sbornÃk pÅÃspÄvkÅ¯ papers proceedings

UNIVERZITA J. E. PURKYNĚ V ÚSTÍ NAD LABEM FAKULTA VÝROBNÍCH TECHNOLOGIÍ A MANAGEMENTU ČESKÁ SPOLEČNOST STROJÍRENSKÉ TECHNOLOGIE PRACOVIŠTĚ STROJÍRENSKÉ TECHNOLOGIE A OBRÁBĚNÍ ČESKÝCH VYSOKÝCH ŠKOL

5. Mezinárodní konference ICTKI 2014 Nové poznatky v technologiích a technologické informace 2014

5th International Conference ICTKI 2014 New Technology Knowledge and Information 2014

Litoměřice, 29. – 30. 1. 2014 Česká republika | Litoměřice | Czech Republic

SBORNÍK PŘÍSPĚVKŮ PAPERS PROCEEDINGS

Pořádáno za podpory Organized with the support of

Čestný výbor konference | Honorary Committee of Conference prof. RNDr. René Wokoun, CSc. Rektor Univerzity J. E. Purkyně v Ústí nad Labem prof. Dr. Ing. František Holešovský Děkan Fakulty výrobních technologií a managementu, Univerzity J. E. Purkyně v Ústí nad Labem Ing. Oldřich Bubeníček Hejtman Ústeckého kraje Mgr. Ladislav Chlupáč Starosta města Litoměřice

Vědecký výbor konference | Scientific Committee of Conference doc. Ing. Naděžda Čuboňová, Ph.D. Žilinská univerzita, Žilina, Slovensko Ing. Radek Honzátko, Ph.D. FVTM UJEP, Ústí nad Labem, Česko prof. Ing. Jiří Hrubý, CSc. VŠB TU v Ostravě, Česko prof. Ing. Karel Kocman, DrSc. UTB ve Zlíně, Česko prof. Dr. Ing. Pavel Kovač, Ph.D. FTN, Srbsko prof. Ing. Stanislav Legutko, DrSc. Polytechnika Poznańska, Polsko prof. Ing. Jan Mádl, CSc. ČVUT Praha, FVTM UJEP, Ústí nad Labem, Česko prof. dr. h. c. Dr. Ioan D. Marinescu, PhD. UTO, Toledo, Spojené státy americké Dr. Michael N. Morgan John Mores University, Liverpool – Anglie prof. Ing. Jozef Novák-Marcinčin, CSc. Fakulta výrobních technologií v Prešove, Slovensko PhDr. Jan Novotný, Ph.D. FVTM UJEP, Ústí nad Labem, Česko prof. Dr. Gábor Páy, Ph.D. Engineering and Agriculture Faculty, Nyíregyháza, Hungary doc. Ing. Jiří Staněk, CSc. Západočeská univerzita v Plzni, Česko

Organizační výbor konference | Organizational Committee of Conference Ing. Radek Honzátko, Ph.D., FVTM UJEP Ústí n. Labem Ing. Michal Lattner, FVTM UJEP Ústí n. Labem Ing. Radek Lattner, FVTM UJEP Ústí n. Labem Ing. Nataša Náprstková, Ph.D., FVTM UJEP Ústí n. Labem PhDr. Jan Novotný, FVTM UJEP Ústí n. Labem

Editor | Editor Ing. Martin Novák, Ph.D.

© 2014. Katedra technologií a materiálového inženýrství, Fakulta výrobních technologií a managementu, Univerzita J. E. Purkyně v Ústí nad Labem. © 2014. Department of Technology and Material Engineering, Faculty of Production Technology and Management, J. E. Purkyně University in Ústi nad Labem, Czech Republic.

ISBN: 978–80–7414–679-4 Publikováno | Place of Issue Ústí nad Labem

Vydavatel | Publisher Unverzita J. E. Purkyně v Ústí n. Labem (UJEP)

Forma | Form CD- ROM

Vyšlo | Published Leden | January 2014

Náklad | Issues 100 ks | 100 pcs.

5. Mezinárodní konference ICTKI 2014 Litoměřice | 29. - 30. 1. 2014

Sborník příspěvků Proceedings

Dynamické síly působící v nestabilním řezu při soustružení Bach Pavel, doc. Ing. CSc., Fakulta strojní, ČVUT v Praze, Výzkumné centrum pro strojírenskou výrobní techniku a technologii (VCSVTT). E-mail: [email protected]. Poláček Miloš, Ing. CSc., Fakulta strojní, ČVUT v Praze, VCSVTT Drobílek Jiří, Ing., Fakulta strojní ČVUT, v Praze, VCSVTT Chvojka Petr, Ing. PhD., Fakulta strojní, ČVUT v Praze, VCSVTT Dosud se v dynamice soustružení předpokládalo, že dynamická síla je jen jedna, a že to je síla řezná. S jedinou řeznou silou počítala teorie vzniku samobuzeného kmitání při obrábění, formulovaná v 50. letech 20. století. Předpoklad jedné dynamické řezné síly při nestabilním řezu se traduje až dodnes. V tomto příspěvku předkládáme čtenáři a posluchači k úvaze hypotézu o působení několika dynamických sil při nestabilním soustružnickém řezu. Jde tedy o nový tvar silového modelu, na kterém závisí výpočet meze stability a také přesnost predikce stabilních řezných podmínek. Platnost hypotézy musí být ještě prokázána. Ověřovací pokusy se chystají již asi rok a začnou v tomto roce (2014). Hypotéza se zatím opírá o výsledky dřívějšího měření dynamických sil, jak cizí, tak jednoho z autorů tohoto příspěvku, Ing. Poláčka. Klíčová slova: stabilita obrábění, komplexní dynamická síla

1 Význam dynamických sil v obrábění Obecně se rozumí dynamickými silami síly proměnlivé v čase. Patří sem např. síly budící vlastní nebo vynucené kmitání. Teorie obrábění se převážně zabývá jen statickými silami působícími v řezu. V tomto příspěvku rozumíme statickými silami síly existující při stabilním řezu, který je vždy cílem v praxi. Existují však případy nestabilního obrábění, tj. takového, kdy původně statické složky řezné síly (nebo řezných sil) jsou samotným řezným procesem, ve zpětnovazební smyčce, modulovány na síly periodicky proměnlivé v čase, a tedy dynamické. Vzniká samobuzené kmitání. Při nestabilním řezu pak společně působí statická i dynamická složka řezné síly. Nestabilní obrábění se vyskytuje při všech třískových technologiích, od soustružení, přes frézování až po broušení, navíc jak při hrubování, tak při dokončovacích řezech. Nestabilita řezu se projevuje především zvlněním obráběného povrchu v důsledku kmitání mezi nástrojem a obrobkem. Vzniká nepříjemný hluk, amplitudy kmitů často narostou na vysoké hodnoty, takže jsou ohroženy břity nástrojů. Není to v praxi žádoucí jev, takže je nutné znát prostředky k jeho potlačení. Teorie stability obrábění (nebo samobuzeného kmitání, angl. chatter) je velmi dobře zpracována včetně praktických nástrojů, kterými je možné vzniklé kmitání eliminovat. Začátky viz [1], [2], pozdější studie např. viz [3], [10], [11] a mnoho dalších. Z technologického hlediska jsou zajímavé postupy, kterými je možné se nestabilitě řezu nejen vyhnout, ale navíc využít znalosti meze stability k optimalizaci (zvýšení) řezného výkonu. K bližšímu vysvětlení použijeme ilustrační diagram stability zobrazený v horní části Obr. 1. Na svislé ose je vynesena Stable Depth of Cut, neboli stabilní hloubka řezu. Na vodorovné ose jsou otáčky nástroje (frézky) nebo vřetena s obrobkem (soustruhy). Šedivé pole značí nestabilní řezné podmínky, při kterých vznikne samobuzené chvění, jehož amplituda během řezu narůstá. Naopak, bílé pole vyznačuje stabilní řezné podmínky, hloubku řezu a otáčky obrobku nebo nástroje, resp. řeznou rychlost. V tomto poli se chvění po svém vzniku utlumí. Hranici mezi těmito oblastmi označujeme jako mez stability definovanou konstantní amplitudou chvění. Z grafu je zřejmé, že stabilní hloubka řezu se značně s otáčkami mění. Tam, kde jsou mezery mezi loby velké, tj. v oblasti vyšších otáček, je možné zvolit vyšší (stabilní) hloubku řezu, aniž by došlo ke chvění, viz např. pole A. Šipka v poli A ukazuje tzv. stabilní otáčky. Těch se dá využít při frézování. Pro soustružení platí spodní oblast grafu, kde jsou již mezery mezi loby úzké a proto se místo hledání stabilních otáček používá k potlačení chvění např. variace řezné rychlosti (otáček). Speciální význam pro těžko obrobitelné materiály má oblast nejnižších otáček v diagramu stability. V grafu vidíme, že loby ustupují nahoru a stabilní oblast se rozšiřuje. Je to důsledek dynamického jevu, kdy, za určitých podmínek, působí v řezu tlumení řezného procesu, zvané procesní tlumení, (angl. process damping). Navýšení meze stability při nízkých řezných rychlostech dovoluje použít vysoké, stabilní hloubky řezu a vede ke zvýšení řezného výkonu těžko obrobitelných materiálu, což je efekt jinak těžko dosažitelný. Doprovodným efektem je značné prodloužení životnosti nástrojů v důsledku snížení řezné rychlosti a možnosti výhodného použití HSS PM nástrojů. Platí to pro soustružení i frézování. Bližší vysvětlení je mimo rámec tohoto příspěvku a proto odkazujeme na literaturu [5], [6], [7], [8],

ISBN 978-80-7414-679-4

-4-

(c) 2014 UJEP



[9]. V dolní části obrázku je křivka frekvence chvění. Ta se s otáčkami také mění. Skokové změny frekvence označují zmíněné stabilní otáčky. Je vidět, že stabilní otáčky tvoří určitou řadu. Pro technologa jsou to možnosti volby optimálních, stabilních řezných rychlostí (otáček) pro různé materiály a nástroje. Pro konkrétní případy se diagram získá výpočtem na základě naměřené frekvenční charakteristiky v místě nástroje (frézování) nebo obrobku (soustružení). Postup výpočtu diagramu je vysvětlen např. v článku [22].

