesky a oveľa vyššie
teploty v mieste rezu s narastajúcim opotrebením
nástroja. Takýto stav povrchu nemožno zatiaľ presne
špecifikovať pomocou Barkhausenovho šumu ako
tomu je po brúsení.
Predkladaný článok sa preto venuje problematike
vplyvu opotrebenia nástroja na veľkosť magnetickej
anizotropie
meranej
metódou
magnetického
Barkhausenovho šumu (MBN) po tvrdom frézovaní
a jej využití na hodnotenie integrity povrchu po
tvrdom obrábaní.
Rezné parametre: ap = 0,25 mm, vf = 112 mm.min-1,
n = 500 min-1.
a) ostrá rezná platnička
VB = 0,05 mm
b) VB= 0,40 mm
c) VB= 0,60 mm
d) VB= 0,74 mm
Obr. 3 Ukážka opotrebenia VB vybranej reznej platničky
číslo 2. Zaznamenanej kamerou AxioCam ERc5c, zv. 10x
Podmienky experimentov pre MBN:
zariadenie: Rollscan 300,
analyzovaná frekvencia: 10 až 1000 kHz,
magnetické napätie: 10 V,
magnetická frekvencia: 125 Hz.
Meracia sonda bola prikladaná k povrchu v dvoch
smeroch (obr. 4) v tangenciálnom (silný signál)
a axiálnom (slabý signál).
PODMIENKY EXPERIMENTOV
Frézovanie:
Experimentálne skúšky boli vykonané na 20
plochých vzorkách v štyroch sériach z ocele EN
100CrMn6 (STN 14209) o rozmere 90x40x5 mm,
kde jedna séria bola nekalená a ostatné boli
objemovo zakalené na tvrdosť 45, 55 a 62 HRC.
Režim tepelného spracovania:
teplota austenitizácie 830 °C – kalenie do oleja 62 °C
popúšťanie v ochrannej atmosfére:
 62 HRC – pri 160 °C po dobu 2 hodín
 55 HRC – pri 310 °C po dobu 2 hodín
 45 HRC – pri 470 °C po dobu 2 hodín
Stroj: frézka FA4 AV, bez reznej kvapaliny,
Nástroj: spekaný karbid R300-1240E-PM, frézovacia
hlavica R300-050Q22- 12M 262489 s Ø 50mm
a použitými 2 reznými platničkami, pred začiatkom
pokusu boli pripravené rezné platničky s
opotrebením nástroja na chrbte VB o veľkosti 0,05
0,2 0,4 0,6 a 0,74 mm (obr. 3).
Obr. 4 Natočenie sondy MBN pri meraní
VÝSLEDKY EXPERIMENTOV
Barkhausenov šum (BN) je citlivý na zmenu
napätostného stavu, štruktúry a mikrotvrdosti
materiálu, ako prezentuje vo svojom článku
Karpuchewski [5]. Zmenšujúcu sa veľkosť BN
s narastajúcou tvrdosťou možno pozorovať na obr. 5.
Túto zmenu možno vysvetliť tým, že s klesajúcou
tvrdosťou sa zmenšuje hustota dislokácii, dochádza
k hrubnutiu karbidov a uvoľňovaniu napätí čo vplýva
na pohyblivosť BW a veľkosť RMS hodnôt.
74
s narastajúcim opotrebením sa tento rozdiel zväčšuje
čo možno pozorovať aj na obr. 9 ktorý prezentuje
stúpajúci charakter ich anizotropie.
1000
900
800
RMS (mV)
700
600
1600
500
1400
400
Axi
1200
RMS (mV)
300
200
100
0
Nekalená
45
55
62
Tang
1000
800
600
400
Tvrdosť (HRC)
200
Obr. 5 Vplyv tvrdosti materiálu na veľkosť RMS hodnôt
0
Obr. 6 prezentuje vplyv opotrebenia nástroja na
chrbte VB na veľkosť RMS hodnôt u nekalených
vzoriek. Z obrázku možno pozorovať, že až do
opotrebenia VB = 0,4 mm nenastáva veľký rozdiel
v tangenciálnom
a axiálnom
smere.
Ale
0,05
0,2
0,4
0,6
0,74
VB (mm)
Obr. 6 Vplyv opotrebenia nástroja na veľkosť RMS hodnôt
nekalených vzoriek
BNA (mV)
Magnetizačný prúd (mA)
VB = 0,40 mm
VB = 0,73 mm
VB = 0,015 mm
VB = 0,40 mm
VB = 0,73 mm
BNT (mV)
Magnetizačný prúd (mA)
VB = 0,015 mm
Obr. 7 BN signál zaznamenaný na vzorkách tvrdosti 45 HRC
Z porovnania obr. 7 a 8 vyplýva, že vzorky tvrdosti
45 HRC, v počiatočnom štádiu opotrebenia, emitujú
oveľa nižšie BN hodnoty ako nekalené v oboch
smeroch. S narastajúcim opotrebením dochádza
k sekundárnemu zakaleniu povrchovej vrstvy
(zvýšenie hustoty dislokácii, zjemnenie štruktúry)
a nastáva mierny pokles hodnôt v axiálnom (BNA) a
tangenciálnom (BNT) smere. Avšak od hodnoty
VB = 0,4 mm (obr. 3b) BNT prudko rastú, až do
opotrebenia VB = 0,73 mm kedy BNA a BNT klesnú
na menšiu hodnotu ako pri počiatočnom opotrebení.
Priebeh anizotropie možno lepšie pozorovať na
obr. 9, kde nekalené vzorky majú stúpajúci charakter
a naopak vzorky tvrdosti 45 HRC klesajúci. Takýto
klesajúci charakter je spôsobený vznikom hrubších
bielych (obr. 10b) vrstiev na povrchu čo indikuje
prekročenie austenitizačnej teploty, ktorá v podstate
odpovedá Curieho teplote.
Pri tvrdom obrábaní dochádza v mieste rezu
k prekročeniu Curieho teploty, čo spôsobí narušenie
doménového usporiadania ktoré po ochladení je
preferenčne orientované v smere reznej rýchlosti.
Z toho dôvodu sú vysoké hodnoty BNT získané
vďaka vhodnej orientácii BW v smere reznej
rýchlosti. Na druhú stranu hranice zŕn zvyčajne
tvoria silnú prekážku prti pohybu BW. Veľmi jemná
75
s narastajúcim opotrebením. Možno tiež pozorovať
že RMS hodnoty sa s narastajúcou tvrdosťou utlmujú
čo spôsobuje vznik tzv. sendvičovej štruktúry ktorá
je tvorená bielou vrstvou, teplom ovplyvnenou
oblasťou a základným materiálom. S narastajúcou
tvrdosťou a zväčšujúcim sa opotrebením VB sa
vytvárajú hrubšie biele vrstvy na povrchu ktoré
spôsobujú útlm signálu.
štruktúra, má obvykle veľmi nízke hodnoty BN kvôli
malej pohyblivosti BW. Avšak ak hrúbka BW je
menšia ako veľkosť zrna, BW nie je blokovaná
hranicami zŕn a môže sa teda ľahšie pohybovať
v štruktúre [6].
1600
1400
Axi
1200
RMS (mV)
Tang
1000
ZÁVER
800
Z výsledkov meraní možno konštatovať že vplyvom
opotrebenia nástroja dochádza k modifikácii
povrchových vrstiev vzoriek čo spôsobí zmenu
mikromagnetických
vlastností
povrchu.
Ak
porovnáme RMS hodnoty na neopracovaných
plochách (obr. 5), ktoré sa pohybujú okolo 90mV,
a opracovaných plochách, tak môžeme zaznamenať
niekoľkonásobný
nárast
zapríčinený
práve
veľkosťou
opotrebenia
nástroja.
Vplyvom
opotrebenia a tvrdosti začnú vznikať plochy ktoré sú
v smere reznej rýchlosti mechanicky tvrdé, ale
magneticky mäkké.
Bližšia analýza je predmetom ďalšieho skúmania.
600
400
200
0
0,05
0,2
0,4
0,6
0,74
VB (mm)
Obr. 8 Vplyv opotrebenia nástroja na veľkosť RMS hodnôt
vzoriek tvrdosti 45 HRC
12
Nekalená
10
45 HRC
Anizotropia
8
6
4
2
Poďakovanie
Tento článok vznikol za finančnej podpory projektu
SK-CZ-2013-0018
„Využitie
magnetickej
a
napäťovej anizotropie pri štúdiu integrity
povrchu“.
0
0,05
0,2
0,4
0,6
0,74
VB (mV)
Obr. 9 Pomer RMS hodnôt v tangenciálnom a axiálnom
smere pri tvrdosti 175 HB a 45 HRC
LITERATÚRA
[1] KARPUSCHEWSKI, B. – BLEICHER, O. –
BEUTNER, M. (2011) : Surface integrity inspection
on gears using Barkhausen noise, 1st CIRP
Conference on Surface Integrity (CSI)
[2] ABUKU, S. – CULLITY, R. D.(1971) :
A magnetic method for the determination of residual
stress, Exp. Mech. 11,
[3] ČILLIKOVÁ, M., NESLUŠAN, M., KOLAŘÍK,
K., MIČUCH, M. (2014) : Detection of Surface
Damage after Grinding of Large Case–hardened
Bearing Rings, Key Engineering Materials Vol. 581,
str. 205-210
[4] HRABOVSKÝ, T. NESLUŠAN, M. (2013)
Niektoré aspekty nedeštruktívneho hodnotenia
povrchov po tvrdom obrábaní v podmienkach výroby
ložísk pre veterné elektrárne, PROMATEN, ISBN
978-80-260-5250-0, str. 52-59,
[5] KARPUCHEWSKI, B. (2002): Introduction to
micro magnetic techniques, ICBM1 report Hanover,
[6] HRABOVSKÝ, T. NESLUŠAN, M. MIČIETA,
B. ČILLIKOVÁ, M. MIČIETOVÁ, A. (2014) :
Barkhausen noise emission of surfaces produced by
hard milling process, Manufacturing technology,
Vol. 14, No.1, ISSN 1213-2489
a) VB = 0,05 mm
b) VB = 0,40 mm
Obr. 10 Mikroštruktúra frézovaného povrchu vzoriek
tvrdosti 45 HRC, Nital 5%, zv. 500x
12
10
45 HRC
Anizotropia
55 HRC
8
62 HRC
6
4
2
0
0,05
0,2
0,4
0,6
0,74
VB (mV)
Obr. 13 Pomer RMS hodnôt v tangenciálnom a axiálnom
smere pri tvrdosti 55 HRC a 63 HRC
S narastajúcou tvrdosťou obrábaného materiálu sa
zvyšuje teplota v mieste rezu a už pri počiatočnom
opotrebení vzniká magnetická anizotropia (obr. 11).
Novo vzniknutá magnetická anizotropia má u oboch
tvrdostí 55 a 62 HRC klesajúci charakter
76
Gigacyklové únavové vlastnosti izotermicky
zušľachtených liatin s guľôčkovým grafitom
Peter Kopas, Ing., PhD. *
KAME, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 41 513 2984
Lenka Jakubovičová, Ing., PhD.
KAME, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 41 513 2984
Gigacycle fatigue properties of austempered ductile iron
Abstrakt: V príspevku sú hodnotené a navzájom porovnávané únavové vlastnosti liatiny
s guľôčkovým tvarom grafitu spolu s jej izotermicky zušľachtenými variantami. Experimentálne
overovanie životnosti týchto liatin bolo situované do oblasti ultra vysokého počtu cyklov zaťažovania
(N  1.106 až N  1.109) pri aplikácii vysokofrekvenčného cyklického zaťažovania (f = 20 kHz, T =
20  5 °C, R= -1).
namáhané prevodové skrine, kľukové hriadele pre
osobné a nákladné automobily a mnohé iné vysokonamáhané súčiastky [4, 5].
Pre únavu materiálu ako novodobú vednú disciplínu
dodnes neexistuje univerzálna, teoreticky aj
experimentálne doložená teória, ktorá by nám
v plnom rozsahu dovolila skúmať všetky faktory
ovplyvňujúce tento jav. Súčasný pokrok vo vede
a výskume v tejto oblasti vedie k tomu, aby skúšky
zisťujúce únavové charakteristiky boli efektívne
a ekonomické zároveň, pričom sa musia plne
rešpektovať zákonitosti, ktoré prebiehajú v procese
únavy a získané poznatky aplikovateľné v praxi.
Všetky skúšky na únavu vedú k tomu, aby sa čo
najpresnejšie zistila prevádzková únavová životnosť.
Jej odhad vyžaduje znalosti o únavových vlastnostiach materiálu a prevádzkovom zaťažení. Cieľom
je vhodne použiť metódu, ktorá by informatívne
znalosti uviedla do súvislostí a poskytla nám informácie o životnosti súčiastky [6-8].
Materiály súčiastok alebo konštrukcií z hľadiska ich
odolnosti voči únavovému porušeniu možno
posudzovať dvoma spôsobmi. Prvý spôsob je
použiť pre hodnotenie únavovej odolnosti celkovú
únavovú životnosť materiálu (N = Ni + Np); tu
prichádzajú do úvahy dva postupy, a to: strain-life
approach, známy ako Manson-Coffinov diagram
ap = f(N), vhodný pre oblasť nízkocyklovej únavy
a stress-life approach, známy ako Wöhlerov
diagram a = f(N) pre oblasť vysokocyklovej
únavy. Druhým spôsobom je posudzovanie
odolnosti materiálu voči únavovému porušovaniu
len z hľadiska šírenia únavovej trhliny Np, defecttolerant approach, da/dN = f(Ka). Pre oblasť
ÚVOD
Izotermicky zušľachtená liatina s guľôčkovým
tvarom grafitu (ADI) partrí medzi novšie typy
liatiny, ponúkajúce konštruktérom výnimočnú
kombináciu pevnosti, húževnatosti a odolnosti proti
opotrebeniu [1]. V súčasnej dobe sa neustále zvyšujú
požiadavky na výrobky strojárenského priemyslu
z pohľadu parametrov výkonu, únavovej životnosti
a spoľahlivosti. Z týchto požiadavok vyplývajú tiež
nutne vyššie nároky na konštrukčné a nástrojové
materiály s vysokou pevnosťou pri zachovaní
dostatočnej húževnatosti. Požiadavky praxe sú preto
zamerané práve na oblasť takých druhov materiálov,
ktoré dokážu splniť spomínané kritériá a súčasne by
dokázali mať vyššiu odolnosť voči rozmanitým
druhom namáhania a opotrebovania. V tomto smere
sa javí ako vhodný a perspektívny materiál ADI
liatina [2].
Izotermicky zušľachtená tvárna liatina je takmer
dvakrát pevnejšia než zvyčajné normované druhy
tvárnej liatiny pri zachovaní vysokej ťažnosti
a húževnatosti. Izotermicky zušľachtené tvárne
liatiny majú navyše mimoriadnu odolnosť proti
opotrebeniu a vysokú medzu únavy, čo umožňuje
znížiť hmotnosť súčiastky a náklady na rovnaký
alebo vyšší výkon [3].
Mimoriadne vlastnosti ADI sú získané presne riadeným
postupom tepelného spracovania (izotermické
zušľachťovanie), ktorým sa získa unikátna štruktúra
matrice, tvorená acikulárnym feritom, zvyškovým
(vysokouhlíkovým) austenitom a grafitom [4].
Praktické využitie ADI je pomerne široké. Vyrábajú
sa z nich napríklad rotory elektrických generátorov,
ložiskové skrine železničných vagónov, vysoko77
vysokocyklovej únavy je charakteristický Wöhlerov
diagram a = f(N), z ktorého je určovaná podľa
stávajúcich kritérií pre ocele, liatiny a ostatné
konštrukčné materiály medza únavy c pri
vzťažnom počte cyklov od Nc = 2.106 do N = 1.107
cyklov [6, 9, 10].
ISTOL 100/100. Získané mechanické charakteristiky
uvedené v tab. 2 sú výsledkom tepelného
spracovania, ktoré bolo realizované na základnom
materiály (ZM). Pre dosiahnutie ADI so štruktúrou
tvorenou prevažne dolným bainitom (ozn. DB) bol
zvolený nasledovný režim tepelného spracovania:
austenitizácia pri teplote 920 °C, počas 30 minút
s následnou izotermickou transformáciou v soľnom
kúpeli pri teplote 320 °C počas 90 minút
s dochladením na vzduchu. Za účelom dosiahnutia
ADI so štruktúrou tvorenou prevažne horným bainitom
(ozn. HB) bol cielene zvolený režim tepelného
spracovania: austenitizácia pri teplote 920 °C, počas 30
minút s následnou izotermickou transformáciou
v soľnom kúpeli pri teplote 420 °C počas 50 minút
s dochladením na vzduchu.
Charakteristické mikroštruktúry experimentálne
overovaných liatin sú dokumentované na obr. 1 až
obr. 3.
MATERIÁL A EXPERIMENTY
Experimentálne zisťovanie únavovej odolnosti, t.j.
závislosť a = f(N) v oblasti veľmi vysokého počtu
cyklov zaťažovania (N = 1.107 ÷ 1.1010 cyklov) pre
LGG a ADI liatiny, boli realizované na skúšobnom
zariadení KAUP-ŽU Žilina, pri vysokofrekvenčnom
cyklickom zaťažovaní (frekvencia f = 20 kHz,
T = 20 ± 5 °C s chladením skúšobných tyčí destilovanou vodou s prídavkom antikorózneho inhibítora,
striedavý súmerný cyklus ťah - tlak sínusového
charakteru R = -1).
Chemické zloženie a mechanické charakteristiky pre
základný materiál označený ako ZM a materiál po
tepelnom spracovaní označený ako HB (ADI so
štruktúrou horného bainitu) a DB (ADI so štruktúrou
dolného bainitu) sú uvedené v tab. 1 a tab.2.
Tab. 1 Chemické zloženie experimentálneho
materiálu
hmotnostné %
C
Si
Mn
S
P
3,57
2,72
0,97
0,022
0,05
Mg
Cu
Ni
Mo
Cr
0,044
0,93
0,74
0,037
0,08
Obr. 1 Mikroštruktúra feriticko-perlitickej LGG, základný
materiál (ZM), lept. 3 % Nital
Tab. 2 Mechanické vlastnosti experimentálneho
materiálu
Experimentálny materiál
Medza pevnosti
Rm [MPa]
základný materiál (ZM)
722
tepelne spracovaný materiál
s mikroštruktúrou
horného bainitu (HB)
980
tepelne spracovaný materiál
s mikroštruktúrou
dolného bainitu (DB)
1159
Obr. 2. Mikroštruktúra ADI s matricou tvorenou dolným
bainitom (DB), ADI 320 °C/90, lept. Beraha-Martenzit, zv.
500x
Experimentálny materiál (liatina s guľôčkovým
grafitom) bol tavený a odliaty do pieskových foriem
v tvare dosiek s rozmermi 300 x 120 x 25 mm
v strednofrekvenčnej elektrickej indukčnej peci typu
78
konštatovať, že únavová životnosť všetkých
experimentálnych materiálov má klesajúcu tendenciu
so zvyšujúcim sa počtom cyklov. So znižujúcou sa
amplitúdou vzrastie počet cyklov do lomu a skúška
vždy končí únavovým lomom. a medzi počtom
cyklov 107 a 1010 základného materiálu a horného
bainitu je približne 180 MPa a dolného bainitu je
takmer 200 MPa. Pri počte cyklov 1010 majú všetky tri
materiály takmer rovnakú únavovú odolnosť.
Obr. 3. Mikroštruktúra ADI s matricou tvorenou horným
bainitom (HB), ADI 420 °C/50, lept. Beraha-Martenzit, zv.
500x
Skúšané tyče pre skúšky na únavu (obr. 4) kruhového
prierezu s priemerom d0 = 4 mm sú v pracovnej časti
navrhnuté tak, aby spĺňali rezonančné podmienky.
Tyče sú brúsené a jemne leštené. Celková dĺžka
skúšaných tyčí sa orientačne pohybuje v intervale od
50 do 80 mm. Pre vlastné skúšky na únavu sa
vyžadujú skúšané tyče s plynulými prechodmi, aby
nedochádzalo k prípadným lomom v miestach
s vysokou koncentráciou napätia.
Obr. 5. Výsledky skúšok na únavu
ZÁVER
V predloženom príspevku boli experimentálne
overované únavové vlastnosti liatin s guľôčkovým
tvarom grafitu a jej izotermicky zušľachteným
vybraným variantom označovaným ako ADI.
Experimentálne práce boli realizované pri
vysokofrekvenčnom cyklickom zaťažovaní v oblasti
veľmi vysokého počtu cyklov zaťažovania
(gigacyklová oblasť únavového namáhania). Na
základe vykonaných experimentálnych prác možno
konštatovať, že:
Obr. 4. Tvar a rozmery skúšaných tyčí pre skúšky
na únavovú životnosť

VÝSLEDKY A DISKUSIA
Výsledky experimentálnych meraní únavovej
odolnosti – závislosť a = f(N) sú uvedené na obr. 5.
Skúšky na únavu sa uskutočnili na tyčiach
z východiskového materiálu (po odliatí) a na tyčiach
po izotermickom zušľachťovaní pri teplotách 320 °C
(doba výdrže 90 min.) a 420 °C (doba výdrže 50 min.).


Z obr. 5 je zrejmé, že lepšiu únavovú odolnosť má
základný materiál (LGG). Najnižšiu únavovú odolnosť
má dolný bainit pri teplote transformácie 320 °C.
Medzi základným materiálom a horným bainitom pri
teplote transformácie 420 °C v podstate nie je výrazný
rozdiel v únavovej odolnosti. Najstrmší priebeh krivky
únavovej odolnosti má základný materiál, horný bainit
má menej strmú krivku a dolný bainit má najmiernejší
priebeh krivky únavovej odolnosti. Je možné

79
boli zistené závislosti σa = f (N) v oblasti veľmi
vysokého počtu cyklov zaťažovania (N > 1.107
až N < 1.1010 cyklov),
v sledovanom intervale počtu cyklov zaťažovania
liatina ADI s matricou tvorenou dolným
bainitom pri teplote transformácie 320 °C
vykazovala nižšiu únavovú odolnosť v porovnaní
s tvárnou liatinou perliticko – feritickou,
ADI liatina s horným bainitom pri teplote
transformácie 420 °C vykazovala zhruba
rovnakú únavovú životnosť ako tvárna liatina
perliticko – feritickou matricou,
bol preukázaný pokračujúci pokles amplitúdy
napätia σa s rastúcim počtom cyklov zaťažovania
N v gigacyklových oblastiach.
POĎAKOVANIE
[5] VĚCHET, S., KOHOUT, J., BOKŮVKA, O.
Príspevok vznikol na základe finančnej podpory
grantového projektu KEGA 010ŽU-4/2014 .
(2002): Únavové vlastnosti tvárné litiny. EDIS
ŽU, Žilina.
[6] PUŠKÁR, A. (1997): Vysokofrekvenčná únava
materiálov. ES ŽU Žilina.
LITERATÚRA
[1] SKOČOVSKÝ, P., BOKŮVKA, O., PALČEK,
P. (1996): Náuka o materiáli. 2. prepracované
vyd. ES VŠDS Žilina.
[7] BOKŮVKA, O. et al. (2002): Low and high
frequency fatigue testing. EDIS ŽU Žilina.
[8]
SAPIETOVÁ, A., DEKÝŠ, V., VAŠKO, M.
(2010): A numerical model of rotating
machine having unbalance and the
measurements of its dynamical properties.
Metalurgija, No. 2, Vol. 49, pp. 503-507,
ISSN 0543-5846.
[9]
VAŠKO, M., SÁGA, M., KOCÚR, R. (2005):
Príspevok k analýze kumulácie únavového
poškodenia pri použití MKP. Applied Mechanics,
pp. 109-110, ISBN 80-214-2373-0.
[2] SKOČOVSKÝ, P., VAŠKO, A. (2004):
[3]
Materiály a technológie. 1. vyd. EDIS, Žilina.
BIGOŠ, P., TREBUŇA, F. (1998): Metodicke
postupy riešenia otazok zostatkovej životnosti
nosnych
konštrukcii
experimentalnymi
metodami. Acta Mechanica Slovaca 2/98.
Košice. ISSN 1335-2393.
[4] KOPAS, P., NOVÝ, F., BOKŮVKA, O.,
CHALUPOVÁ, M. (2004Ň: Fatigue resistance of
ADI in the Very High Regime of Cyclic Loading,
In. Proc. 21st Int. Col. Advanced manufacturing
and repair technologies in vehicle industry,
Balatonfűred, Hungary, May, pp. 29–33.
[10] BALDA, M., SVOBODA, J., FRÖHLICH, V.,
(2003): Using hypotheses for calculating fatigue
lives of parts exposed to combined random
loads, Engineering Mechanics, Volume 10,
Issues 5, p. 12-15.
80
Nedeštruktívne skúšanie materiálu pomocou
lock-in metódy
Milan Sapieta, Ing.
KAME, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected], Tel.: + 421 41 513 2974
Vladimír Dekýš, doc. Ing., CSc.
KAME, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: vladimí[email protected], Tel.: + 421 41 513 2954, Fax.: + 421 41 525 2541
Zuzana Stankovičová, Ing.