Obr. 1 Stability Lobe Diagram neboli Diagram meze stability. Predikce stabilních řezných podmínek. Fig. 1 Stability lobe diagram. Prediction of the stable cutting conditions. Hodnoty „stabilních otáček“ výrazně závisí na vlastních frekvencích rozhodujícího kmitavého systému, obecně na systému stroj-nástroj-obrobek, a také na některých technologických parametrech, které dosud nejsou ve výpočtu uvažovány. Zobrazený diagram stability může být pro technologa dobrým vodítkem při predikci stabilních řezných podmínek, případně při optimalizaci řezného výkonu v daných podmínkách. Předpokladem ovšem je dostatečná přesnost diagramu. Při soustružení má mez stability, za určitých řezných podmínek, specifický průběh v oblasti nízkých řezných rychlostí a liší se od diagramů stability získaných výpočtem. Tomu bude věnována následující část příspěvku.

2 Lineární model dynamické řezné síly Model řezné síly, který použil Poláček k výpočtu stability, byl velmi zjednodušený v zájmu jednoduchého, srozumitelného a prakticky použitelného vzorce pro vyčíslení meze stability a má následující tvar:





F t   K  b  hm  Yo  Yi   e jt  Fstat  Fdyn

(1)

kde:

b ...šířka třísky

hm ...rozdíl střednic mezi vlnami Yo t  a Yi t 

Yo ...amplituda vlny zanechané na obráběném povrchu kmitajícím nástrojem při předchozí otáčce Yi ...amplituda kmitů mezi obrobkem a nástrojem

K ...specifický řezný odpor  ...úhlová frekvence kmitání

ISBN 978-80-7414-679-4

-5-

(c) 2014 UJEP



Fstat ...statická složka celkové síly F t 

Fdyn ...dynamická složka celkové síly F t  .

Konstanta K byla dříve uvažována jako koeficient lineární úměrnosti mezi silou a výchylkou nástroje. Dnes se za tento koeficient dosazuje odhad statického specifického řezného odporu. Síla F(t) je složka řezné síly působící ve směru normály Y k obráběnému povrchu. Tečná složka síly se v silovém modelu neuvažovala. Pro komplexní dynamickou sílu (fázor) byl použit lineární model:

Fdyn  K  b  Yo  Yi   Fdo  Fdi

(2)

přičemž na mezi stability platí vztah:

Yo  Yi

(3)

kde:

Yo  Yi  e j ...jsou vlny na povrchu obrobku. Ve vztahu (3) značí ε fázi mezi vlnami na obrobku a kmity nástroje. S použitím těchto vztahů lze odvodit vzorec pro vyčíslení nejnižší meze stability při soustružení ve tvaru: min bmez 

1 2 KGomax

(4)

kde:

Gomax ... je extrém záporné části reálné, frekvenční charakteristiky, přepočtené pomocí směrových kosinů do směru normály, [22]. Tato charakteristika vyjadřuje dynamickou poddajnost kmitavého systému a získá se měřením, případně výpočtem. Hodnota Gomax závisí na statické tuhosti kmitavého systému stroje a na tlumení tohoto systému. Tedy na konstrukčních parametrech struktury celého stroje. Jestliže je tato hodnota získána měřením, je její nejistota velmi malá. Hodnota bminmez dle (4) je v diagramu stability minimální hodnota meze stability, viz Obr. 1. Nejistota hodnoty specifického řezného odporu K je rozhodně větší. Proto se doporučuje při dynamických zkouškách strojů také měření mezní šířky třísky a porovnání výsledku s výpočtem podle (4). Tím by se měla zjistit skutečná hodnota K za daných řezných, dynamických podmínek ovlivněných např. geometrií nástroje. Rovnici (2) lze v komplexní rovině znázornit fázory dle Obr. 2.

Obr. 2 Model dynamické síly Fdyn z rovnice (2) v komplexní rovině. Fig. 2 Force Fdyn from the Eq. (2) depicted in complex plane. Poláčkova teorie v prvním kroku uvažuje kmitavý systém se dvěma stupni volnosti (tzv. princip polohové vazby, [1]). Brzy byla teorie rozšířena o tzv. reprodukční princip, kde velikost dynamické složky řezné síly závisí jak na změně tloušťky třísky vlivem kmitání nástroje, tak na účinku vln na povrchu obrobku. Oba tyto vlivy, složitější kmitavý systém stroj-nástroj-obrobek a odstraňování zvlněného povrchu obrobku, umožňují fázový posuv dynamické řezné síly proti kmitání nástroje vůči obrobku. Při vhodné velikosti fázového posuvu (v po-

ISBN 978-80-7414-679-4

-6-

(c) 2014 UJEP



měrně širokém pásmu), dané dostatečnou šířkou třísky, vznikne nestabilní obrábění. Vztah (3) se řadu let úspěšně používá při dynamické kontrole konstrukce obráběcího stroje, jejímž cílem je zjistit dynamicky slabá místa konstrukce. Při jeho použití k výpočtu lobů (oblast frézování, Obr. 1) a také při stanovení meze stability při obrábění těžko obrobitelných materiálů v oblasti nízkých řezných se však setkáváme s odchylkami predikované (vypočtené) a skutečné meze stability. V další části příspěvku se zaměříme pouze na oblast soustružení při nízkých řezných rychlostech, kde jsou zmíněné odchylky velmi markantní.

3 Komplexní dynamické síly Za podpory CIRP v 60. letech minulého století zorganizoval Ing. Tlustý první výzkum dynamických sil působících v řezu při soustružení. Ideově byl veden pracovníky VÚOSO v Praze, jmenovitě Ing. Poláčkem za podpory několika univerzitních laboratoří v Evropě a později i v USA, viz [12], [13]. Shrneme nejprve stručně výchozí předpoklady a formulace tohoto výzkumu: 1. Platí, že v řezu při soustružení působí pouze jedna dynamická řezná síla. 2. Na rozdíl od shora popsaného Poláčkova modelu síly se předpokládalo, že se na dynamice procesu podílí i tečná složka řezné síly. Celková řezná síla byla tedy rozložena na dvě vzájemně kolmé složky FN (složka kolmá k obráběnému povrchu) a FT (složka tečná k obráběnému povrchu). 3. Dynamické síly byly vyjádřeny rovnicemi:

FN  b  K do  Yo  K di  Yi   Fdo  Fdi

FT  b  K co  Yo  K ci  Yi   Fco  Fci

(5)

V rovnicích koeficienty Kdi, Kdo, Kci, Kco jsou dynamické koeficienty složek řezných sil FN a FT, odpovídající dynamické tuhosti řezného procesu. Předpokládalo se, že koeficienty, a tedy i síly, jsou komplexní. Indexy d a c značí „direct“ a „cross“ směry působení složek dynamických sil Fdi, Fdo resp. Fci, Fco. Směr „direct“ odpovídá směru normály k obráběnému povrchu. Směr „cross“ odpovídá příčnému neboli tečnému směru k této normále. Yi označuje kmity mezi nástrojem a obrobkem (krátce budeme psát „kmity nástroje“ nebo jen „kmity“). Yo označuje vlny zanechané na obrobeném povrchu nástrojem při předchozí otáčce (krátce „vlny“). Indexy „i“ a „o“ značí „inner“ a „outer“ modulaci složek Fdi, Fdo resp. Fci, Fco kmity nástroje nebo vlnami na povrchu obrobku. Síly v první rovnici (5) pro FN jsou znázorněny na Obr. 3. Síla Fdi má vůči Yi fázi Ψdi a střed kružnice již neleží na reálné ose. Platí, že se změnou fáze ε se koncový bod síly FN pohybuje po kružnici, Fdi trvale směřuje do středu kružnice a koncový bod Fdo se také pohybuje po kružnici a určuje její poloměr. Stejné vlastnosti mají síly v druhé rovnici (5), pro FT, která je zobrazena na Obr. 4. Dynamická síla FN je součtem vektorů Fdo a Fdi. Je důležité si uvědomit, že fáze mezi kmity nástroje (inner modulace) a vlnami na obrobku (outer modulace) může nabývat libovolných hodnot mezi 0° až 360°. Z toho plyne, že a.) koncový bod vektoru Yo se při změně fáze ε pohybuje po kružnici, a b.) koncové body vektorů FN a FT leží také na kružnici. Obojí pro případ, že platí podmínky stability (3). Střed kružnice je určen vektorem Fdi, případně Fci, poloměr kružnice určuje vektor Fdo, případně Fco.

ISBN 978-80-7414-679-4

-7-

(c) 2014 UJEP



Obr. 3 Znázornění rovnice (5) v Gaussově rovině. Fig. 3 Equation for the thrust force FN depicted in the complex plane.

Obr. 4 Znázornění rovnice (5) v Gaussově rovině. Fig. 4 Equation for the tangential force FT depicted in the complex plane. Výsledky výzkumu dynamických sil lze, z hlediska tohoto příspěvku, shrnout takto: 1. Měření potvrdilo předpoklad, že koeficienty, a tedy i dynamické síly (složky), jsou komplexní hodnoty. 2. Reálné a imaginární složky koeficientů jsou závislé na řezné rychlosti. Vypočteme-li z těchto závislostí fázové závislosti složek Fdi, Fdo resp. Fci, Fco a tedy i sil FN a FT na řezné rychlosti, zjistíme, že fáze sil FN a FT, vztažené ke kmitání nástroje Yi, jsou různé! Prvním důsledkem tohoto zjištění je, že síly FN a FT nejsou složky jedné, dynamické řezné síly, ale musí být chápány jako samostatně působící síly. Druhým důsledkem vzájemné fáze sil FN a FT je, že v řezu musí působit ještě další dynamické síly, které způsobují fázový posun sil FN a FT. O těch předpokládáme, že jsou rovněž komplexní. Je to především tlumící síla řezného procesu a také tlumící síla od opotřebení nástroje.