KAME, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected], Tel.: + 421 41 513 2974
Non-destructive testing of materials using the lock-in techniques
Abstract: The main purpose of this paper is an innovative approach in the field of infrared thermal
imaging and its integration into the sphere of engineering applications. Moreover, theoretical bases of
lock-in.method analysis for non-destructive testing are described. Another part of the paper is a
description of the most appropriate settings of measurement technique for different applications
musia presahovať úroveň šumu kamery. To vyžaduje
vysokú energiu excitačného pulzu.
ÚVOD
V posledných rokoch sa infračervená termografia
vyvinula zo zriedka používanej metódy na metódu
s rastúcou obľubou medzi užívateľmi. K tomuto
progresu prispeli hlavne lepšia dostupnosť a
neustále klesajúce ceny infračervených kamier.
Pulzná termografia bola vynájdená za účelom
nedeštruktívneho skúšania (NDT) materiálu a
komponentov, teda pre “pozeranie pod povrch“
telies. Teplo je schopé okamžite preniknúť pod
povrch všetkých objektov, či už viac alebo menej, v
závislosti od tepelnej kapacity a tepelného odporu
materiálu. V pulznej termografií je pulzný tepelný
tok generovaný na povrchu, zvyčajne pomocou
ožiarenia svetlom (napr. výbojkou) a následne je
pozorovaná povrchová teplota v závislosti na čase
[4,5]. Ak nehomogenita, napr. trhlina, diera alebo
dutina s rozličnými teplotnými parametrami, leží pod
povrchom testovaného objektu, tak bude mať vplyv
na lokálny dynamický tepelný tok, ktorý prechádza
cez vzorku a cez ňu. Pretože tepelné vlny potrebujú
nejaký čas na prienik do hĺbky materiálu a na návrat
späť po odraze od nehomogenity alebo zadnej
plochy telesa, potom čas zobrazenia anomálie vo
vyžarovaní telesa korešponduje s informáciou o
hĺbke. Výhodou pulznej temografie je, že informácie
o rozdielnych hĺbkach sa dajú získať z množstva
termogramov počas niekoľkých sekúnd po vybudení
vzorky pulzom. Aby boli indukované tepelné
modulácie vybudené vstupným pulzom merateľné,
METÓDA LOCK-IN
Ako alternatívna technika sa ponúka lock-in
termografia, ktorá je tiež známa ako technika
zobrazovania teplotných vĺn, pretože môže byť
opísaná teóriou oscilujúcich teplotných vĺn.
Vybudenie tepla v telese nastáva periodicky s
určitou frekvenciou. Výhodou lock-in termografie je,
že pri použitom spôsobe spracovania registrovaného
obrazu, môže značne zvýšiť svoju citlivosť v
porovnaní s nominálnou citlivosťou použitej
infračervenej kamery.
Matematicky,
narábanie
s lock-in
signálom
(zvyčajne nazývané ako proces lock-in korelácie)
môže byť opísané priemerovania výsledkov
nameraných hodnôt Fk a zo sústavy váhových
faktorov K k až do celkového počtu nameraných
hodnôt M .
S
1
M
M
F K
k 1
k
k
(1)
Kde S je výstupný signál. Ak budenie je
harmonické, potom, najvýhodnejšia korelačná
funkcia je tiež harmonická (sínus, kosínus) funkcia.
Tento druh lock-in korelácie je nazývaný sin/cos
alebo úzkopásmová korelácia. Môže byť realizovaná
buď zúžením šírky pásma detekovaného signálu
81
alebo použitím hodnôt z harmonickej funkcie pre
K k (1).
Korelácia je vykonaná paralelne s nasledovnými
typmi váhových faktorov (2,3).
K 0 t   2 sin2f lockint 
(2)
K  / 2 t   2 cos2f lockint 
(3)
Potom prvý kanál vykonáva meranie komponentu
vo-faze so sínusovou funkciou a druhý kanál
vykonáva amplitúdové meranie s kosínusovou
funkciou, ktoré je fázovo posunuté o  / 2 od
sínusovej funkcie.
Pokiaľ sú rovnice (2,3) vložené do rovnice (1) tak
potom výsledok dvoch korelácií cez celkový počet
periód je nasledovný (4,5)
S0 
S /2 
1 n
 Fi Ki0
n i 1
(4)
1 n
 Fi Ki / 2
n i1
(5)
Obr. 1. Schematické znázornenie princípu UTvis
Experimentálne merania
Meranie bolo uskutočnené použitím vyššie
opísaného systému UTvis a infračervenou kamerou
FLIR SC 7500 s chladeným InSb detektorom
320x256 pixelov pri snímkovacej frekvencii 384Hz
(max 28kHz pri redukovanom zobrazovacom okne) s
programovateľnými expozičnými dobami od 1μs do
20ms, s rozlíšením (NETD) menším ako 25mK, s
kalibráciou do 2500oC [1].
Ako skúšobné vzorky boli zvolené súčiastky rôzneho
tvaru oceľového materiálu obr. 2,4. Tieto vzorky boli
testované pre rôzne nastavenia. Menené boli
parametre: budiaca frekvencia lock-in modulu a
snímkovacia frekvencia infračervenej kamery.
Parametre ako emisivita materiálu, integračný čas
a počet budiacich periód ostávali konštantné.
0
Signál s označením S sa nazýva vo-faze a signál
S  / 2 je nazývaný kvadratúrny. Oba signály môžu
byť kladné alebo záporné.
LOCK-IN MODUL S ULTRAZVUKOVÝM
BUDENÍM UTVIS
Systém je výkonnou nedeštruktívnou testovacou
lock-in metódou, je založená na generovaní
vysokovýkonného ultrazvuku, ktorým je budená
vzorka. Ultrazvuková lock-in termografia využíva
interakciu medzi mechanickými a termálnymi
vlnami pre detekciu materiálových poškodení.
Pokiaľ nejaké poškodenie v súčiastke absorbuje
budiace vysoko energetické ultrazvukové vlny, tak
sa lokálne zahreje. Výsledný teplotný gradient na
povrchu vzorky bude snímaný infračervenou
kamerou a následne je vizualizovaná disipatývna
energia. Táto metóda je vhodná v aplikáciách
detekcie trhliny (tak ako otvorenej tak isto aj
zatvorenej, nezáleží na jej orientácií), testovanie
adhézie, nitov a zvarových spojov. Tak ako pri
optickej metóde tak aj tu je možné detekovať
delamináciu a rázové poškodenia pri materiáloch z
kompozitových vlákien [2,3].
Obr. 2. Skúšaná vzorka tohto tvaru pred vybudením, miesto
predpokladaného poškodenia nastriekaná sprejom.so
známou emisivitou.
Prvá vzorka bol kus tvarovaného plechu obr. 2. Na
tejto vzorke bol aplikovaný sprej so známou
hodnotou emisivity a to na miesto kde bola
očakávaná detekcia poškodenia. Po vybudení
ultrazvukom bola detekovaná trhlina, ktorá mala tvar
82
frekvencií budenia 0,01 Hz a pri frekvencií snímania
infračervenej kamery 50 Hz.
I obr. 3, na obrázku je vyznačená červeným
krúžkom. Táto trhlina bola zaznamenaná pri
Obr. 3. Vzorka po vybudení, na obrázku je možné vidieť trhlinu v tvare I.
Druhá vzorka bola príruba obr. 4.Na tejto vzorka sa
po vybudení objavila nehomogenita kruhového
tvaru, ktorá je označená červeným krúžkom obr. 5.
Poškodenie materiálu bolo detekované pri frekvencií
budenia 0,02 Hz a frekvencia snímania infračervenej
kamery bola nastavená na 10 Hz. Integračný čas
infračervenej kamery bol zvolený 669 μs a hodnota
emisného spreju bola 0,95. Tieto dva parametre boli
rovnaké pri oboch vzorkách.
Obr. 4.Skúšaná vzorka tohto tvaru, stav je pred vybudením.
Obr. 5. Vzorka po vybudení, v ľavom hornom rohu je možné vidieť nehomogenitu kruhového tvaru..
83
[2] MYRIOUNIS,D. P. – et. al. (2010): Crack-Tip
Stress Field and Fatigue Crack Growth Monitoring
Using Infrared Lock-In Thermography in A359/SiCp
Composites,
Strain,
47,
e619-e627,
doi:
10.1111/j.1475-1305.2009.00665.x.
[3] SAPIETOVÁ, A. – SAGA, M. - NOVAK,
P.(2012) : Multi-software platform for solving of
multibody systems synthesis. In: Communications :
scientific letters of the University of Žilina, - Vol.
14, No. 3, pp. 43-48, ISSN 1335-4205
[4] ŽMINDÁK, M., DUDINSKÝ, M.(2012) : Finite
Element Implementation of Failure and Damage
Simulation in Composite Plates. In Eds, Ning HU:
Composites and Their Properties. InTEch, ISBN
978-953-51-0711-8.
[5] SÁGA, M., KOPAS, P., UHRÍČÍK, M.(2012):
Modeling and Experimental Analysis of the
Aluminium Alloy Fatigue Damage in the case of
Bending – Torsion Loading. Procedia Engineering,
Vol. 48, pp. 599-606, ELSEVIER, ISSN 1877-7058.
ZÁVER
Každá lock-in analýza je špecifická a je pre ňu
vhodný iné nastavenie budiaceho signálu. Bolo
použitých viac nastavení pre budiacu frekvenciu
ultrazvukového budiča a pre frekvenciu snímania
infračervenej kamery až pokiaľ neboli detekované
nehomogenity pod povrchom skúšobných vzoriek.
Ako najvhodnejšia sa ukázala frekvencia budenia
0,01 Hz pre vzorku z plechu a 0,02 Hz pre prírubu.
Takže potom pre dané frekvencie budenia sa ukázali
ako najvhodnejšie frekvencie snímania 10 Hz pre
vzorku z plechu a 50 Hz pre prírubu. Nehomogenity
sa zobrazili v našom prípade vo fáze ako svetlejšie
miesta na teplotnom poli obr. 3,5. Z tohto dôvodu sa
nastavenia budiacej frekvencia a frekvencie snímania
ukázali ako dostačujúce.
LITERATÚRA
[1] DANJOUX, R.: (2012): R&D Advanced Course.
Version 2012. The Infrared Training Center, France
Poďakovanie
Tento čánok bol vydaný s finančnou podporou Európskej únie.
„Podporujeme výskumné aktivity na Slovensku/Projekt je spolufinancovaný zo zdrojov EÚ“
Názov projektu: „Vývoj optimálnej technológie pre analýzu medzných stavov konštrukčných prvkov v kontakte“
ITMS 26220220118
84
Problémy nekorektnosti viazaných
mechanických systémov s valivými spojeniami
Alžbeta Sapietová, doc. Ing., PhD.*
KAME, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 41 513 2950
Bohuslav Hyben, Ing.
KAME, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected], Tel.: + 421 41 513 2974
Zuzana Stankovičová, Ing.
KAME, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina.
E-mail: [email protected], Tel.: + 421 41 513 2974
Problems of incorrectness in coupled mechanical systems with rolling joints.
Abstrakt: V článku sú prezentované príklady nekorektnosti z pohľadu kinematiky telesa a
Multibody System (MBS), ktoré treba mať na zreteli pri modelovaní virtuálnych prototypov
(Virtual Prototype) (VP) MBS. Pri analýze, či syntéze MBS je potrebné správne určiť stupeň voľnosti
mechanizmov (DOF) z titulu korektného návrhu mechanizmu. Základný vzťah pre výpočet DOF
nezahŕňa parameter ako sú špeciálne rozmery členov, typy kontaktných spojení, či vzájomná
konfigurácia členov a geometrických väzieb. V mnohých prípadoch treba k danej problematike
pristupovať individuálne, t.j. na základe analýzy vlastností nekorektných MBS zistiť príčiny
nekorektnosti MBS a aplikovať metódy výpočtu jeho skutočnej pohyblivosti.
ÚVOD
ZÁKLADNÉ POJMY
V mechanike, stupeň voľnosti (DOF) mechanického
systému je počet nezávislých parametrov, ktoré
definujú
polohu
mechanizmu
vzhľadom
k zvolenému súradnicovému systému. Pojem stupeň
voľnosti (DOF) má praktické využitie, ale treba si
pritom uvedomiť, že má svoje vlastné obmedzenia.
V skutočnosti je potrebné pri modelovaní
mechanického systém v rámci analýzy zaviesť pre
jeho výpočet dôležité zjednodušovacie hypotézy.
Tieto hypotézy môžu spôsobiť významný rozdiel
medzi
modelom
a
skutočným
správaním
mechanizmu. Napríklad, existuje veľká trieda
mechanizmov
(označovaných
ako
príliš
obmedzených mechanizmov), ktorých pohyblivosť
je spôsobená presnými rozmermi ich členov,
vstupných väzieb, či geometrickou konfiguráciu.
Navyše, za určitých (singulárnych) konfigurácií,
kvôli náhlej DOF variante, pokiaľ sa neprijmú
vhodné opatrenia, numerické výsledky príslušného
softvéru môžu byť nespoľahlivé [1,2].