4 Nový silový model Nový silový model musí zohlednit poznatky uvedené v závěru předchozího odstavce. Nový model předpokládáme, na základě předchozí úvahy, ve tvaru:

FN  K d  b  Yo  Yi   F1d  F2 d

FT  K c  b  Yo  Yi   F1c  F2 c

(6)

Model (6) nyní obsahuje další silové složky F1d a F1c, což je normálná a tečná složka tlumící síly řezného procesu a F2d a F2c, což jsou tlumící síly od opotřebení nástroje. Obecně mohou být tyto nové síly také komplexní. Index „d“ značí normálný směr (totožný s N) a index „c“ značí tangenciální směr (totožný s T). Síly FN a FT jsou na sebe kolmé, mají obecně různé velikosti a fáze. Předpokládáme, že nový model (6), pokud se podaří identifikovat správně síly F1 a F2 v obou směrech, bude lepším základem pro výpočet meze stability v oblasti nízkých řezných rychlostí než dosavadní modely. Mez stability, vypočtená s použitím modelu (6), bude definována nejen podmínkami (4), ale také dalšími technologickými parametry, které ovlivňuji rozhraní mezi stabilitou a nestabilitou. Takovým parametrem je například řezná rychlost, viz Obr. 1. Koeficienty Kd a Kc předpokládáme v komplexním tvaru, takže pro síly v rovnicích (6), s použitím (3) můžeme psát:

FN  b  K do  Yi  e j  do    b  K di  Yi  e j di  Fd 1  Fd 2   Fdo  e j  do    Fdi  e j di  Fd 1  Fd 2 FT  b  K co  Yi  e j  co    b  K ci  Yi  e j ci  Fc1  Fc 2   Fco  e j  co    Fci  e j ci  Fc1  Fc 2

(7)

(8)

kde:

ISBN 978-80-7414-679-4

-8-

(c) 2014 UJEP



K do , K di , K co , K ci ...jsou absolutní hodnoty komplexních koeficientů. K určení sil v těchto rovnicích budou použity opět postupy podle schémat na Obr. 3 a Obr. 4. Pouze s tím rozdílem, že měření FN a FT, resp. jejich složek, bude provedeno při několika rozdílných souborech podmínek, např. při nízkých rychlostech, kdy působí procesní tlumení a pak při vyšších rychlostech, kdy je tlumící síla řezného procesu zanedbatelná.

5 Důkazy o existenci několika dynamických sil v řezu Jak již bylo řečeno, hypotéza nového modelu sil, se kterým by se dala přesněji vypočítat mez stability při nízkých řezných rychlostech, se opírá o dříve provedená měření komplexních koeficientů řezných sil a jejich závislostí na řezné rychlosti, viz [12] až [16]. Použijeme-li tato data a pro zvolené hodnoty tuhosti „k“ a tlumení „ξ“ kmitavého systému s jedním stupněm volnosti (tyto hodnoty neovlivní tvar křivky meze stability) vypočteme limit stability v závislosti na řezné rychlosti, zjistíme, že křivka meze stability má mezi 20 a 140 m/min silný propad, jak je vidět na Obr. 5. Tento průběh meze stability se podstatně liší od dosud běžně modelovaných výsledků, zobrazených již na Obr. 1. Je třeba zdůraznit, že model (5) je již schopen tuto křivku nějak vyjádřit, ale stále pracuje pouze s jednou řeznou silou v řezu, resp. se dvěma jejími složkami, což odporuje výsledku měření, které prokázalo, že síly jsou komplexní s různými fázemi vůči kmitání nástroje. Závislost meze stability podle Obr. 5 byla nezávisle prokázána zkouškami obráběním, které je možné najít v řadě prací, uvádíme např. v [14] až [21]. Viz též Obr. 7.

Obr. 5 Křivka meze stability pro nízké řezné rychlosti. Zpracováno s použitím dat z [12]. Fig. 5 Limit of stability for turning calculated with the use of data published in [12].

Obr. 6 Křivky stability získané zkouškou obráběním. Data podle [13], [17], [10] a [11]. Fig. 6 Stability curves. Data compiled after [13], [17], [10] a [11].

6 Fázové vztahy sil a vibrací Když dále vypočteme z dříve naměřených dat, publikovaných v [12], fáze sil Fdi a Fci vzhledem k vibracím nástroje Yi, zjistíme, že se mění podle Obr. 7. Podobná data publikoval Rao [15]. Třetím příkladem je práce

ISBN 978-80-7414-679-4

-9-

(c) 2014 UJEP



Goela [14], V uvedených třech případech měření složek dynamických sil FN a FT v rovnicích (5) znamenají vzájemné fáze složek i vzájemnou fázi výsledných sil FN a FT. To jednak znamená, že FN a FT nejsou složky jedné síly, ale také, že existují další síly působící v řezu.

Obr. 7 Změny fáze složek řezné síly Fdi a Fci. K výpočtu bylo použito dat z [12]. Fig. 7 A change in phases of the direct and tangential force components Fdi and Fci. Compiled after [12].

7 Experiment Úlohou experimentu je změřit vektory dynamických složek Fdi, Fdo, Fci, Fco, Fd1, Fd2, Fc1, Fc2 a jejich závislost na řezné rychlosti. Tyto složky se určí z kružnic, které při krokové změně fáze ε opíší koncové body vektorů FN a FT, jak je ukázáno na Obr. 3 a Obr. 4. Změna fáze není možná při přirozeně vyvolaném nestabilním obrábění. K vytvoření vln na obráběném povrchu proto použijeme umělé rozkmitávání nástroje ve směru kolmém na obráběný povrch. Ke stanovení sil F1 a F2, procesního tlumení a tlumení od opotřebení, bude nutné nastavit postupně podmínky, při kterých tyto síly budou eliminovány, případně potlačeny na minimum. Rovnice (6), případně (7) a (8) pak zobrazí dva rozdílné stavy, z nichž bude možné síly F1 a F2 zjistit. Ideové schéma experimentálního zařízení je na Obr. 8.

Obr. 8 Principiální schéma uspořádání měření. Fig. 8 Experimental set up.

8 Závěr Cílem výzkumu, jehož obrysy jsme se pokusili vykreslit v tomto příspěvku, je stanovit nejdůležitější dynamické síly, působící v řezu při soustružení. V současnosti víme, že tradiční rozklad řezné síly na normálovou a tangenciální složku neodpovídá skutečnosti. Při soustružení nepůsobí v řezu jen jedna dynamická síla, ale několik sil. Potvrzují to vzájemné fáze složek řezné síly a to, že se fáze sil mění s řeznou rychlostí. Na tomto základě pak vyvinout nový postup pro výpočet meze stability. Silový model by měl co nejlépe odrážet dynamické poměry v řezu, aby výpočet meze stability byl přesnější než dosavadní výpočty. Dostatečná přesnost výpočtu je podmínkou správné predikce řezných podmínek, které by zaručily obrábění bez chvění (stabilní řez) a také možnost zvýšit řezný výkon. Splnění vytčeného cíle může, podle našeho názoru, zaručit pouze experimentální identifikace dynamických sil, ať už řezných nebo tlumících či ještě dalších, zatím blíže neurče-

ISBN 978-80-7414-679-4

- 10 -

(c) 2014 UJEP



ných. Počítáme s tím, že bude nutné prozkoumat dynamické síly působící v okolí střižné roviny. K tomu bychom rádi přizvali kolegy technology.

Literatura [1] POLÁČEK, M. Výpočet stability rámu obráběcího stroje. Kandidátská disertační práce, ČVUT v Praze, 1955. (Odvození principu polohové vazby a regenerativního principu postupného rozkmitávání). [2] TLUSTÝ, J., POLÁČEK M. The Stability of the Machine-Tool against Self-Excited Vibration in Machining. The IRPE Conference, ASME, Pittsburgh, 1963. [3] ALTINTAS, Y., BUDAK, E. Analytical Prediction of Stability Lobes in Milling. Annals of CIRP, 1995, 1, 44, s. 357 - 362. [4] ALTINTAS, Y., EYNIAN, M., ONOZUKA, H. Identification of Dynamic Cutting Force Coefficients and Chatter Stability with Process Damping. CIRP Annals MT, 2008, 1, 57, s. 371-374. [5] TRMAL, G. J., BACH, P. Economy of Titanium Machining. Sborník konference MATAR 2008. Praha: 2008, s. 60-66. [6] BACH, P., ZEMAN, P., VÁŇA, J., KOUKOL, V. Titanium Machining. Sborník konference HSS Forum. Aachen 2009. [7] MALÝ, J., ZEMAN, P., MÁDL J. Vliv řezného prostředí a řezných podmínek na velikost teplot a zbytkového napětí v obrobeném povrchu při frézování slitiny titanu Ti6Al4V. Manufacturing Technology, Plzeň: [s.n.], 2009, s. 9. ISBN 978-80-7043-7. [8] VÁŇA, J., ZEMAN, P. Trvanlivosti břitů HSS nástrojů nové generace při frézování slitiny Ti6Al4V. Manufacturing Technology, Plzeň, 2009, s. 9. ISBN 978-80-7043-7. [9] BACH, P., HSS nástroje z PM ocelí pro výkonné a ekonomické frézování titanových slitin. Machining&Tooling, 2009. [10] EYNIAN, M., ALTINTAS, Y. Analytical Chatter Stability of Milling with Rotating Cutter Dynamics at Process Damping Speeds. Journal of Manufacturing Science and Engineering, April 2010, 2, 132. [11] EYNIAN, M. Chatter Stability of Turning and Milling with Process Damping. Vancouver: A Thesis for the Degree of Ph. D., University of British Columbia, 2010. [12] TLUSTY, J. Analysis of the Research in Cutting Dynamics. Annals of the CIRP, 1978, 2, 27, s. 583589. [13] PETERS, J., VANHERCK, P., VAN BRUSSEL, H. The Measurement of the Dynamic Cutting Coefficient. CIRP Annals, 1972, 2, 21. [14] GOEL, B. S. Measurement of Dynamic Cutting Force Coefficients. Hamilton: McMaster University, 1976. [15] RAO, S. B. Analysis of Dynamic Cutting Force Coefficient. Hamilton: McMaster University, 1977. [16] TLUSTY, J., MORIWAKI, T., GOEL, B. S. The Dynamic Cutting Coefficient for Some Carbon Steels, Proc. 4th NAMR Conf., Battelle’s Labs, Columbus, 1976. [17] JEMIELNIAK, K. Modeling of Dynamic Cutting Coefficients in Three-Dimensional Cutting. Int. J. Mach. Tools Manufacturing, August 1992, 4, 32, s. 509-519. [18] KALS, H. J. J. On the Calculation of Stability Charts on the Basis of the Damping and Stiffness of the Cutting Process. CIRP Annals, 1971, 19, s. 297-303. [19] KNIGHT, W. A. Chatter in Turning: Some Effects of Tool Geometry and Cutting Conditions. Int. J. Machine Tool Design and Research, 1972, 3, 12, s. 201–220. [20] LIU, C. R., LIU, T. M. Automated Chatter Suppression by Tool Geometry Control. Journal of Engineering for Industry, 1985, 2, 107, s. 95-100.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 11 -

(c) 2014 UJEP



[21] SISSON, T. R., KEGG, R., L. An Explanation of Low Speed Chatter Effects. Journal of Engineering for Industry, November 1969, 4, 91, s. 951-958. [22] BACH, P. Vibrace při obrábění. Machining&Tooling, 2012, 3, s. 1-5.

Abstract Article:

Dynamic forces in unstable cut in turning

Author:

Bach Pavel, doc. Ing, CSc. Poláček Miloš, Ing., CSc. Drobílek Jiří, Ing. Chvojka Petr, Ing., PhD.

Workplace:

Faculty of Mechanical Engineering, Czech Technical University in Prague, Research Center of Manufacturing Technology

Keywords:

chatter, complex dynamic cutting force,

So far, it has been assumed in the dynamics of turning that there is only one dynamic force, and that it is the cutting force. The theory of self-excited vibrations in machining, formulated in the 1950s, supposes a single cutting force. The assumption of a single cutting force in unstable cut is common to this day. In this paper, we will present the reader and listener with a hypothesis about the effect of several dynamic forces acting in unstable cut in turning. It is a new form of the force model, upon which the calculation of the limits of stability depends, as well as the accuracy of the prediction of stable cutting conditions. The validity of the hypothesis has yet to be demonstrated. Preparations for validation experiments have been under way for approximately one year and the experiments will start this year (2014). The hypothesis is based on the results of some earlier measurements of the dynamic forces by foreign authors as well as one of the authors of this paper, Miloš Poláček.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 12 -

(c) 2014 UJEP



Transformation Methods of Production Organization from the Far East to the Metal Industry in Poland Stanisław Borkowski, Paweł Szklarzyk and Krzysztof Knop, Institute of Engineering Production, Czestochowa University of Technology, Dąbrowskiego 69, 42-200 Częstochowa, Poland. szklarzyk.paweł@o2.pl Introduction into problems – Knowledge of the production process is an important part of improving the organization. The greatest knowledge about the functioning of the production system has got employees responsible for the execution of a technological operation. Unfortunately, the opinion of employees in an organization is often overlooked, and its role is limited to carrying out his task. The first part of the article presents an analysis of the level of quality plates of hot-rolled. In the second part of the paper attempted to obtain the opinion of employees in the knowledge of the visual inspection in their organization. The article presents the results of "BOST". This is a test method developed at the Institute of Production Engineering on Czestochowa University of Technology. The results are used to determine the state of knowledge workers with the process and are an indication towards the improvement of the organization. Keywords: BOST method, nonconformity, plate rolling, Toyotaryzm, quality control

1 Production process of hot-rolled plates Knowledge of the production process is the basis for improvement. The production process relates to the production of the product, or processing of materials into finished products. These activities are associated with the planning of operations, operative scheduling, control of quantity and quality of production [4, 5]. The technological process is called the main part of the basic manufacturing process in which a change of shape, physicochemical properties, the external appearance of the processed material or permanent change of mutual position of the various parts included in the manufactured product, or assembly of components and products [4, 5]. In terms of technology can be distinguished: the phase, processes and operations carried out throughout the manufacturing plant or a cell. 1.1 Production process depicted technologically Production process of the research hot-rolled plates depicted technologically is presented in Figure 1.

Fig. 1 Production process of the hot-rolled plate in a technological aspect The operations specified in this process are following: 1. Storage of the slabs. 2. Transportation of the slabs. 3. Heating of slabs in the furnace pusher 1150-1250oC. 4. Transportation of the heated slabs. 5. Transportation of the slabs from passing through the scale-removing rolls. 6. Transportation of the slabs four-high reversing mill. 7. Rolled of the plates. 8. Transport of the plates. 9. Heat treatment. 10. Transport of the plates. 11. Straightening of the plates for hot leveling machine. 12. Transport of the plates. 13. Cool to cold laminar band.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 13 -

(c) 2014 UJEP


14. 15. 16. 17.


Implementation of non-destructive testing - Visual Inspection. Implementation of non-destructive testing-Ultrasonic testing. Cutting of plate and collection of samples for testing mechanical properties. Storage of finished products.

2 Experiment The standard number PN-EN ISO 9000:2006 [6], defines conformity as the fulfillment of a requirement. On the other hand, nonconformity as a non-fulfillment of a requirement. The detection of nonconformity products during production is critical for the degree of customer satisfaction with the product obtained. The use of suitable visual quality control of the products allows to detect nonconformity. This chapter presents the analysis of nonconformity hot-rolled plates. For the analysis of nonconformity were used Pareto-Lorenz diagram. An important element in the selection of appropriate visual quality control is the opinion of the employee. In order to answer the question: What is the most important element in the visual inspection? To obtained answers on this question in the plate mill was carried out “BOST” survey. 2.1 Pareto-Lorenz analysis The Pareto-Lorenzo analysis is perfectly apt to systemize the data coming from all the stages of hot-rolled plates production process [11]. The analysis covered the data coming from the production cycle of hot rolled plates, from July 2013. The total mass of non-conforming products was about 2605.93 Mg. The analysis of these data indicated that the most often occurring product defect are deformed material. This problem constitutes about 25.11% of all defects found out. The other source of defects was the bad thickness which was 21.27%, the cockles which was 16.53% and the other which was 13.43%. Exemplary values and percentage distributions of defects are illustrated at Table 1. Tab. 1 Reasons and numbers of nonconformities for hot-rolled plates production process

Symbol of nonNo. conformities 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9. 10. 11. 12.

N1 N3 N10 N2 N9 N11 N7 N8 N6 N4 N5 N12

The sum of the Nonconformities products [Mg] Deformed material 654.3 Bad thikness 554.2 Cockles (two sides) 430.8 Other 350.1 Shells 234.4 Cocles (one sides) 203.7 Mechanical damage 75.1 Plastic flow 56.3 Lapping 23.4 Indentation 22.3 Honeycomb blowholes 1.2 Internal bond strengh 0.1 The sum: 2605.93

Percentage [%] 25.11% 21.27% 16.53% 13.43% 8.99% 7.82% 2.88% 2.16% 0.90% 0.86% 0.05% 0.00% 100%

Cumulated [%] 25.11% 46.38% 62.91% 76.34% 85.34% 93.15% 96.04% 98.20% 99.09% 99.95% 100.00% 100.00%

Based on the diagram (Figure 2) it could be stated that for over 76.34% of all detected defects are responsible only four types of defects. 76.34% of defects are connected with only four problems: the deformed material, the bad thickness, the cockles (two sides) and the other which was 13.43%, whereas the remaining types of defects are merely 23.66% in total of all defect. 76.34% of defects is about 1989.43 Mg nonconformity products.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 14 -

(c) 2014 UJEP



100% Percentage [%]

80% 60% 40% 20% N5

N12

Number of defect

N4

N6

N8

N7

N11

N9

N2

N10

N3

N1

0%

Fig. 2 Pareto-Lorenz diagram for nonconformities of hot-rolled plates 2.2 Toyotaryzm and BOST method – Transformation of Japanese production management principles Due to the passing of the crisis and a large competition on the world market and the changes taking place in the modern economy. manufacturing companies in Poland in order to come closer to the world's leading manufacturers, are obliged to look for proven methods of production management. One of the best models to follow is the Japanese management. Japan after the great defeat of the military during 2nd World War in the 90’s of the twentieth century has become the 3rd largest economy in the world [10]. One of the Japanese companies that can be a role model is the Toyota Motor Company. Toyota Motor Company has created one of the best production systems known today as the Toyota Production System. The Toyota Production System (TPS) is based on the assumption that all separate elements work well for the benefit of the entirety. One of its main goals is also to support and encourage employees to continuously improve their work [1, 8]. Is it possible to apply the principles of the Toyota Production organization in enterprises in Poland? Yes, it is possible. An attempt to transform Japanese methods of organizing production on the Polish market is Toyotaryzm and BOST method. 2.2.1 Toyotaryzm characteristic TPS operates based on the 14 management principles. An attempt to transform Japanese organization methods production on the Polish market is Toyotaryzm. "TOYOTARYZM" is a term invented by: Prof. n. tech. and n. ekonom. dr hab. inż. Stanisław Borkowski from the Czestochowa University of Technology (Poland). Toyotaryzm is defined as [1, 2, 3, 9]: Toyotaryzm is a scientific discipline examining human - machine and human - human relationships with the inclusion of a process-based approach. Japanese culture, especially of Toyota oriented to continuous improvement with the use of knowledge. In Figure 3 is shown model “Toyotaryzm”. This model contains four elements and the connection between these elements:  Man (Circle) - founder. Initiators, investors, senior management, leadership.  Man (Hexagon) – executives, leaders, managers.  Man (Ellipse) – executor process.  Machine (Rectangle) – material resources. Toyotaryzm emphasizes how important are the people in the functioning of the production system. This definition details two dipoles: human – machine and human – human. Human appears in three out of four components of the above definition thus underlining the meaning of a human in a Japanese culture and consequently in the culture of Toyota. In the fundamental dipole human-machine, human pole means: originators, initiators, investors, chief management, leaders, who plan and realize human activity. In the other dipole human – human, one pole means: management, leaders – managerial staff who have visual contact with human resources while managing them. It can be stated that they look into the eyes of executors of processes, who are an element of the second pole of the human – human relationship [1, 2, 3, 9].