Pohyblivosť
Pohyblivosť mechanizmu n je počet predpísaných
priebehov súradníc polohy vstupných hnacích členov
na jednoznačné určenie polohy výstupných hnaných
členov [6]. Ak je vo MBS skutočná pohyblivosť ns
totožná s teoretickou n, teda ns=n, potom hovoríme
že je MBS korektný. V korektnom MBS každá
geometrická väzba triedy t odoberá práve t stupňov
voľnosti pohybu.
Poloha a pohyblivosť telies
v korektných MBS sa určí podľa Grüblerovho
kritéria ktoré má tvar [2]:
nv 1
nG  nv (u  1)   t . st
(1)
t 1
a ktoré spĺňa podmienku:
n  ns ,
kde:
u je celkový počet členov v MBS vrátane rámu,
nv (u-1) je pohyblivosť skupiny voľných telies,
85
(2)
Čiže aj z kinematického hľadiska t=2. Z pohľadu
konfigurácie a tvaru členov valivé spojenia môžu
byť uzatvorené a otvorené. Pri otvorenom spojení
možno členy od seba oddeliť. Pri uzatvorenom nie.
nv 1
 ts
t 1
t
sú odobrané stupne voľnosti väzbami medzi
dvojicami členov MBS.
Skutočnosť, že medzi dvojicami členov zabezpečuje
vzťah:
V uzatvorenom valivom spojení s kruhovým
tvarom dochádza k bode C k virtuálnemu posunutiu,
t.j. vzájomná poloha členov tvorí tvarovú neurčitosť
[3,4]. Valivé členy sú v permanentnej singulárnej
vzájomnej polohe. Väzba je trvalo čiastočne pasívna
a má 1 neodobratý stupeň voľnosti nn=1.
vm
st   stv v  1
(3)
v 2
Kde:
st je počet spojení triedy t všetkých dvojíc viazaných
telies v MBS,
stv je počet spojení triedy t spájajúcich počet v
členov,
v je počet telies v spojení st telies,
vm je maximálny počet telies v spojeniach triedy t vo
MBS.
Že je MBS nekorektná hovoríme vtedy, ak sa jej
skutočná pohyblivosť ns líši od teoretickej
pohyblivosti n určenej podľa rovnice 1, teda platí:
ns  n .
Obr. 1 MBS s valivým uzatvoreným spojením
(4)
Príkladom uzatvoreného spojenia je prevod
ozubenými kolesami. Na obrázku 2 je kinematická
schéma MBS s ozubenými kolesami.
Všetky dôvody, ktoré spôsobujú tento stav nazývame
singularity vo MBS. Vzťah 1 nevyjadruje skutočnú
pohyblivosť v plnom rozsahu pre každý MBS preto,
lebo neobsahuje údaje o proporciách (rozmeroch)
členov ani o vzájomnej polohe (konfigurácii) členov
a geometrických väzieb. Keď označíme nn za počet
neodobraných stupňov voľnosti nekorektná sústava
bude mať reálnu pohyblivosť vtedy, ak spočítame
stupne voľnosti podľa Grüblerovho kritéria a tieto
neodobrané stupne voľnosti:
ns  nG  nn
(5)
Teoretická pohyblivosť n v nekorektnom MBS môže
byť nulová. Môže to byť indikácia na usporiadanie
členov MBS, alebo negatívna indikácia na neurčitú,
nejasnú štruktúru, ale ktorá môže byť reálna [6].
Napriek tomu skutočná pohyblivosť môže byť ns ≥1.
Toto môže byť spôsobené už spomínanou
konfiguráciou členov a geometrických väzieb i ich
špeciálnymi rozmermi.
Poloha a pohyblivosť MBS s valivými
spojeniami
Z pohľadu reakčných účinkov vo valivej väzbe platí,
že pokiaľ neuvažujeme pasívne odpory, toto spojenie
je triedy t=2. Valivá väzba má v mieste kontaktu
normálovú aj tangenciálnu zložku reakcie. Pri
kinematickom modeli môžeme konštatovať, že
máme 2 väzobné podmienky.
Obr. 2 MBS s ozubenými kolesami
1. Dotykový bod s rámom je súčasne pólom P
relatívneho pohybu.
2. Relatívna rýchlosť v bode P je nulová.
86
t.j. m=2. Aby sme určili jednoznačne polohu tejto
sústavy potrebujeme zadať ešte jednu globálnu
súradnicu. Z toho vyplýva, že potrebujeme 3
väzobné rovnice ms=3, čo súvisí s tým, že pri
otvorených valivých spojeniach je rozhodujúci tvar
dotýkajúcich sa členov.
Výpočet stupňov voľnosti podľa Grüblera:
nv 1
nG  nv (u  1)   t . st 
t 1
nv 1
 nv u  1   t.S t 
(6)
c  2 , m  2  mS  3
i 1
 3.5  1  2.7  2 
Nekorektnosť z pohľadu štruktúrnej analýzy
MBS má 3 zábery ozubených kolies a v každom je
jeden neodobraný stupeň voľnosti z toho vyplýva, že
nn=3. Potom skutočné stupne voľnosti MBS sústavy
na obrázku 2 sú:
nS  nG  nn  2  3  1
(10)
(7)
Pri otvorenom valivom spojení na rozdiel od
uzatvoreného môže dôjsť k oddeleniu miesta
kontaktu t.j. dotýkajúcich sa povrchov telies.
Príčinou nekorektnosti môže byť rozmer a tvar
dotýkajúcich sa členov.
Na obrázku 4 je MBS s otvoreným valivým
spojením, t.j. valec na rovine. K čapu valca 2 je
uchytený člen 3. K jednoznačnému určeniu polohy
sústavy treba poznať polohu valca p13, ktorá je
funkciou natočenia valca φ12, a φ13 nezávislé
natočenie člena 3 voči rámu. Táto sústava má 2
stupne voľnosti. Štrukturálna schéma hovorí o tom,
že člen 1 a člen 2 sú v kontakte pomocou valivej
väzby, členy 2 a 3 pomocou rotačnej väzby a člen 3
nie je s rámom priamo v kontakte.
Obr. 4 MBS s otvoreným valivým spojením s fiktívnym členom
nv 1
nG  nv u  1   t.S t 
i 1
3.4  1  2.2 22 2  1  123 3  12  1
(11)

nS  nG  nn  1  1  2  V
(12)
Nekorektnosť
otvoreného
valivého
spojenia
kompenzujeme tak, že do sústavy vložíme fiktívny
člen, ktorým nahradíme chýbajúcu geometrickú
väzbu.
Túto konkrétnu nekorektnosť
kompenzujeme
vložením binárneho člena t.j. spojením stredov
oskulačných kružníc tvarov členov. Tým ho
pretransformujeme na uzatvorené, ktoré je trvalo
čiastočne pasívne a štruktúrna analýza bude korektná
(Obr.4). Štruktúrna schéma (topologický model)
MBS neobsahuje údaje o rozmeroch a o vzájomnej
konfigurácii členov.
ZÁVER
Obr. 3 MBS s utvoreným valivým spojením
Praktický význam riešenia kinematiky pohybu MBS
spočíva v určení počtu nezávislých stupňov voľnosti
v mechanizme pre určenie predpísaného pohybu
výstupného člena. Tento typ analýzy môže byť
predbežne vykonávaný pomocou jednoduchých
vzorcov, ktoré vyžadujú iba znalosti počtu členov,
počtu väzieb a povahe kinematických dvojíc. Avšak
pri poskytovaní správnej odpovede môžu zlyhať. Tu
si treba uvedomiť, že je potrebné orientovať sa
v základných poznatkoch, ktoré nám umožnia:
 rozpoznať
a
identifikovať
kritické
konfiguráciu mechanizmu,
Výpočet podľa Grüblera udáva skutočné DOF, avšak
v tomto prípade sa jedná o nekorektnosť z hľadiska
štrukturálnej analýzy.
nv 1
nG  nv u  1   t.St  3.3  1  2.2  2
(8)
n S  nG  n n  2  0  2  V
(9)
i 1
Za parameter c považujeme celkový počet lokálnych
súradníc - susedných (závislých aj nezávislých)
dotýkajúcich sa útvarov. T.j. Súradnice medzi členmi
1,2 a 2,3 t.j. c=2. Parameter m je celkový počet
globálnych súradníc, t. j. súradnice medzi 12, 13
 vypočítať DOF
mechanizmov,
87
z
príliš
obmedzených
 identifikovať pasívne, alebo redundantné
DOF,
doi:10.4028/www.scientific.net/AMM.420.68 ISSN:
1660-9336.
[4]FREUDENSTEIN, F., ALIZADE, R.(1975) : On
the Degree of Free-dom of Mechanisms with
Variable General Constraint, Pro-ceedings Fourth
World Congress on the Theory of Machinesand
Mechanisms, New Castle Upun Tyne, vol.I, pp.5156.
[5]PENNESTRI E, CAVACECE M, VITA, L.
(2005) : On the computation of degrees-of-freedom:
A didactic perspective, ASME Paper DETC, 200584109 p.1-9.
[6]PALČÁK, F. (1993) : Teória mechanizmov. 2.
vyd. Bratislava: ES SVŠT, 166 s. ISBN 80-2270531-4.
[7]KOPAS, P., VAŠKO, M., HANDRIK, M.(2014) :
Computational modeling of the microplasticization
state in the nodular cast iron. In Applied Mechanics
and Materials, Vol. 474, Pages 285-290, ISSN:
16609336.
[8]VAŠKO, M., GURAN, A., JAKUBOVIČOVÁ,
L., KOPAS, P. (2013) : Determination the contact
stress depending on the load rate of the NU220
roller bearin,. In Komunikacie, vol. 15, Issue 2,
Pages 88-94, ISSN: 13354205.
 identifikovať numerické účinky z dôvodu
zmeny DOF,
 z hypotéz zavedených pri vyšetrovaní
pohyblivosti mechanizmu alebo pri výpočte
jeho DOF.
V konečnom dôsledku možno konštatovať, že na
základe analýzy vlastností nekorektných MBS
zistíme príčiny nekorektnosti MBS a aplikujeme
metódy výpočtu skutočnej pohyblivosti MBS.
LITERATÚRA
[1] ARNOLD, M. - SCHIEHLEN, W. (2008) :
Simulation Techniques for Applied Dynamics: CISM
Courses and Lectures. vol.507. Italy: Springer Wien,
New York, 313 p. ISBN 978-3-211-89547-4.
[2]DE JALLÓN, J. G. - BAYO, E. (1994) :
Kinematic and Dynamic Simulation of Multibody
Systems. The Real-Time Challenge, Springer-Verlag,
New-York, 440 p., ISBN 0-387-94096-0.
[3]SAPIETOVA, A., SAPIETA, M., HYBEN,
B.(2013) : Sensitivity Analysis Application for
Multibody System Synthesis. Applied Mechanics and
Materials Vol. 420 , pp 68-73 Online available since
2013/Sep/27 at www.scientific.net © (2013) Trans
Tech
Publications,
Switzerland
Výskumná činnosť je čiastočne podporovaná projektom zo štrukturálnych fondov EU, Operačný program
Výskum a vývoj, opatrenie 2.2 transfer poznatkov a technológií z výskumu a vývoja do praxe:
Názov projektu: Rozvoj optimálnej technológie pre analýzu medzných stavov konštrukčných prvkov
v kontakte, ITMS kód: 26220220118.
88
Tribometer pre kontakt aretačného systému
Plazmabitu so stenou vrtu
Ján Bucala, Ing.
KKČS, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 41 513 6002, Fax.: + 421 41 525 2541
Matúš Kovalíček, Ing.,
KKČS, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 41 513 6002, Fax.: + 421 41 525 2541
Martin Žarnay, doc. Ing., PhD.
KKČS, SjF, ŽU Žilina,
Univerzitná 1, 010 26 Žilina
E-mail: [email protected] ,Tel.: + 421 41 513 2929, Fax.: + 421 41 525 2541
Tribometer for contact between Plasmabit´s anchoring system and
the surface of geothermal well
Abstract: This article is focused on design of tribometer for experimental measurement of coefficient
of friction between Plasmabit´s anchoring system and surface of geothermal well. The article
explains necessity for such a device and also early stage development models are presented.
Tribometer is currently under development at Department of Design and Mechanical Elements of
University of Žilina.
pohybu dážďovky a je zabezpečený priamočiarym
hydromotorom umiestneným zvislo.
K aretácii o stenu vrtu príde po vysunutí aretačných
prvkov a vygenerovaní potrebnej normálovej sily FN
o steny vrtu (obr.1). Potom zvislá sila, ktorú je
potrebné zachytiť je:
G = 2 . FT = 2 . FN . f
kde: G je tiaž Plazmabitu
FT je trecia sila na stenách vrtu
FN je normálová sila na stenu vrtu
f je súčiniteľ trenia
ÚVOD
Plazmabit je unikátne zariadenie, ktoré by malo byť
schopné
efektívne
pracovať
v extrémnych
podmienkach hĺbky 10 km pod zemským povrchom.
Ide o autonómny vŕtací systém s vlastným pohybom,
odolný voči vysokým teplotám 300 °C až 400 °C
a tlakom do 100 MPa. V súčasnosti nie sú známi
výrobcovia takýchto zariadení a ani žiadne podobné
zariadenia, ktoré by už pracovali. Samotné
zariadenie pozostáva z niekoľkých subsystémov –
pre pohyb, rozrušovanie horniny, riadenie, zálohy,
chladenie.
Inovatívny je aj bezkontaktný spôsob rozrušovania
horniny elektrickou plazmou, ktorá je plne
kompatibilná s vodným prostredím. Celé zariadenie
s názvom Plazmatrón určené pre dezintegráciu
horniny je umiestnene na začiatku Plazmabitu. Práve
tento fyzikálny princíp by sa mal podieľať na
podstatnom znížení ceny vrtu, ktorá pri súčasných
technológiách stúpa s hĺbkou exponenciálne.
Kľúčovou pre pohyb Plazmabitu vo vrte je aretácia
(zachytenie časti Plazmabitu o stenu vrtu)
zabezpečená dvojicami lineárnych hydromotorov
orientovaných od seba a umiestnených vodorovne.
Po zaaretovaní o stenu vrtu sa jedna časť Plazmabitu
fixuje a následne sa môže iná časť Plazmabitu
pohnúť v zvislom smere. Zvislý pohyb je podobný
Obr. 1. Princíp aretácie vo vrte
89
Aretačné prvky sú súčasťou aretačného modulu,
ktorý ich obsahuje niekoľko. Aretačný modul so
zväčšeným aretačným prvkom je uvedený na obr.2.
Obr. 2. Aretačný modul so zväčšeným aretačným prvkom
V súčasnom riešení projektu je najväčším
problémom určenie hodnoty súčiniteľa trenia medzi
dvojicou aretačný prvok Plazmabitu a stena vrtu.
Práve tento údaj je pre ďalšie riešenie projektu
rozhodujúci a zatiaľ máme k dispozícii iba odhady
v širokom intervale od 0,02 do 0,2. Tento interval je
taký široký z toho dôvodu, že nemáme presné údaje
pre naše dva materiály pracujúce v prevádzkových
podmienkach v reálnom geotermálnom vrte.
Z tohto dôvodu je na katedre konštruovania a častí
strojov (KKČS) vyvíjaný tribometer, ktorý by mal
umožniť experimentálne zistiť hodnotu súčiniteľa
trenia medzi aretačným prvkom Plazmabitu
a horninou. Pri určitých úpravách dokonca aj pri
rôznych teplotách a tlakoch v prostredí kvapaliny,
ktorá simuluje vrtný výplach.
Okrem toho je vo fáze výroby aj zariadenie na
overenie funkcie aretačného systému Plazmabitu –
funkčný vzor (obr.3).
Funkčný vzor Plazmabitu je určený na overenie
mechanickej funkčnosti navrhnutého pohybovo –
aretačného systému. Hlavné rozdiely oproti
budúcemu prototypu Plazmabitu sú podmienky
prevádzky – funkčný vzor bude skúšaný
v laboratórnych podmienkach, t. j. pri atmosférickom
tlaku, pri bežných teplotách, nie v zemi, ale v rúre
nad povrchom Zeme, pričom niektoré prvky systému
možno umiestniť aj mimo stiesnený priestor
Plazmabitu. Druhým dôležitým rozdielom je rozsah
systému – funkčný vzor obsahuje len najmenší počet
aretačných jednotiek nutných na preverenie funkcie
systému.
Aj keď je funkčný vzor komplexnejším zariadením
ako tribometer, jeho hlavná funkcia je iná ako
zisťovanie tribologickych vlastnosti a dlhodobých
testov aretačných prvkov. Cieľom je v tomto prípade
vykonať komplexné testy hydrauliky (tesnosť,
výkon, schopnosť splniť deklarované parametre)
a pohybu Plazmabitu v skúšobnej rúre.
Obr. 3. 3D vizualizácia experimentálneho zariadenia na
skúšanie funkčného vzoru s otvorenou testovacou rúrou
TRIBOMETER
Jednou z rozhodujúcich požiadaviek pri návrhu
tribometra bolo maximálne využitie zariadení
a materiálov dostupných na KKČS. Aj keď je nutné
vyvodiť dve sily (jedna reprezentuje tiaž Plazmabitu
a druhá normálovú silu aretačného prvku na stenu
vrtu), k dispozícii je iba jeden hydraulický lis
Heckert 400, ktorý vyhovuje našim požiadavkám. To
znamená, že druhá sila musí byť vyvodená iným
spôsobom. V predchádzajúcej fáze riešenia projektu
bolo navrhnutých niekoľko variantov základného
riešenia tribometra a na základe kritérií ako je
podobnosť silových pomerov s realitou, umiestnenie
snímačov,
rozmery
kompatibilné
s lisom,
jednoduchosť, robustnosť, vyrobiteľnosť a výrobné
náklady bol vybraný návrh uvedený na obr.4.
Obr. 4. Prvotný návrh tribometra
90
Pri tomto návrhu dochádza k simulácii tiaže
Plazmabitu vysúvaním piesta priamočiareho
hydromotora.
Otáčaním
pohybovej
skrutky
s lichobežníkovým závitom je simulovaný prítlak
aretačného prvku o steny vrtu. Tanierové pružiny
umožňujú rovnomerné rozloženie prítlaku na vzorky
hornín. Celý systém je uchytený na lôžku
hydraulickeho lisu Heckert 400.
V tomto prípade má skúšobný aretačný prvok dve
funkčné plochy a je pritláčaný k dvojici skúšobných
vzoriek hornín. Predpokladom je, že steny vrtu budú
tvorené žulovou horninou, práve preto by mali byť
použité vzorky práve z tejto horniny.
Okrem žuly môžu byť použité aj iné typy hornín, čo
umožní experimentálne získať koeficient trenia aj
pre iné typy hornín. Výstupné údaje z meraní a
experimentov na tomto zariadení nám môžu
umožniť:
- optimalizáciu tvaru aretačných prvkov pre
maximálnu skutočnú plochu dotyku s
horninou (minimalizácia kontaktného tlaku),
- optimalizácia povrchu aretačných prvkov
(rôzne zúbkovanie na povrchu) pre lepšiu
odolnosť voči vertikálnemu posunutiu pri
aktívnej aretácii,
- optimalizáciu tvaru aretačných prvkov z
hľadiska dosiahnutia požadovanej životnosti
bez ovplyvnenia vlastností aretačného prvku.
V neskoršej fáze riešenia projektu sa ukázala
možnosť navrhnúť a priamo k tribometru pridať
vyhrievanú tlakovú komoru, ktorá by jeho
využiteľnosť značne rozšírila.
Obr. 5. Vzorka horniny pre tribometer
Na obr.6 je zobrazený aretačný člen, ktorý bol
špeciálne navrhnutý pre tribometer. Tvarom sa
podstatne odlišuje od aretačného prvku pre funkčný
vzor, a to z dôvodu, že pre kontakt sú vzorky horniny
pritláčané k aretačnému prvku a aretačný prvok sa
nemusí vyklápať von ako pri funkčnom vzore.
Aretačný prvok je v tomto prípade obojstranný, aby
sa najlepšie vystihlo pôsobenie dvoch aretačných
prvkov proti sebe v reálnej konštrukcii Plazmabitu.
VZORKY HORNÍN A ARETAČNÝ PRVOK
Na obr.5 je zobrazená vzorka horniny s úpravou pre
použitie v tribometri. Aby nedošlo pri kontakte
horniny s aretačným prvkom k deštrukcii vzorky do
strán je zaliata pevnou hmotou. Môže ísť napríklad
o betón alebo inú látku s podobnými vlastnosťami,
ktorá vyplní priestor medzi oceľovou skružou
a vzorkou horniny. Oceľová skruž má po obvode
vytvorene rovinné plochy z toho dôvodu, aby sa
zamedzilo rotácii vzorky horniny v tribometri
pôsobením aretačného prvku alebo iných síl. Je
vhodné, aby bol povrch horniny tepelne upravený,
aby boli vhodne napodobené podmienky s povrchom
horniny ovplyvneným Plazmatrónom v reálnom
geotermálnom vrte. Aby sa predišlo nadmernému
tepelnému ovplyvneniu a rozpadnutiu povrchu
vzorky vysokou teplotou je nevyhnutné, aby bol
tepelne ovplyvnený dostatočne veľký kus horniny.
Z neho budú následne vyrezané vzorky potrebných
rozmerov pre použitie v tribometri s kontaktnou
plochou minimálne 40x40 mm alebo 50x50 mm.
Obr. 6. Aretačný prvok tribometra
Pri návrhu tvaru aretačného prvku bol braný ohľad aj
na silové pôsobenie, aby sa pri danej situácii čo
najviac približovalo predpokladanému zaťaženiu
reálneho aretačného prvku, a tým boli samotné testy
čo najvernejšie. Rovnako analogický je aj tvar
kontaktnej plochy aretačného prvku pre tribometer.
Aj v tomto prípade sú na kontaktnej ploche
aretačného prvku z oboch strán vytvorené jemné
nerovnosti predstavujúce riešenie medzi aretáciou
trením a aretáciou tvarom. Umožňujú lepšiu aretáciu
91
a zároveň aj bezpečnejšie
zaaretovanej polohe.
sa
udržanie
v už
KONŠTRUKCIA TLAKOVEJ NADOBY
Tlaková nádoba umožňuje simuláciu reálnych
prevádzkových podmienok vo vrte pri testoch
aretačných prvkov a je možné ju jednoducho
začleniť do konštrukcie tribometra.
Umiestnenie tlakovej nádoby v tribometri, ako aj
zobrazenie ďalších prvkov tribometra je zobrazené
na obr.7. Takéto usporiadanie najlepšie simuluje
podmienky vo vrte, rôzne teploty a tlaky vo vrte a
ich postupný nárast a pokles, a zároveň je aj
konštrukčne jednoduché. Jeho vyhotovenie je
pomerne lacnejšie a jednoduchšie ako v prípade
funkčného vzoru pohybovo – aretačného systému a
skúšobnej rúry. Taktiež je na mieste otázka
presnosti, keďže v menšom zariadení bude ľahšie a
nepomerne
lacnejšie
dosiahnuť
požadované
podmienky ako pri skúšobnej rúre a tiež na nich
zotrvať.
Obr.8. Usporiadanie prvkov v tlakovej nádobe
Tlak v nádobe môže byť vyvodený ľubovoľným
spôsobom, napríklad priamočiarym hydromotorom.
Pre tento účel postačuje jednočinný hydromotor, aby
dokázal stláčať kvapalinu v nádobe, a tým zvýšil aj
celkový tlak kvapaliny. Celkový tlak v uzatvorenej
nádobe bude zvýšený okrem toho aj stúpajúcou
teplotou.
Pre napojenie zdroja tlaku môže byť využitá priamo
prípojka umiestnená na stene tlakovej nádoby.
Prípojka by mala byť odnímateľná, aby bolo možné
jednoducho vložiť tlakovú nádobu do tribometra a
neskôr zase tribometer rozobrať alebo iba odobrať
prípojku.
Obr.7. Umiestnenie všetkých prvkov v konštrukcii tribometra
V návrhu na obr.8 sú v tlakovej nádobe umiestnené
iba najdôležitejšie prvky, ktoré musia byť vystavené
vysokej teplote a tlaku. Priamo v nádobe sa
nachádzajú obe vzorky hornín zaliate betónom v
oceľových skružiach a tiež aretačný prvok, ktorý je
spojený s piestnicou hydromotora lisu Heckert 400.
Vzorky hornín sú pritláčané k aretačnému prvku
pôsobením vonkajšej časti tribometra na prítlačnú
dosku, ktorá je umiestnená priamo v tlakovej
nádobe.
Nádoba je uzatvorená dvoma vekami, ktoré ju tesnia
a zároveň umožňujú priamočiary pohyb piestnice
hydromotora a tyče, ktorá prenáša prítlak z
pohybovej skrutky na rúry so vzorkami hornín. Na
vyvodenie potrebnej teploty sa dá k tlakovej nádobe
pripojiť modul, ktorý obsahuje vyhrievacie
elementy. Tieto elementy môžu byť kombinované aj
s prvkom, ktorý zabezpečí turbulentné prúdenie v
nádobe, a tým aj lepšiu distribúciu tepla v celom jej
objeme. V tomto module je tiež integrovaný
odvzdušňovací ventil.