ISBN 978-80-7414-679-4

- 15 -

(c) 2014 UJEP


CZŁOWIEK


CZŁOWIEK

TOYOTARYZM

MASZYNA

CZŁOWIEK

Fig. 3 „TOYOTARYZM” – basic model

2.2.2 BOST method characteristic The BOST method presented in papers [1, 2] was used for carrying out the researches. This test method, based on the Toyota’s production system can be successfully used both in production and service institutions. The BOST method describes Toyota’s management principles with its characteristic factors. Their number depends on the scope of such a principle and ranges from 4 to 10. The set of factors is called an area. Some principles are divided into two or even three areas. Toyota’s management principles are divided into four sections [8]:  Section I. Long-term philosophy – one principle.  Section II. The right process will produce the right results – seven principles.  Section III. Add value to the organization by developing your people and partners – three principles.  Section IV. Continuous solving root problems drives organizational learning – three principles. The BOST questionnaire has two versions:  Version for employees.  Version for superiors. The version for employees contains a set of factors describing principles: 1; 2; 3; 4; 6; 7; 14 and elements of the roof of Toyota’s house (quality, costs, lead time, safety, morale of personnel). The version for superiors contains a set of factors describing all Toyota’s management principles and elements of the roof of Toyota’s house. The presented questionnaire has a ranking scale. Respondents may assess the significance of a given factor by placing one of the numbers within the range of scale in an appropriate box. After the description of the main part of the BOST method its further elements will be outlined briefly. The BOST method allows:  Assessing the significance of factors describing the 14 Toyota’s management principles.  Styles of management (the inclusion of Toyota’s optimum).  Leadership qualities of managers.  Satisfaction of employees/customers.  Commanding qualities of managers.  Influence of managers.  Carrying out team and self assessment.  Creating a 3x3 matrix (competitiveness of a product/service, technological possibilities).  Manager’s reputation.  Significance of driving forces of improvement.  Significance of factors allowing for achievement of goals.  Acquiring information about the structure of human potential with focus on: gender, education, age, seniority, mobility, type of employment. Questionnaire includes: the most important areas of improvement. visual control of factors. elements of the manufacturing process. assessment of the supervisors. competitive products and manufacturing processes. The final part of the survey includes the respondent's birth certificate and determine the nature of the business. With use of the BOST method human resources company can be characterized [7].

ISBN 978-80-7414-679-4

- 16 -

(c) 2014 UJEP



2.2.3 BOST survey results In order to assess the situation at the company carried out BOST survey. Employees were asked to assess the factors of area "E7". A question describes the third Toyota's management principle. The 7th Toyota’s management principle is as follow [8]: Principle 7. Use visual control so no problems are hidden. The 7th Toyota’s management principle is described in the BOST survey by E7: What is the most important element in the visual inspection? In the box type 1, 2, 3, 4, 5, 6 (6 factor the most important). The relevant assessment may be used only once.

CS EP TI UP ME GW

Cleanliness, tidiness Flow Information board Participation in the places of production Monitoring Graphical presentation of results

The proposed research methodology showed that each respondent – the foundry worker made a personal quantification of these given factors. grading them according to their importance from 1 to 6. The data from the Table 2 are the basis for estimation of the frequency of the precise mark occurrence for each factor. Tab. 2 Principle 7. Evaluation structure [%] of the factors’ importance evaluation for E7 area. Concerns the plate mill

Evaluation 1 2 3 4 5 6

CS 16.7 5.6 11.1 22.2 11.1 33.3

Indicating the factors EP TI UP ME 22.2 16.7 5.6 5.6 11.1 22.2 11.1 16.7 33.3 44.4 5.6 0.0 5.6 11.1 5.6 33.3 27.8 0.0 33.3 22.2 0.0 5.6 38.9 22.2

GW 33.3 33.3 5.6 22.2 5.6 0.0

The structure of this assessments in this case, as well as of the whole research paper is presented using the pie charts (Fig.4). From the Figure 4a it is possible to conclude that for 66.6% of all workers factor cleanliness, tidiness (CS) is the most important. This factor was the most often evaluation at “6”. The evaluation “6” represents 33.3% of the total assessments of all ratings on this factor. From the Figure 4b it is possible to conclude that for 66.7% of all workers factor flow (EP) is the most important. This factor was the most often evaluation at “3”. The evaluation “3” represents 33.3% of the total assessments of all ratings on this factor. From the Figure 4c it is possible to conclude that 83.3% of all workers factor information board (TI) is the least important. This factor was the most often evaluation at “3”. The evaluation “3” represents 44.4% of the total assessments of all ratings on this factor. From the Figure 4d it is possible to conclude that for 77.8% of all workers factor participation in the places of production (UP) is the most important. This factor was the most often evaluation at “6”. The evaluation “6” represents 38.9 % of the total assessments of all ratings on this factor. From the Figure 4e it is possible to conclude that for 77.7% of all workers factor monitoring (ME) is the most important. This factor was the most often evaluation at “4”. The evaluation “4” represents 33.3% of the total assessments of all ratings on this factor. From the Figure 4f it is possible to conclude that 72.2% of all workers factor Graphical presentation of results (GW) is the least important. This factor was the most often evaluations at “1÷2”. The evaluations “1÷2” represents 66.6% of the total assessments of all ratings on this factor.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 17 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 4 E.7. Principle 7. Pie graphs - evaluation structure of the factors’ importance for E7 area: a) CS. b) EP. c)TI. d) UP. e) ME. f) GW. Concerns the plate mill Series of the factors' importance that represent the seventh Toyota's principle is shown in the Figure 5 in the form of the Pareto-Lorenz diagram.

Fig. 5 E7. Principle 7. Pareto-Lorenz diagrams of the factors’ importance E7 area for evaluations: a) „1”, b)„2”, c) „3”, d) „4, e) „5”, f) „6”. Concerns the plate mill Based on the description of the x-axis Figure 5, the ranks of the validity of the factors analyzed area has the form: For evaluation „1”. GW >EP > (CS; TI) >(UP; ME) (1) For evaluation „2”. GW > TI > ME > (EP; UP) > CS (2) For evaluation „3”. TI > EP > CS > (UP; GW) > ME (3) For evaluation „4”. ME > (CS; GW) > TI > (EP; UP) (4)

ISBN 978-80-7414-679-4

- 18 -

(c) 2014 UJEP



For evaluation „5”. UP > EP > ME > CS > GW > TI For evaluation „6”. UP >CS > ME > TI > (EP; GW)

(5) (6)

Figure 5a and the formula 1, has been presented range of validity of factors for evaluate "1". Based on the data found that the most ratings of "1" received the factor: the graphical presentation of results (GW). Rating of "1" states 33.3% of total ratings for factor: the graphical presentation of results (GW). Figure 5b and the formula 2, has been presented range of validity of factors for evaluate "2". Based on the data found that the most ratings of "2" received the factor: graphical presentation of results (GW). Rating of "2" states 33.3% of total ratings for factor: graphical presentation of results (GW). Figure 5c and the formula 3, has been presented range of validity of factors for evaluate "3". Based on the data found. that the most ratings of "3" received the factor: information board (TI). Rating of "3" states 44.4% of total ratings for factor: information board (TI). Figure 5d and the formula 4, has been presented range of validity of factors for evaluate "4". Based on the data found. that the most ratings of "4" received the factor graphical monitoring (ME). Rating of "4" states 33.3% of total ratings for factor: graphical monitoring (ME).. Figure 5e and the formula 5, has been presented range of validity of factors for evaluate "5". Based on the data found. that the most ratings of "5" received the factor: participation in the places of production (UP). Rating of "5" states 33.3% of total ratings for factor: participation in the places of production (UP). Figure 5f and the formula 6, has been presented range of validity of factors for evaluate "6". Based on the data found. that the most ratings of "6" received the factor: participation in the places of production (UP). Rating of "6" states 38.9% of total ratings for factor: participation in the places of production (UP).

3 Conclusion The paper presents results of research on the use of management principles Toyota's in a metal plant in Poland. Quality analysis showed that the greatest impact on the quality level are deformed material, bad thickness, cockles and the other nonconformities. To evaluate the importance factors the BOST survey was used – principles of Toyota's management system in the form of questions. There were presented the results of one principle (7). It was stated that due to the respondents' feedback the most important factors of the plate mill mission are: participation in the places of production and cleanliness, tidiness. The results are an indication for the undertaking as to take improvement actions in order to achieve high product quality and the use of appropriate visual quality control of the product. The results of the BOST survey was possible to obtain information on the factors that affect the visual quality control of the product.

References [1] BORKOWSKI, S.(2012). Toyotarity. BOST method as the instrument of assessment process functioning according to Toyota principles. Faculty of Logistics. University of Maribor Publisher. Celje. [2] BORKOWSKI, S. (2012). Zasady zarządzania Toyoty w pytaniach. Wyniki badań BOST. PTM Publisher. Warszawa. [3] BORKOWSKI, S. (2012). Toyotaryzm. Wyniki badań BOST. PTM Publisher. Warszawa. [4] BORKOWSKI, S., ULEWICZ, R. (2008). Zarządzanie produkcją. systemy produkcyjne. Humanitas Publisher. Sosnowiec. [5] DURLIK, I. (2007). Inżynieria zarządzania. Strategia i projektowanie systemów produkcyjnych cz. I. Placet Publisher. Warszawa. [6] PN-EN ISO 9000:2006. Systemy zarządzania jakością. Podstawy i terminologia. [7] KONSTANCIAK, M., BORKOWSKI, S., JAGUSIAK M. (2011). Supervisors' Assessment According to BOST Method in Chosen Polish Company. In: Communications. Vol. 4, pp. 58-62. Slovakia [8] LIKER, J. K. (2005). Droga Toyoty – 14 zasad zarządzania wiodącej firmy produkcyjnej świata. MT Biznes Publisher. Warszawa. [9] SZKLARZYK, P., KLIMECKA-TATAR, D., SYGUT, P. (2013). The meaning of “Toyotaryzm” in improving of the hot-rolled plates production process. In: Proceedings of Toyotarity. Management of the production values. (S. Borkowski, T. Grladinović (Ed.)), pp. 112-121. Savaş Kitap ve Yayınevi Publisher. Ankara, Türkiye. [10] TAPPING, D., SHUKER, T. (2010). Zarządzanie strumieniem wartości w biurze. Osiem etapów doskonalenia procesów biurowych. ProdPublishing.com. Wrocław.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 19 -