Obr.9. Render tlakovej nádoby s prípojkou
Tlaková nádoba predstavuje uzatvorený systém, v
ktorom je napustený konštantný objem kvapaliny. To
znamená, že celkový tlak v odvzdušnenej nádobe sa
bude meniť nielen stlačením kvapaliny piestom
hydrogenerátora (resp. iným zariadením), ale aj
zvyšujúcou sa teplotou kvapaliny, ktorá nebude
môcť v uzatvorenej nádobe zvýšiť svoj objem.
92
Opakovanie
testu
pre
rôzne
podmienky
zodpovedajúce vždy danej hĺbky by umožnilo
experimentálne získať závislosť súčiniteľa trenia pre
treciu dvojicu aretačný prvok – hornina v závislosti
od hĺbky.
Metodika testu by bola podobná metodike testu bez
tlakovej nádoby, rozdiel by bol iba v podmienkach
merania (teplote, tlaku a prítomnosti kvapaliny). Test
by prebiehal nasledovne:
- dosiahnutie požadovanej teploty a tlaku v
nádobe,
- vykonanie určitého počtu zaťažovacích
cyklov pre stanovenie koeficientu trenia pri
daných podmienkach,
- vykonanie veľkého počtu cyklov pre
stanovenie opotrebenia kontaktnej plochy
aretačného prvku,
- opakovanie testu pre iné podmienky (inú
hĺbku).
Test môže byť vykonaný s čistou kvapalinou, do
ktorej sa budú postupne dostávať čiastočky horniny a
materiálu aretačného prvku vznikajúce pri
opotrebení. Tiež je možné vykonať skúšky v
prostredí so znečistenou vodou, v ktorej budú
zámerne primiešané čiastočky hornín (primárne
žuly) s rôznymi rozmermi a tvarom, čo by lepšie
umožnilo sa priblížiť reálnemu vrtnému výplachu.
Pri testoch je vhodné zabezpečiť neustále prúdenie
kvapaliny tak, aby nedochádzalo k usadzovaniu
čiastočiek na dno tlakovej nádoby.
NAVRHOVANÁ METODIKA SKÚŠKY
Hlavným cieľom pre konštrukciu tribometra je
experimentálne získanie súčiniteľa trenia pre treciu
dvojicu aretačný prvok a hornina. Oba členy
tribologickej dvojice by mali byť vytvorené z
rovnakých materiálov, ako sa očakáva aj pri reálnej
konštrukcii Plazmabitu a povrchu steny reálneho
geotermálneho vrtu. To znamená, že aretačný prvok
bude vyrobený z austenitickej ocele legovanej
mangánom a horninou použitou pri testovaní by
mala byť hlavne žula.
Pri celom meraní musia byť dodržané rovnaké
podmienky merania, hlavne teplotu v nádobe počas
experimentu. Rovnako by malo byť dodržané aj
silové pôsobenie (smer a veľkosť). Pre vyvodenie síl
platí:
- ako prvá bude vyvodená sila v pohybovej
skrutke, ktorá reprezentuje normálovú silu,
ktorou pôsobí aretačný prvok na steny vrtu,
sila v skrutke môže byť meraná priamo
tenzometrickým snímačom alebo určená zo
stlačenia tanierových pružín,
- ako druhá bude vyvodená tiaž Plazmabitu
hydraulickým lisom, čo napodobní prácu
Plazmabitu v reálnom vrte, kde jedna časť je
zaaretovaná a iná sa práve aretuje, aby
neskôr prenášala tiaž Plazmabitu.
Lis Heckert 400 umožňuje priame odčítanie sily,
takže na základe nameraných síl je možné určiť
koeficient trenia. Po zmeraní potrebných hodnôt síl
musí byť experiment zopakovaný s potrebným
počtom cyklov s rovnakými vzorkami hornín pre
presnejšie určenie hodnoty koeficientu trenia.
V ďalšej fáze môžu byť vykonané dlhodobé testy s
väčším počtom cyklov, ktoré by slúžili na
vyhodnotenie opotrebenia kontaktnej plochy
aretačného prvku. Skúšky by mali byť vykonané s
tými istými vzorkami hornín počas celého testu,
resp. ak by prišlo k ich poškodeniu v priebehu testu,
je možné ich nahradenie vzorkami z rovnakej
horniny s rovnakými alebo veľmi podobnými
vlastnosťami. Skúšku je možné po určitom počte
cyklov prerušiť a vždy vyhodnotiť opotrebenie
aretačného prvku, čím je možné získať sledované
veličiny opotrebenia s narastajúcim počtom cyklov.
Na aretačnom prvku je možné vyhodnotiť:
- hmotnostný úbytok vplyvom opotrebenia,
- tvar a rozmery opotrebovanej plochy,
- typ opotrebenia, ku ktorému dochádza na
kontaktnej ploche.
V prípade realizácie variantu s tlakovou nádobou by
bolo možné určiť koeficient trenia a opotrebenie
aretačných prvkov pri rôznych teplotách a rôznych
tlakoch vo vrte, ktoré by zodpovedali rôznej hĺbke
vo vrte, napríklad 2 km až 10 km a prírastkom 2 km.
Obr.10. Render celého systému tribometra
93
ZÁVER
LITERATÚRA
Riešenie projektov, ako je aj projekt Autonómne
robustné mechatronické systémy pre ultra hlboké
geotermálne vrty, ktoré sa zaoberajú návrhom
technických systémov na základe nových, doposiaľ
pre tento účel nepoužívaných fyzikálnych princípov,
alebo v iných neštandardných, a pritom veľmi
náročných prevádzkových podmienkach, je vždy
sprevádzané potrebou množstva vstupných a
doplňujúcich údajov, ktoré je nutné experimentálne
získať a následne použiť pri riešení projektu.
Informácie získané pri meraniach vo vyhrievanej
tlakovej nádobe by nám umožnili lepší odhad
súčiniteľa trenia medzi aretačným prvkom
Plazmabitu a horninou, čo by bolo cennou
informáciou využiteľnou v ďalšom riešení projektu,
keďže veľa výpočtov, v podstate celý návrh
aretačného modulu, závisí priamo od súčiniteľa
trenia. Ten okrem iného aj priamo ovplyvňuje
vnútorné
usporiadanie
a rozmery
orgánov
Plazmabitu.
Realizácia navrhovaného zariadenia však závisí
najmä od rozhodnutia a finančných možností
spoločnosti GA Drilling. Vzhľadom na pomernú
jednoduchosť tribometra je toto jeden z najlacnejších
a najmenej náročných spôsobov, ako získať
koeficient trenia medzi aretačným prvkom
Plazmabitu a horninou pri čo najvernejšom
napodobení reálnych prevádzkových podmienok.
[1] BRONČEK, J. – ŽARNAY, M. (2012) :
Tribologické
aspekty
pohybového
systému
plazmabitu, KKČS, SjF, ŽU. Žilina : Žilinská
univerzita, 2012. Štúdia k výskumnej správe. Kód
ITMS projektu: 26220220139. KKČS-2012-139-06
[2] HARVEY, J.F. (1985) : Theory and Design of
Pressure Vessels, Van Nostrand Reinhold Company ,
640s, ISBN 978-0442232481
[3] MEDVECKÝ, Ľ. – ŽARNAY, M. – GAJDÁČ, I.
– SOKOL, M. – MUDRÁK, J. – DRDOL, K. –
KAMAS, P. (2012): Konštrukčný návrh funkčného
vzoru pohybového systému plazmabitu. KKČS, SjF,
ŽU. Žilina : Žilinská univerzita, 2012. Štúdia. Kód
ITMS projektu: 26220220139. KKČS-2012-139-04
[4] MEDVECKÝ, Š. a kol. (2007) : Konštruovanie
1, Žilina: EDIS 2007, 623 s, ISBN 978-80-8070640-1
POĎAKOVANIE
Tento článok bol vydaný s finančnou podporou
Európskej únie. Podporujeme výskumné aktivity na
Slovensku/Projekt je spolufinancovaný zo zdrojov
EÚ. Názov projektu: Autonómne robustné
mechatronické systémy pre ultra hlboké geotermálne
vrty ITMS26220220139.
Článok vznikol za podpory vedeckej grantovej
agentúry Ministerstva školstva, vedy, výskumu a
športu SR VEGA - projekt 1/0582/12 a projekt
APVV SK-PL -0034-12.
Obr.11. Diera v hornine vytvorená prototypom Plazmatrónu
94
Badania eksperymentalne
cięciu łukiem plazmowym
powierzchni
po
Norbert Radek, doc. Ing., PhD.
Kielce University of Technology
The Centre for Laser Technologies of Metals
Chair of Terotechnology
25-314 Kielce
Poland
e-mail: [email protected]
Jozef Bronček, doc. Ing., PhD.
University of Zilina
Faculty of Mechanical Engineering
Department of Machine elements and design
Univerzitna 1
01026 Zilina
Slovakia
e-mail: [email protected]
Jurji Shalapko, Prof.
Khmelnitskiy National University
29016, Khmelnickiy,
st. Instytutska 11
Ukraine
e-mail: [email protected]
Experimental investigations of the surfaces after air plasma cutted
Abstract: This paper submit results of cutted surfaces microgeometry. Cutting was made by hand air plasma of Hypertherm
Company production. For investigation was taked samples from Cu, 0H18N9 stell and S355E steel. Values of current
intensity for the lesses roughness in examined materials was described.
WSTĘP
plazmowym łukiem elektrycznym, jarzącym się
między elektrodą nietopliwą, a ciętym
przedmiotem (rys. 1).
We współczesnych gałęziach przemysłu coraz
częściej dominują technologie wykorzystujące
skoncentrowany strumień energii. Do tych
technologii zalicza się między innymi metoda
cięcia plazmowego, która ze względu na duże
możliwości technologiczne i niskie koszty
eksploatacyjne jest jedną z najbardziej
rozpowszechnionych
procesów
cięcia
termicznego [1, 2].
Cięcie łukiem plazmowym, zwane potocznie
cięciem plazmowym, jest modyfikacją procesu
spawania plazmowego GTA. Cięcie plazmowe
wprowadzono do przemysłu w latach 50 w celu
umożliwienia cięcia stali odpornych na korozję i
metali niezależnych. Proces cięcia plazmowego
polega na stapianiu i usuwaniu metalu ze
szczeliny cięcia silnie skoncentrowanym
Rys. 1. Przebieg procesu cięcia plazmowego i parametry
geometryczne palnika; HF - układ wysokiej częstotliwości
zajarzania łuku plazmowego, A - wysokość kanału
zawężającego dyszy, B - odległość elektrody nietopliwej do
powierzchni czołowej dyszy zawężającej, C- odległość dyszy
zawężającej od powierzchni ciętego przedmiotu, D - średnica
dyszy zawężającej [1]
95

Możliwe jest cięcie wszystkich materiałów
konstrukcyjnych
przewodzących
prąd
elektryczny. Materiały niemetaliczne mogą być
cięte jedynie palnikami plazmowymi o łuku
niezależnym. Cięcie plazmowe w odróżnieniu
od cięcia tlenem umożliwia cięcie takich
materiałów jak aluminium i jego stopy oraz stale
wysokostopowe [3].
Proces cięcia plazmowego jest stosowany do
cięcia
ręcznego,
zmechanizowanego
i
zrobotyzowanego stali i metali niezależnych, z
dużymi prędkościami we wszystkich pozycjach.
Dzięki wysokiej temperaturze łuku plazmowego
cięcie rozpoczyna się natychmiast, bez
podgrzewania. Wadą procesu jest bardzo wysoki
poziom hałasu, zagrożenie porażeniem prądem,
silne promieniowanie świetlne łuku, duża ilość
gazów i dymów.
Obecnie obserwuje się dynamiczny rozwój
urządzeń ręcznych i maszyn numerycznych
przeznaczonych do cięcia plazmowego. Główne
kierunki rozwoju dotyczą poprawy parametrów
technicznych urządzeń do cięcia, uzyskania
wysokiej jakości powierzchni cięcia oraz
zwiększenia dokładności cięcia [4, 5].

obserwacji przeciętych powierzchni przy
pomocy mikroskopu stereoskopowego,
pomiarom mikrogeometrii.
Rys. 2. Schemat procesu cięcia przecinarką plazmową
OMÓWIENIE WYNIKÓW BADAŃ
Struktura geometryczna powierzchni wykazuje
znaczny
wpływ
na
wiele
procesów
występujących w warstwie wierzchniej.
Problematyce związanej z metodami pomiarów
oraz oceną chropowatości i falistości
powierzchni poświęconych jest wiele publikacji
[6÷8].
Pomiary struktury geometrycznej powierzchni
zostały przeprowadzone w Laboratorium
Komputerowych
Pomiarów
Wielkości
Geometrycznych Politechniki Świętokrzyskiej.
Badania wykonano przy użyciu profilometru
optycznego Talysurf CCI wykorzystujący
opatentowany prze firmę Taylor Hobson
algorytm korelacji koherencji, umożliwiający
pomiar z rozdzielczością w osi z poniżej 0,8 nm.