(c) 2014 UJEP



[11] ULEWICZ, R. (2003). Quality control system in production of the castings from spheroid cast iron. In: Metalurgija. Vol. 42, Issue 1, pp. 61-63. Croatia.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 20 -

(c) 2014 UJEP



Evaluation of Adhesive Bond Strength Depending on Degradation Type and Time Jan Cidlina, Ing., Department of Material Science and Manufacturing Technology, Faculty of Engineering, Czech University of Life Sciences in Prague, E-mail: [email protected]. Miroslav Müller, Asc. Prof., Ing., Ph.D., Department of Material Science and Manufacturing Technology, Faculty of Engineering, Czech University of Life Sciences in Prague, E-mail: [email protected]. Petr Valášek, Ing., Ph.D., Department of Material Science and Manufacturing Technology, Faculty of Engineering, Czech University of Life Sciences in Prague, E-mail: [email protected]. Owing to the evolution an adhesive bonding technology can be a complement of the classical methods as well as their compensation in the area of the bonding materials. Although the adhesive bonding technology has many advantages there are also some limits that contain an adhesive degradation which leads to the lowering of a strength function. In this study specimens were prepared with methyl-methacrylate adhesive (MMA) (Novatit adhesive) and steel sheets, and the effect of degradation conditions at the room temperature on the adhesive bond strength was studied. Part of the specimens was exposed to a dehydration after the degradation time. The results showed that the degradation conditions and also the dehydration have considerable effect on the ultimate strength as well as on the durability of the adhesive bond. Keywords: adhesive, methyl-methacrylate, ultimate strength

1 Introduction The differences of the production process in the particular industrial sectors have usually one common element that is material joining [7, 12]. Generally, there are two possibilities how to connect two parts quickly. In the first method, there are used mechanical techniques as bolts and rivets. In another method, the joint is created between the surfaces to be joined. The efficiency and simplicity of the production process are monitored in the both cases of these methods that are related to the continual improvement and searching for new prospective techniques to make the production system easier [9]. According to Messler [6], the adhesive bonding is a joining process of adherents with the base as a chemical agent, which has a function to create chemical bonds among itself and adherents to hold those adherents together in a joint through the surface attractive forces. Currently, the adhesive bonding technology is understood as the efficient agent to create strong bond in a short time [10, 13]. On the other hand there are some limits and disadvantages in the adhesive bonding technology. These factors may affect the adhesive, the adhesive bond and the adhesive bond durability [10]. For this reason it is necessary to ensure the conditions that would eliminate the effect of these factors in the application of the adhesive bonding technology. The main limit is the adhesive bond durability, which depends on exposure conditions. In the case of adhesive bonds the environmental factors are much more substantial and it is necessary to keep it in view [11]. The operation environment leading to the degradation of adhesive or interface adhesive – adherent seems to be a major factor causing the failure of the adhesive bond [11]. If the bonds are exposed to the environment effect, it is possible to observe some adverse changes in appearance and mainly the mechanical properties after a certain period. In the case of bonds which are already created it is important to take into account the fact that the mechanical properties of adhesive bonds are changed over time, especially when they are applied in a liquid contaminants. There is no doubt about the harmful effects of the environment on the adhesive bond [2]. The main problem is to define the process and intensity of the changes in mechanical properties. The aim of the experiments was to determine the effect of liquid contaminants on the strength change of adhesive bonds. According to the hypothesis there is an assumption that the degradation process is irreversible change, it means that degraded adhesive has not renewability of strength characteristic.

2 Methodology Experiments were focused on the changes of the mechanical properties of adhesive bonds after the degradation process under liquid conditions. The adhesive bonding technology is used in agriculture for example in the process of bonding wave breakers in the sprinkler containers, owing to that fact following degradation mediums: Cererit (fertilizer), water and solution of NaCl were selected. In the experiments methyl-methacrylate adhesive was used. The adhesive was applied to steel plates S235J0 with proportion 100 × 25 mm and thickness of 1.5 mm. The procedure of the bonding process was according to CSN EN 1465. Steel plates were firstly mechanically surface treated with blasting by synthetic corundum (Al2O3) with size of fraction F80. Using the profilograph Surftest 301 following values were determined: Ra 1.20 ± 0.12 μm, Rz 6.40 ± 0.72 μm. The surface mechanical treatment belongs among significant factors. Many authors [1, 4, 10, 14, 15, 16, 17] deal with the research of the surface treatment. The surface was chemically cleaned by Acethone P6401 before own adhesive bonding process. After the surface preparation the adhesive was applied on the steel plate in the width 12.5 mm. To

ISBN 978-80-7414-679-4

- 21 -

(c) 2014 UJEP



define the thickness of the adhesive between the bonded adherents distance wires with a diameter of 0.11 mm were used. To determine the constant pressure 0.5 kg weight was used. Own adhesive bonding process was in the progress at the laboratory temperature (22 ± 2 °C). After curing the marking of single assessments and placing in the relevant medium followed. Test specimens were immersed into the degradation medium and in the intervals of one month, two months and three months were removed from that medium. After the removing the specimens were placed under laboratory conditions and part of them was tested on the Universal testing machine immediately after the removing. Other removed specimens were subjected to the dehydration. During that time the changes of mechanical properties were determined at the intervals of 0, 1, 3 and 7 days. Interval “0 hours” means immediately after the removing from the degradation medium after the degradation process without the dehydration process. Determining of the adhesive bond strength was according to CSN EN 1465. Each cycle was terminated by a destructive testing of the adhesive bonds on the universal testing machine LabTest 5.50ST and by defining the failure type according to the ISO 10365. During the tests deforming speed 6 millimetres per minute was used.

3 Results and discussion The experiment was focused on the degradation process of adhesive bonds, which were placed in three different environments for 1, 2 or 3 months. In order to confirm or disprove a hypothesis, that the resultant strength is affected by the dehydration of the adhesive bond which was exposed to degradation mediums, the measured data sets were disposed to the graphs according to the time of the degradation (1, 2 or 3 months) where the effect of dehydration on the bond strength after removal from the degradation mediums is visible (as can be seen in Fig. 1, Fig. 2 and Fig. 3). In light of the effect of different degradation mediums on the bond strength the mediums were compared with T-test after the specific degradation time (Tab. 1). The effect of the degradation medium in the light of the degradation time was also described (Tab. 2). As a null hypothesis H0 it is regarded the statement that no statistically significant differences exist among compared data sets in the light of the mean values: p > 0.05. The average value of the tensile strength before the degradation is 20.9 ± 0.7 MPa. One month later there was found significant and statistically important decrease of the tensile strength in the mediums Cererit (18.9 ± 1.2 MPa; p = 0.02), Solution of NaCl (17.7 ± 2.4 MPa; p = 0.03). In the case of water as a degradation medium the decrease was significant after two months (17.3 ± 1.4; p = 0.0001). Tab. 1 Statistical comparison T-test; H0: p > 0.05 Environment conditions Compared degradation time (month) H 2O 1–2 H 2O 1–3 H 2O 2–3 Cererit 1–2 Cererit 1–3 Cererit 2–3 Solution of NaCl 1–2 Solution of NaCl 1–3 Solution of NaCl 2–3 Tab. 2 Statistical comparison T-test; H0: p > 0.05 Degradation time Compared conditions 1 Month H20-Cererit 1 Month H2O-Solution of NaCl 1 Month Cererit-Solution of NaCl 2 Months H20-Cererit 2 Months H2O-Solution of NaCl 2 Months Cererit-Solution of NaCl 3 Months H20-Cererit 3 Months H2O-Solution of NaCl 3 Months Cererit-Solution of NaCl

p 0.10 0.21 0.98 0.40 0.83 0.38 0.37 0.13 0.01

p 0.78 0.29 0.35 0.51 0.10 0.43 0.82 0.16 0.16

The mutual comparison of the values leads to the conclusion that the tensile strength is approximately identical for all mediums in degradation interval of 1 – 3 months (only in a case of comparison of two and three months of degradation in solution of NaCl there was p = 0.01). In comparison of the strengths before and one month after degradation there is the strength decrease in mediums Cererit and solution of NaCl (in the medium water it is after two months). On the basis of the statistical analysis it can be seen the fact that the effect of tested degradation mediums on the adhesive

ISBN 978-80-7414-679-4

- 22 -

(c) 2014 UJEP



bonded specimens in 1 – 3 months intervals is statistically irrelevant. The influence of dehydration time on the adhesive bond strength during one month degradation can be seen in the Fig. 1. From the ANOVA it is obvious that certain change of the tensile strength depending on dehydration time is only in a case of the solution of NaCl: there is observed a decrease of the tensile strength after one day of dehydration and subsequent growth of strength (p = 0.004). It is necessary to note that during the measurements significant standard deviations were registered (coefficient of variation up to 18 %).

Fig. 1 Degradation after one month Fig. 2 shows the tensile strength of the bond depending on the degradation mediums and dehydration after two months of degradation. According to statistical analysis there is no significant increase in tensile strength (p> 0.12).

Fig. 2 Degradation after two months Fig. 3 shows the tensile strength of the bond depending on the degradation mediums and dehydration after three two months of degradation. Only in a case of solution of NaCl as a degradation medium it can be stated that means of tensile strength (p = 0.03) has been significantly changed the by the effect of dehydration, there was increase in the values of tensile strength after one and after that it decreased again. One month after the degradation process the tensile strength was reduced in the fertilizer solution of 9.6 %, in the solution of NaCl of 15.8 % and in the water of 8.1 % (after two months of 17.2 %). After the beginning of the reduction, in the interval 1 – 3 months no significant decrease of the values was found under all conditions. This fact is also confirmed by results of other authors [2, 3, 6, 7, 12]. According to Müller´s results significant changes of the adhesive bond strength occurred in the interval 15 - 45 days depending on the adhesive and agents. The strength decrease was connected with the change of a failure area from cohesive one to combine and then to adhesive one. The research showed that it came to a diffusive seepage and to a partial corrosion of the adhesive bonded steel samples [8, 12]. According to results of the experiment no effect of the dehydration on the tensile strength of the adhesive bonds by Novatit adhesive was confirmed. Liquid contaminants as a water bath, solution of NaCl and mineral fertilizer have a negative effect on the adhesive bond strength, it is also confirmed by Müller [12]. Action of the liquid contaminants is negative mainly due to the diffusive infiltration in the bond area.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 23 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 3 Degradation after three months Surfaces of the adhesive bonded specimens, which were placed in three different mediums, had the cohesion failure after the destruction. After three months under the degradation conditions the corrosion between the adhesive layer and adherent was found. Müller [7] and Messler [6] also have the similar statement, they say that in most cases the corrosion in adherent or along the interface adhesive – adherent contributes to the degradation of adhesive bond and the tensile strength goes down. The example of this fact is possible to see on the adhesive bond placed in the solution of NaCl or Cererit solution (Fig. 4 and Fig. 5).