Wynik pomiarów zapisywany jest w macierzy
1024x1024 punktów pomiarowych co przy
zastosowanym obiektywie x10 daje mierzony
obszar 1,65 mm x 1,65 mm i rozdzielczość
poziomą 1,65 m x 1,65 m.
W/w przyrząd znajduje się w Laboratorium
Pomiarów
Wielkości
Geometrycznych
Politechniki Świętokrzyskiej. Wybrane wyniki
pomiarów mikrogeometrii dla poszczególnych
materiałów przedstawiono na wykresach
(rys. 3÷5).
Z wykresu (rys. 3) wynika, że najmniejszą
chropowatość przeciętej powierzchni uzyskano
przy natężeniu prądu cięcia I = 70 A i wyniosła
Ra = 7,76 µm, największą chropowatość
EKSPERYMENT
Przedmiotem badań były próbki o wymiarach
50 x 5 x 250 mm wykonane z miedzi, stali
0H18N9 oraz stali niskostopowej S355E. Do
badań przygotowano po 5 próbek z każdego
w/w
materiału.
Cięcie
termiczne
przeprowadzono
na
stanowisku
zmechanizowanym przecinarką plazmową firmy
Hypertherm, model Powermax 1650. Uchwyt do
cięcia plazmowego był prowadzony przez
wózek spawalniczy. Schemat procesu cięcia
przedstawiono na rysunku 2. Parametry cięcia
dobrano doświadczalnie. Przyjęto następujące
wartości parametrów:
 prędkość cięcia 0,8 m/min (dla stali
0H18N9 i S355E) oraz 0,5 m/min (dla
miedzi),
 natężenie prądu cięcia 40÷80 A,
 cykl roboczy 60 %,
 gaz plazmowy - powietrze o ciśnieniu
0,62 MPa,
 znamionowy przepływ powietrza 250
l/min.
Przecięte próbki poddano następującym
badaniom:
96
uzyskano przy natężeniu prądu I = 40 A i
wyniosła Ra = 13,7 µm.
cięcia I = 60 A. Największa chropowatość
przeciętej powierzchni powstała przy prądzie
I = 50 A (Ra = 27,7 µm).
Analizując
wykres
(rys.
5)
możemy
zaobserwować, że najmniejszą chropowatość
przeciętej powierzchni uzyskano przy natężeniu
prądu cięcia I = 60 A
(Ra = 2,95 µm), zaś
największa wyniosła Ra = 13,1 µm przy
natężeniu prądu cięcia I = 40 A.
60
50
Parametry mikrogeometrii,
µm
45,4
40,3
39,7
37,8
40
31,5
Ra
30
Rz
Z wykresów (rys. 3÷5) możemy odczytać, że
najmniejsze wartości chropowatości przeciętych
powierzchni badanych materiałów występują przy
natężeniu prądu cięcia od 60 do 70 A.
20
13,7
12,6
11,6
8,7
7,76
10
W dalszej części badań dokonano obserwacji
stereoskopowych przeciętych powierzchni za
pomocą zestawu w skład którego wchodzi
mikroskop stereoskopowy OLYMPUS i aparat
cyfrowy. Przykładową fotografię przeciętej
powierzchni próbki z miedzi przedstawiono na
rysunku 6.
0
40
50
60
70
80
Natężenie prądu, A
Rys. 3. Wybrane parametry mikrogeometrii – miedź
120
91,4
Parametry mikrogeometrii, µm
100
74,1
80
87,3
77,7
70,8
Ra
60
Rz
40
27,7
27,6
26,9
22,4
20,2
20
0
40
50
60
70
80
Natężenie prądu, A
Rys. 4. Wybrane parametry mikrogeometrii - stal 0H18N9
Rys. 6. Fotografia stereoskopowa powierzchni przeciętej
plazmą (pow. 8x): próbka z Cu - I = 60 A
Analizując fotografie stereoskopowe przeciętych
powierzchni możemy zaobserwować, że przy
natężeniu prądu cięcia 80 A próbka z miedzi nie
jest przecinana tylko topiona. Na dolnej
krawędzi widoczna jest forma utleniona oraz
żużel. Zmniejszając natężenie prądu do 70 A
otrzymujemy powierzchnię cięcia o niższej
chropowatości z niewielką ilością żużla na
dolnej
krawędzi.
Najbardziej
dokładną
powierzchnię otrzymano przy natężeniu prądu
60 A. Zmniejszenie natężenia prądu cięcia do 50
A spowodowało, że przecięte powierzchnie
charakteryzują się znaczną nierównością. Przy
prądzie 40 A nastąpiło niecałkowite przecięcie
materiału.
W
przypadku
analizy
fotografii
stereoskopowych
przeciętych
powierzchni
próbek ze stali OH18N9 możemy zauważyć, że
najkorzystniejszy efekt jakości powierzchni
30
23,1
Parametry mikrogeometrii, µm
25
19,8
20
15
14,4
14,1
13,1
10
Ra
Rz
11,5
8,08
4,68
5
3,02
2,95
0
40
50
60
70
80
Natężenie prądu, A
Rys. 5. Wybrane parametry mikrogeometrii - stal S355E
W przypadku przeciętych próbek ze stali
OH18N9 (rys. 4) wynika, że najmniejszą
chropowatość
przeciętej
powierzchni
Ra = 20,2 µm uzyskano przy natężeniu prądu
97
wystąpił podczas cięcia materiału przy natężeniu
prądu o wartości 40 A.
Natomiast obserwując fotografie stereoskopowe
przeciętych powierzchni próbek ze stali S355E
możemy stwierdzić, że najlepsze rezultaty cięcia
otrzymano przy natężeniu prądu 80 A.
Najbardziej niekorzystne cięcie wystąpiło przy
natężeniu prądu 50 A, o czym świadczy żużel na
dolnej krawędzi przeciętej powierzchni.
LITERATURA
[1] KLIMPEL, A. (1999) : Spawanie,
zgrzewanie i cięcie metali. Warszawa WNT .
[2] CZECH, J., DWORAK, J. (1995):
Spawalnicze techniki plazmowe w przemyśle
krajowym. Biuletyn Instytutu Spawalnictwa
5 , str. 54-55.
[3] PFEIFER, T. (2001) : Cięcie plazmowe stali
wysokostopowych. Przegląd Spawalnictwa 4
, str. 15-19.
[4] PFEIFER, T. (2000) : Nowoczesne systemy
zautomatyzowanego cięcia plazmowego.
Przegląd Spawalnictwa 7-8, str. 22-25.
[5] http://www.zakmet.pl
[6] ADAMCZAK, S. (2008) : Pomiary
geometryczne powierzchni. Zarysy kształtu,
falistości i chropowatości. Warszawa WNT .
[7] ADAMCZAK S., MIKO E., CUS F. (2009):
A model of surface roughness constitution in
the metal cutting process applying tools with
defined stereometry. Strojniski VestnikJournal of Mechanical Engineering, 55 pp.
45-54.
[8] ADAMCZAK S., MAKIEŁA W. (2011):
Analyzing Variations in Roundness Profile
Parameters
During
the
Wavelet
Decomposition Process Using the Matlab
Environment. Metrology and Measurement
Systems, Vol. XVIII, 1 pp. 25-34
WNIOSKI
Na podstawie przeprowadzonych badań można
sformułować następujące spostrzeżenia:
1. Najmniejsze
wartości
chropowatości
przeciętych powierzchni próbek z miedzi,
stali OH18N9 oraz stali S355E otrzymano
przy natężeniu prądu 60÷70 A.
2. Analizując
fotografie
stereoskopowe
przeciętych powierzchni próbek możemy
zauważyć ślady cięcia w postaci skośnych
rowków oraz charakterystyczny nawis żużla
na dolnej krawędzi przeciętego materiału.
3. Przy ocenie struktury geometrycznej
przeciętych powierzchni w dalszym etapie
badań należy wykonać badania składu
chemicznego i zmian strukturalnych jakie
zachodzą
w
materiale
w
wyniku
oddziaływania łuku plazmowego.
4. Za celowe wydaje się również wykonanie
pomiarów twardości powierzchni cięcia oraz
strefy wpływu ciepła.
Praca wykonana w ramach pracy statutowej pt.
„Pomiary i analiza struktury geometrycznej
powierzchni
po
cięciu
technologiami
wykorzystującymi skoncentrowany strumień
energii“ finansowanej przez MNiSzW
98
Intensyfikacja wrzenia pęcherzykowego
poprzez modyfikację powierzchni
wymiennikowej
Norbert Radek, doc. Ing., PhD.
Kielce University of Technology
The Centre for Laser Technologies of Metals
Chair of Terotechnology
Al. 1000-lecia P.P.7, 25-314 Kielce
Poland
E-mail: [email protected]
Łukasz J. Orman, doc. Ing., PhD.
Kielce University of Technology
Faculty of Environmental Engineering, Geomatics and Power Engineering
Al. 1000-lecia P.P.7, 25-314 Kielce
Poland
E-mail: [email protected]
Jozef Bronček, doc. Ing., PhD.
University of Zilina
Faculty of Mechanical Engineering
Department of Machine elements and design
Univerzitna 1
01026 Zilina
Slovakia
E-mail: [email protected]
Andrej Kapjor, doc. Ing., PhD.
University of Zilina
Faculty of Mechanical Engineering
Department of Power Engineering
Univerzitna 1
01026 Zilina
Slovakia
E-mail: [email protected]
Heat transfer enhancement during nucleate boiling
Abstract: The paper presents the possibilities of heat transfer enhancement for the nucleate boiling mode. Surface
modification can be used in order to increase heat fluxes dissipated from heat exchangers. One of its aims is to produce
higher nucleation site density on surfaces, which leads to higher heat fluxes in relation to smooth surfaces. The
experimental results of boiling of distilled water under ambient pressure on metal wire mesh are also given and compared
with smooth surface test results.
WSTĘP
-
Wymiana ciepła przy zmianie fazy jest procesem,
w którym odbiera się lub dostarcza znaczne gęstości
strumienia ciepła. Dalsza intensyfikacja wymiany
ciepła może odbywać się dzięki zastosowaniu
różnych metod, które podaje literatura [1]:
- powierzchnie schropowacone, szorstkie i
poddane obrobce mechanicznej np. w wyniku
zastosowania procesu piaskowania,
- powierzchnie rozwinięte w skali mikro:
mikrożebra, mikrorowki, bruzdy, powierzchnie
siatkowe, itp.,
-
-
-
99
powłoki i pokrycia z innego materiału (np.
warstw izolacyjnych),
turbulizatory
wpływające
na
zmianę
charakterystyki przepływu płynu (np. różnego
rodzaju wkładki wewnętrzne),
powierzchnie kapilarne, które wykorzystują
zjawisko napięcia powierzchniowego do
wymiany masy między obszarem kondensacji i
parowania,
dodatek cząstek stałych, gazowych lub innych
cieczy do czynnika roboczego,
usuwanie parowej warstwy przyściennej np.
przez zdmuchiwanie,,
zaobserwowano, że współczynnik przejmowania
ciepła rośnie wraz ze wzrostem porowatości, co
może świadczyć o istnieniu optimum tego
parametru. Praca Marto i in. [4] dotyczy wrzenia
czynnika R-113 na miedzianych rurach o średnicy
zewnętrznej 21,2 – 25,3 mm z powierzchnią
przemysłową GEWA-T o gęstości mikrożeber od
0,75
do
1,02
żeber/m
i
szerokościach
międzyżebrowych: 0,15 mm, 0,25 mm i 0,35 mm.
Wysokość żeber była w przedziale 0,865 – 1,125
mm. Największą intensyfikację wymiany ciepła
zaobserwowano
dla
szerokości
między
mikrożebrami 0,25 mm. Dla danej szerokości
gęstość odbieranych strumieni ciepła rosła wraz ze
wzrostem gęstości żeber. Intensyfikacja wymiany
ciepła, wyrażona jako iloraz współczynnika
przejmowania ciepła dla Gewa-T do współczynnika
przejmowania ciepła powierzchni gładkiej wynosiła
od 2 do 9. Potwierdzenie efektu intensyfikacji
wrzenia na powierzchniach GEWA-T można znaleźć
m.in. w pracy Ayub’a i Bergles’a [5]. Liang i Yang
[6] badali wrzenie pentanu na poziomych
powierzchniach, wykonanych z podstawy miedzianej
i aluminiowej z zatopionymi włóknami grafitowymi
o wysokości 8 – 10 m i porowatości 50%,
prostopadłymi do powierzchni. Zaobserwowano, że
gęstości strumienia ciepła z powierzchni miedzianej
z włóknami grafitowymi i aluminiowej z włóknami
grafitowymi były wyższe w stosunku do miedzianej i
aluminiowej powierzchni gładkich maksymalnie o
ponad 8 razy. Intensyfikację wrzenia na powierzchni
c)
z pokryciem grafitowym obserwowali również
Parker i El-Genk [7]. Ujereh i in. [8] badali wrzenie
FC-72
na
powierzchniach
krzemowych
i
miedzianych
(12,7x12,7mm)
z
pokryciem
nanorurkami węglowymi. Analizowano także wpływ
pokrycia nanorurkami powierzchni miedzianej
wstępnie
rozwiniętej
tj.
z
mikrożebrami
prostokątnymi o wysokości i szerokości 0,25 mm.