Fig. 4 Failure area of specimen after three months of degradation in solution of NaCl

Fig. 5 Failure area of specimen after three months of degradation in Cererit Ascertained experimental results in three different mediums confirm the statement of Müller [7], Kinloch [5] and Court [2], about the negative and damaging effects, which may be under environmental conditions, on the adhesive bond.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 24 -

(c) 2014 UJEP



4 Conclusion It was proved that tested mediums have negative effect on the adhesive bond strength and are important elements affecting the longterm quality and the strength of the adhesive bond. The significant strength reduction occurred in the first phase of tests (after first month). The results show:  The decrease rate of bond strength is in interval 8 – 16 %.  According to experimental results, the effect of the dehydration on the shear strength of the adhesive bonds was not confirmed.  After three months of degradation the combination of the bond failure was found.  The corrosion in the interface of the adhesive – adherent was found.  During the first month significant effect of mediums on the adhesive bond was observed.  In the degradation interval 1 – 3 months, significant effect of the type of the mediums was not proved. Acknowledgement Supported by Internal grant agency of Faculty of Engineering, Czech University of Life Sciences in Prague.

References [1] ABDEL WAHAB, Magd; CROCOMBE, Andrew D.; BEEVERS, Alec; EBTEHAJ K. Coupled stressdiffusion analysis for durability study in adhesively bonded joints. International Journal of Adhesion & Adhesives, 2002, vol. 22, no. 1, pp. 61-73. [2] COURT, Richrd; SUTCLIFFE, Michael; TAVAKOLI, Salar. Ageing of adhesively bonded joints – fracture and failure analysis using video imaging techniques. International Journal of Adhesion & Adhesives, 2001, vol. 21, no. 6, pp. 455-463. [3] DOYLE, Gerald; PETHRICK, Richard A. Environmental effects on the ageing of epoxy adhesive joints. International Journal of Adhesion & Adhesives, 2009, vol. 29, no. 1, pp. 77-90. [4] HOLEŠOVSKÝ, František; NÁPRSTKOVÁ, Nataša; NOVÁK, Martin. GICS for grinding process optimization, Manufacturing technology, 2012, vol. 12, no. 1, pp. 22-26. [5] KINLOCH, Anthony James; OSIYEMI, Stephen. 1993. Predicting the fatigue life of adhesively-bonded joints. Journal of adhesion. 43(12), pp. 79-90. [6] MESSLER, Robert W. Joining of materials and structures from pragmatic process to enabling technology. Burlington: Elsevier, 2004, 790 p. [7] MÜLLER, Miroslav; CHOTĚBORSKÝ, Rostislav; HRABĚ, Petr. Degradation processes influencing bonded joints. Research in Agricultural Engineering, 2009, vol. 55, no. 1, pp. 29-34. ISSN: 1212-9151. [8] MÜLLER, Miroslav; HERÁK, David. Application possibilities of adhesive bonds – Europe, Indonesia. Scientia Agriculturae Bohemica, 2013, vol. 44, pp. 167-171. [9] MÜLLER, Miroslav; NÁPRSTKOVÁ, Nataša. Possibilities and limits of adhesive layer thickness optical evaluation. Manufacturing technology, 2010, vol. 10, no. 10, pp. 45-59. [10] MÜLLER, Miroslav; VALÁŠEK, Petr. Comparison of variables influence on adhesive bonds strength calculations, Manufacturing technology, 2013, vol. 13, no. 2, pp. 205-210. [11] MÜLLER, Miroslav; VALÁŠEK, Petr. Degradation medium of agrokomplex - adhesive bonded joints interaction. Research in Agricultural Engineering, 2012, vol. 58, no. 3, pp. 83-91. ISSN: 1212-9151. [12] MÜLLER, Miroslav. Research of liquid contaminants influence on adhesive bond strength applied in agricultural machine construction. Agronomy Research, 2013, vol. 11, no. 1, pp. 147-154. [13] MÜLLER, Miroslav. Proces stárnutí a trvanlivosti garantované výrobcem na hodnocení lepených spojů. Strojírenská technologie, 2011, vol. 16, no. 2, pp. 23-28. [14] NESLUŠAN, Miroslav; ROSIPAL, Martin; KOLAŘIK, Kamil; OCHODEK, Vladislav. Application of barkhausen noise for analysis of surface integrity after hard turning. Manufacturing technology, 2012, vol. 12, no. 11, pp. 60-65. [15] NOVÁK, Martin. Surface quality of hardened steels after grinding. Manufacturing technology, 2011, vol. 11, no. 11, pp. 55 -59. [16] NOVÁK, Martin. Surfaces with high precision of roughness after grinding. Manufacturing technology, 2012, vol. 12, no. 12, pp. 66 -70.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 25 -

(c) 2014 UJEP



[17] NOVÁK, Martin; KASUGA, Hiroshi; OHMORI, Hitoshi. Differences at the surface roughness by the ELID and grinding technology, Manufacturing technology, 2013, vol. 13, no. 2, pp. 210-215.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 26 -

(c) 2014 UJEP



Úprava makrogeometrie řezných nástrojů nízkonákladovým laserem Čermák Adam, Ing., Miroslav Zetek, Ing. Ph.D., Pavel Kožmín, Ing. Ph.D., Katedra technologie obrábění, Fakulta strojní, ZČU v Plzni. E-mail: [email protected]. Tento článek se zabývá využitím nekonvenční technologie - laserového paprsku pro úpravu břitu řezného nástroje. Jako laserový zdroj byl použit nízkonákladový pulzní pevnolátkový LASER (Nd:YAG) o vlnové délce λ=1064nm a nanosekundové délce pulzu. Tato laserová stanice se v praxi převážně používá k popisování a značení výrobků. Sekundární použití tohoto zařízení spočívá v gravírovacích aplikacích, kdy lze pomocí integrovaného 3D modulu obrábět různé tvarové prvky do velkého spektra materiálů. Hlavním přínosem na tomto zařízení bylo vytvoření metodiky laserového obrábění makrogeometrických prvků na vyměnitelných břitových destičkách (VBD), jak ze supertvrdých řezných materiálů, které nejsou snadno obrobitelné žádnou konvenční technologií třískového obrábění, tak i VBD ze slinutého karbidu. V následujícím textu je vysvětlena a charakterizována metodika polohování geometrických entit, která je stěžejní pro výslednou podobu makrogeometrie břitu na řezném nástroji. V závěru článku je znázorněn cyklus navržené metodiky úpravy břitu nástroje, který objasňuje použití softwarových a kontrolních technologií. Klíčová slova: řezný nástroj, břit, makrogeometrie, laserové mikroobrábění, Nd:YAG, ns pulsy

1 Úvod Neustále se zvyšující požadavky na řezné nástroje vznikají z dlouhodobých potřeb průmyslu. K těmto požadavkům patří zvyšování trvanlivosti nástrojů, minimalizace konečného počtu výrobních operací na obrobek a používání nových řezných strategií, které vedou ke zvýšení produktivity obrábění a zlepšení výsledné kvality povrchu obrobků. V případě zvýšení trvanlivosti nástroje lze v některých případech sáhnout po progresivnějších řezných materiálech (řezná keramika (ŘK), kubický nitrid boru (CBN), polykrystalický diamant (PKD) aj.), které umožní několikanásobně zvýšit trvanlivost nástroje v řezném procesu [3]. Pouhým smysluplným výběrem super-tvrdého řezného materiálu pro konkrétní případ se však nezajistí zmíněné zvýšené trvanlivosti nástroje, protože břity takových řezných nástrojů nejsou obvykle opatřeny makrogeometrickými prvky, mezi které lze zařadit např. utvařeče třísek, nebo prvky mikrogeometrickými, jako jsou např. poloměry zaoblení ostří [2]. Aby bylo možné břity ze supertvrdých řezných materiálů takovými prvky vybavit, přichází na řadu využití technologie - mikroobrobení makrogeometrických a mikrogeometrických prvků za využití LASERu. Tímto způsobem lze dosáhnout atypické úpravy břitu, které jsou zakázkového charakteru. Mikroobrábění LASERem je pro tyto atypické úpravy břitu vhodné, jak z materiálového hlediska, kde lze obrábět širokou škálu řezných materiálů (především s vysokou tvrdostí), tak z tvarového hlediska, protože lze pomocí integrovaných softwarů mikroobrábět libovolné 3D objekty vymodelované v CAD (Computer Aided Design) softwarech.