Dla takiej konfiguracji zaobserwowano spadek
krytycznej gęstości strumienia ciepła. Powierzchnie
o zmienionej morfologii stosowane są również w
rurach ciepła. Zapewniają one z jednej strony
intensyfikację wymiany ciepła przy zmianie fazy,
a z drugiej umożliwiają wytworzenie podciągania
kapilarnego. W pracy [9] przedstawiono działanie
układu z rurą ciepła w obiegu zamkniętym.
Czynnikami roboczymi była woda destylowana,
alkohol etylowy i aceton. Natomiast praca
Asakavičjus’a i in. [10] dotyczy wymiany ciepła
przy wrzeniu R-113, alkoholu etylowego i wody pod
ciśnieniem atmosferycznym wewnątrz wypełnienia
rury ciepła złożonej z 2, 8 i 12 warstw siatki.
Warstwy siatkowe, które również pełnią rolę
mikrostruktur, wykonano z miedzi i stali
nierdzewnej o prześwicie 0,07 mm i 0,1 mm. Były
one mechanicznie przyciskane do powierzchni.
-
mechaniczne mieszanie,
drgania mechaniczne,
zastosowanie pola elektrycznego,
metody składające się z dwu lub więcej powyżej
wymienionych technik.
Pierwsze z sześciu wymienionych metod noszą
nazwę pasywnych, gdyż dotyczą modyfikacji
powierzchni wymiany ciepła lub właściwości płynu.
Pozostałe wymagają dostarczenia energii z zewnętrz
i nazywane są aktywnymi. W tym przypadku układy
wymiennikowe wyposaża się w dodatkowe elementy
wspomagające.
W związku z oszczędności energii najlepsze efekty
uzyskuje się w wyniku zastosowania metod
pasywnych. Do nich zalicza się mikrostruktury, które
– stosowane przy wrzeniu – prowadzą zwykle do
znacznego zwiększenia odbieranych gęstości
strumieni ciepła w porównaniu do powierzchni
gładkiej.
INTENSYFIKACJA WYMIANY CIEPŁA
PRZY WRZENIU PĘCHERZYKOWYM
Literatura dostarcza wielu informacji na temat
mikrostruktur wytwarzanych różnymi technikami i z
różnorakich materiałów. Część z nich została
opatentowana, a niektóre są już powszechnie
stosowane. Rysunek 1 przedstawia przykładowe
powierzchnie przemysłowe, stosowane w celu
zwiększenia oddawanych strumieni ciepła przy
wrzeniu [2].
a)
b)
b)
c)
Rys. 1. Przemysłowe mikropowierzchnie strukturalne:
a) Hitachi Thermoexcel, b) Gewa, c) High Flux [2]
Mertz i in. [3] prowadzili badania wrzenia propanu
na stalowych rurach o średnicy zewnętrznej 20 mm
pokrytych strukturami ze stali nierdzewnej
natryskiwanymi cieplnie, których grubość wynosiła
od 0,1 do 0,3 mm, a porowatość 4 – 17% przy
ciśnieniu zredukowanym p/pkr w przedziale 0,08 –
0,323, co odpowiada temperaturom wrzenia 263 –
313 K. Współczynnik przejmowania ciepła rury z
pokryciem porowatymi wyniósł od 2,5 do 3 razy
więcej niż powierzchni gładkiej. Największą
intensyfikację wrzenia zapewniała warstwa o
grubości 0,2 mm. Dla analizowanych próbek
100
q, kW/m
2
Zauważono, że pokrycia siatkowe intensyfikują
wymianę ciepła w stosunku do powierzchni gładkiej.
Efekt ten jednak słabnie wraz ze wzrostem gęstości
strumienia ciepła. Jednocześnie obserwowano, że
wrzenie na siatkach rozpoczyna się przy dużo
niższych gęstościach strumienia ciepła (0,4 – 0,6
W/cm2) niż dla powierzchni gładkiej (5 W/cm2).
Współczynniki przejmowania ciepła dla wody były
od 1,8 do 3,5 razy wyższe niż dla alkoholu
etylowego i R-113 przy takich samych pozostałych
parametrach. Zastosowanie siatki z miedzi
powodowało, że współczynnik przejmowania ciepła
był o 1,3 razy większy niż dla siatki ze stali
nierdzewnej.
1000
powierzchnia gładka
powierzchnia osiatkowana
100
5
10
15
, K
Rys. 2. Zależność gęstości strumienia ciepła od przegrzania
dla powierzchni gładkiej i osiatkowanej w zakresie
przegrzań do 15 K
WYNIKI BADAŃ
Badania przeprowadzono na stanowisku, którego
głównym elementem jest walec grzejny z
zamontowanym
grzejnikiem
elektrycznym,
zasilanym poprzez autotransformator. Na walcu
montowana jest próbka za pomocą lutowania.
Wrzenie odbywa się w naczyniu, które otacza
próbkę. W górnej części stanowiska znajduje się
chłodnica, której zadanie polega na odzysku
kondensatu i zawróceniu go do naczynia. Cieczą
wrzącą była woda destylowana. Pomiar temperatury
realizowano w oparciu o termopary typu K
montowane w walcu grzejnym i wrzącej cieczy.
Umożliwiają one określenie temperatury na
powierzchni próbki i gęstości odbieranego
strumienia ciepła. Jest to niezbędne do wyznaczenia
tzw. krzywych wrzenia tj. zależności gęstości
strumienia ciepła lub współczynnika przejmowania
ciepła od przegrzania. Przegrzanie to nadwyżka
temperatury powierzchni grzejniej nad temperaturę
nasycenia (badania wykonywano pod ciśnieniem
atmosferycznym).
Badaniu poddano próbkę wykonaną z siatki z brązu
cynowego o prześwicie 0,40 mm i średnicy drutu
0,20 mm. Została ona napieczona na powierzchnię
wymiennikową w atmosferze redukcyjnej. Dzięki
temu tworzą się trwałe połączenia między siatką a
gładką powierzchnią próbki (miedzianą). Wyniki
badań uzyskane dla powierzchni osiatkowanej
zostały porównane z danymi dla powierzchni
gładkiej, przedstawionymi w pracy [11]. Badania
wykonano dla rosnącej wartości gęstości strumienia
ciepła w zakresie przegrzań do około 15 K. Wyniki
eksperymentu przedstawiono na rysunku 2.
qosiatkowana/qgładka
Na podstawie przeprowadzonych badań można
zaobserwować znaczną intensyfikację wrzenia w
wyniku zastosowania wymiennika o zmienionej
morfologii powierzchni. Dzięki mikrostrukturze
możliwe jest uzyskanie wyższych gęstości
strumienia ciepła przy tym samym przegrzaniu lub
tych samych wartości gęstości strumienia ciepła przy
niższych przegrzaniach. Stopień intensyfikacji
wrzenia określony jako iloraz gęstości strumienia
ciepła odbieranego z powierzchni osiatkowanej i
gładkiej przedstawiono na rysunku 3 w funkcji
przegrzania.
4
3
2
1
6
8
10
12
14
16
, K
Rys. 3. Iloraz gęstości strumienia ciepła dla powierzchni
osiatkowanej i powierzchni gładkiej (wg. Rys. 2)
Rysunek 3 uwidacznia wyraźny wpływ przegrzania
na stopień intensyfikacji wrzenia. Mikrostruktura
najwyraźniej polepsza warunki wymiany ciepła w
obszarze małych przegrzań, gdzie możliwe jest
około czterokrotne zwiększenie gęstości strumienia
ciepła. Dla większych przegrzań wpływ ten maleje,
a uzyskane wyniki zbliżają się do danych dla
powierzchni gładkiej. Wynika to ze wzmożonej
produkcji pary, której przepływ w strukturze może
być utrudniony. W takim przypadku jej korzystny
wpływ związany ze zwiększeniem gęstości
aktywnych centrów nukleacji jest neutralizowany
101
[5] AYUB, H., - BERGLES, A.E. (1987): Pool
boiling from GEWA surfaces in water and R-113,
Wärme und Stoffübertraung, no 21, pp. 209 – 219.
[6] LIANG, H.S., - YANG, W.J. (1998): Nucleate
pool boiling heat transfer in a highly wetting liquid
on micro-graphite-fiber composite surfaces, Int. J.
Heat Mass Transfer, vol. 41, no 13, pp. 1993 – 2001.
[7] PARKER, J.L., - EL-GENK, M.S. (2005):
Enhanced saturation and subcooled boiling of FC72 dielectric liquid, Int. J. of Heat and Mass
Transfer, vol. 48, pp. 3736 – 3752.
[8] UJEREH, S., - FISHER, T. and MUDAWAR, I.
(2007): Effects of carbon nanotube arrays on
nucleate pool boiling, Int. Journal of Heat and Mass
Transfer, 50, pp. 4023 – 4038.
[9] KOLKOVA, Z., - MALCHO, M. (2013): Effect
of falling ratio on thermal performance and thermal
parameters of closed loop pulsating heat pipes,
Structure and Environment, no 4, vol. 5, pp. 37 – 40.
[10] ASAKAVIČJUS I.P., - ŽUKAUSKAS A.A., GAJGALIS V.A., - EVA V.K.(1978): Teplootdača
freona-113, etilovogo spirta i vody v setčatych
fitiljach, Lietuvos TSR Moksly akademijos darbai, B
serija, I (104), pp. 87 – 93.
[11] ORMAN Ł.J. (2013): Boiling heat transfer on single
negatywnymi
konsekwencjami
utrudnionego
przepływu cieczy do struktrury i pary na zewnętrz
pokrycia siatkowego.
WNIOSKI
Powierzchnie intensyfikujące wymianę ciepła
prowadzą do zwięszenia odbieranych gęstości
strumienia ciepła lub zmniejszenia przegrzania
wymaganego do przekazania określonej gęstości
strumienia ciepła w danych warunkach. Ich
korzystny wpływ uwidacznie się generalnie w
obszarze małych przegrzań, co pokazano w
badaniach eksperymentalnych. Przy większych
przegrzaniach wyniki pomiarów dla powierzchni
z mikropokryciem mogą być porównywalne
z danymi uzyskiwanymi dla gładkiej powierzchni
odniesienia.
Dalsze prace autorów mogę być ukierunkowane na
wytworzenie
nowych
rodzajów
struktur,
intensyfikujacych wymianę ciepła przy wrzeniu.
Takie powierzchnie zmodyfikowane mogą zostać
wytworzone w wyniku zastosowania różnego
rodzaju obróbki wymiennika.
phosphor bronze and copper mesh microstructures, Proc
of Int. Conf. “Experimental Fluid Mechanics 2013”,
Czech Republic, pp. 519 – 522.
[12] PIASECKA M. (2013): An application of enhanced
heating surface with mini-reentrant cavities for flow
boiling research in minichannels, Heat and Mass Transfer,
no. 2, vol. 49, pp. 261 – 275.
[13] HOŻEJOWSKA S., PIASECKA M., PONIEWSKI
M. (2009): Boiling heat transfer in vertical minichannels.
Liquid crystal experiments and numerical investigations,
International Journal of Thermal Sciences; no 6, vol. 48,
pp. 1049 – 1059.
LITERATURA
[1] BERGLES, A.E. (1997): Enhancement of pool
boiling, Int. J. Refrigeration, 8, vol. 20, pp. 545 –
551.
[2] BEJAN, A., - Kraus, A.D. (2003): Heat Transfer
Handbook, New Yersey.
[3] MERTZ, R., - GROLL, M., - VASILIEV, L.L., KHROLENOK, V.V., - KHALATOV, A.A., KOVALENKO, G.V. and GELETUHA, G. (1998):
Pool boiling from enhanced tubular heat transfer
surfaces, Proc. of 11th Int. Heat Transfer Conf,
Kyongju, Korea, vol. 2, pp. 455 – 460.
[4] MARTO, P.J., - WANNIARACHCHI, A.S. and
POLIDO, R.J. (1985): Augmenting the nucleate
pool-boiling characteristics of Gewa-T finned tubes
in R-113, Augmentation of Heat Transfer in Energy
Systems, ASME-HTD, vol. 52, pp. 67 – 73.
The work has been supported by the grant
project APVV SK-PL_0034-12: Research of
Tribological Properties of Electro-spark
Deposited Coatings
102
Download

EDITORIÁL - Katedra technologického inžinierstva