Obr. 1 Úprava VBD z PKD [1] Fig. 1 Indexable cutting insert preparation made from PCD [1] Na obr. 1 je ukázána nestandardní úprava PKD, která byla provedena na stroji LaserTec od fy DMG. Tento stroj několikanásobně převyšuje pořizovací náklady, než jaké byly u laserové stanice, která byla použita v tomto experimentu. Smyslem tohoto článku tedy bylo nalezení míry využitelnosti nízkonákladového popisovacího laseru oproti moderním obráběcím centrům určené výhradně pro mikroobráběcí aplikace.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 27 -

(c) 2014 UJEP



2 Metodika polohování geometrických entit Umístění detailů neboli geometrických entit na břitech nástrojů je charakterizováno vysokou přesností. Naopak na popisování a značení výrobků není kladen tak vysoký požadavek na výsledné polohování. Z tohoto důvodu se do pracovních prostorů popisovacích laserů neinstalují taková zařízení, jako jsou CCD kamery s telecentrickým optickým měřením, které by umožnily zaměřit např. ostří na VBD s následnou automatickou korekcí. Výsledkem této funkcionality by bylo ztotožnění umístění virtuálního 3D modelu k mikroobrábění s reálným obrobkem v pracovním prostoru laseru [2]. 2.1 Technická charakteristika laserového zařízení Pro tento experiment byla použita laserová pracovní stanice, která je primárně využívána k průmyslovému značení obrobků a je vybavena vláknovým laserem dopovaným Ytterbiem (Nd:YAG), který má pulzní operační režim pomocí Q-spínání [4]. Ostatní technické údaje jsou následující:      

P = 20W λ = 1064nm f = 20-100kHz délka pulzu - 100ns průměr stopy v ohnisku - 34µm hloubka ostrosti - 2,37mm

2.2 Polohovací přípravek Pro tento účel byl navržen polohovací přípravek na VBD, který je vytvořen z obyčejné konstrukční oceli. Jedná se o destičku o plošných rozměrech 100x100 a tloušťce 5, která je na obou plochách broušena na Ra=0,8µm. Na přípravku je důležité dodržení rovnoběžnosti ploch, protože se na přípravek bude umisťovat VBD. Záměr použití přípravku je v tom, že v pracovním prostoru laserového zařízení se vytvoří dorazy, které zajistí polohovacímu přípravku opakovatelnou polohu vložení. Dorazy mohou být vytvořeny libovolným příslušenstvím (prizmaty, úhelníky, apod.). Tento návrh přípravku vychází z pevné polohové vazby CAD softwaru a 3D modulu laserové stanice. Pro polohování fyzické VBD se této vlastnosti plně využije. Pomocí CAD softwaru se vymodeluje 3D virtuální model VBD zároveň s pomocnými prvky, které si při exportu do 3D modulu laserové stanice zachovají svou prostorovou polohu. Mezi tyto pomocné prvky spadá lůžko s odlehčením, které se následně pomocí LASERu obrobí do polohovacího přípravku. Do obrobeného lůžka v přípravku se již vloží fyzická VBD, což umožní a zabezpečí přesné polohování v reálném pracovním prostoru laserového zařízení bez využití dalších nákladných přídavných zařízení [2]. 2.3 Virtuální model VBD s pomocnými prvky Polohování geometrických entit začíná u konkrétní fyzické VBD, kterou chce obsluha cíleně pravit. Kvůli přesnému uložení fyzické VBD v lůžku je důležité vytvořit přesný virtuální model VBD, přičemž musí být příslušná fyzická VBD nejprve odměřena. Z měření např. na souřadnicovém přístroji se získají roviny reprezentující spodní plochu VBD, čelní plochu VBD, její hřbetní plochy a další geometrické entity jako např. průsečnice různých dalších rovin. Tyto údaje se importují do CAD softwaru v příslušném formátu, kde se ze získaných dat vytvoří přesný virtuální model VBD. Po vytvoření přesného virtuálního modelu VBD se přistoupí k modelování odlehčení lůžka a dalších geometrických tvarů na virtuální VBD - viz obr. 2.

Obr. 2 Virtuální 3D model VBD s pomocnými a tvarovými prvky [2] Fig. 2 Virtual 3D model of indexable cutting insert with support and shape elements [2]

3 Prototypová úprava makrogeometrie břitu na VBD Postup zhotovení lůžka v polohovacím přípravku zobrazuje obr. 3, kde je zleva doprava ukázán postup od tvorby virtuálního modelu lůžka v CAD softwaru po mikroobrobení lůžka pomocí LASERu. Po obrobení tvaru fyzického lůžka musí být zaručeno přesné slícování s fyzickou VBD.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 28 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 3 Průběh tvorby fyzického lůžka v polohovacím přípravku [2] Fig. 3 Creation process of physical bed in positioning fixture [2] Po přesném vložení polohovacího přípravku s fyzickou VBD do pracovního prostoru LASERu pomocí nastavených dorazů a zvolení vhodných procesních parametrů laserového procesu (frekvenci pulzu fp, rychlost paprsku vf, parametr Slice a výkon paprsku P) se může přistoupit ke konkrétnímu mikroobrábění - úpravě makrogeometrie břitu na fyzické VBD. Pro úspěšný výsledek mikroobrábění je nutné správné nastavení ohniskové vzdálenosti, které rovněž výrazně ovlivňuje interakci mikroobráběného materiálu a laserového paprsku. Tato problematika je kvůli své komplexnosti a složitosti nastavení úmyslně vynechána. Podrobnější charakteristice nastavení všech procesních parametrů je věnován předchozí článek tohoto autora. Jelikož je tato metoda polohování závislá na lidském faktoru, je nutné využít tzv. pomocnou geometrii. Může se jednat o takovou geometrii, která např. kopíruje ostří VBD. Tato pomocná geometrie se mikroobrobí na čele fyzické VBD (pouze jednou vrstvou), a pak se pomocí mikroskopu vyhodnotí odchylka od nadefinované polohy v CAD softwaru. V případě vzniku nepřesnosti lze odchylku polohově korigovat ve 3D modulu. Dalším krokem již finálním je provedení úpravy fyzické VBD. V samotném experimentu šlo o prototypovou úpravu břitu VBD ze slinutého karbidu, ve které byly specifikovány tyto prvky - znázorněné na obr. 4: fasetka na čele VBD s negativním úhlem, fasetka na hřbetu VBD s nulovým úhlem a definovaná poloha vrubu na hlavním ostří VBD. Z důvodu prototypové úpravy břitu nefiguruje v tomto experimentu kontrola pomocí diferenční analýzy (zpětná kontrola dosaženého tvaru), protože bez výchozího tvaru - vzoru nešlo porovnat výslednou úpravu.

Obr. 4 Geometrické prvky pro úpravu břitu [2] Fig. 4 Geometrical elements for cutting edge preparation [2] Na následujícím obrázku obr. 5 je již vidět postup výroby makrogeometrie břitu na VBD ze slinutého karbidu, která dopadla dle předpokladů. Výsledná zhotovená makrogeometrie břitu je po tvarové stránce velmi dobrá, protože zde bylo docíleno požadovaných tvarových modifikací - viz. obr. 4. Co se týče jakosti obrobeného povrchu, tak nebylo dosaženo uspokojivých hodnot. Tento fakt je způsoben nanosekundovou délkou pulzu použitého laserového zdroje.

Obr. 5 Postup vzniku makrogeometrie břitu na fyzické VBD [2] Fig. 5 Creation process of macrogeometry edge on physical insert [2] 3.1 Cyklus úpravy makrogeometrie řezných nástrojů V případě tvorby již existující požadované makrogeometrie na jiném řezném nástroji lze uplatnit kontrolu tvaru pomocí diferenční analýzy, která umožňuje porovnat a vyhodnotit odchylky vytvořeného tvaru od referenčního. Tuto funkci lze provázat se zmíněním softwarovým vybavením (CAD software, 3D modul v LASERu) do tzv. cyklu procesů úpravy břitu. Smyslem použití níže zmíněného návrhu řešení viz. obr. 6 je docílení takového stavu, že při obdržení fyzické VBD s komplexním tvarem břitu (např. s lamačem třísek, definovanou polohou vrubu a fazet) je obsluha laserového zařízení schopna vytvořit repliku tohoto tvaru na jiné VBD, která může být vyrobena z jakéhokoliv řezného

ISBN 978-80-7414-679-4

- 29 -

(c) 2014 UJEP



materiálu, především z kategorie supertvrdých (PKD, CBN), které nelze upravovat jiným způsobem, než nekonvenční technologií laserového mikroobrábění. Tvorba požadované repliky je znázorněna na obr. 6, který prezentuje uzavřený cyklus. Výstup tohoto cyklu by měl splňovat podmínku rovnosti v levé části obrázku (vstupní tvar = výstupní tvar). Zbylé části obrázku již znázorňují posloupnost jednotlivých kroků. Nejdříve je nutné získat kvalitní scan tvaru břitu z fyzického VBD pomocí jakéhokoliv 3D mikroskopu, např. IFM G4 od firmy ALICONA, který se musí exportovat do příslušného formátu (horní část obrázku). Tento scan se importuje do CAD softwaru (např. CATIA V5), kde se následně slícuje s přesným virtuálním modelem VBD. V této fázi se zrekonstruuje část objemu virtuální VBD (pravá část obrázku), který bude sloužit pro 3D modul (např. SCAPS) v LASERu jako negativ tvaru pro obrobení fyzické VBD. Tento tvar se již importuje do 3D modulu (např. SCAPS) a provede se konečná fáze úpravy břitu pomocí LASERu (spodní část obrázku). Po zhotovení je nutné zkontrolovat výsledný tvar a polohu úpravy na fyzické VBD. Tato kontrola proběhne pomocí diferenční analýzy, např. na přístroji IFM G4 od firmy ALICONA (levá část obrázku). Jestliže se výsledky rovnají, tak byla replika úspěšně vyrobena.

Obr. 6 Cyklus navržené metodiky úpravy břitu řezného nástroje [2] Fig. 6 Cycle of designed method of cutting edge preparation [2]

4 Závěr U tohoto principu je nutné zmínit vysokou časovou náročnost polohování. Přípravné práce (proměření fyzické VBD, následná tvorba pomocných a hlavních prvků v CAD softwaru, nastavení dorazů v pracovním prostoru laserového zařízení, obrobení lůžka do polohovacího přípravku, obrobení pomocné geometrie s následným proměřením a vyhodnocením případné korekce) jsou časově velmi zdlouhavé. Další nevýhodou je jednorázové použití přesného lůžka pro VBD. Aplikace individuálně vytvořeného lůžka v přípravku ke konkrétní fyzické VBD by byla již pro jinou velikostně a tvarově stejnou fyzickou VBD nepřesná, protože každá taková fyzická VBD je jinak rozměrově a tvarově přesná. Tzn., že pro každou fyzickou VBD, u které by obsluha chtěla modifikovat řezný břit, by musela provést výše uvedené úkony. Vzhledem k těmto dvěma faktorům (čas, jednorázové použití) není tento postup polohování vhodný pro sériový charakter úpravy vyměnitelných břitových destiček, ale pouze pro určité případy (prototyp nového tvaru, úprava VBD z PKD apod.). Závěrem je nutné dodat porovnání oproti moderním laserovým mikroobráběcím centrům. Přesnost umístění geometrických entit na této laserové stanici s ostatními moderními laserovými centry je poměrně srovnatelné, avšak časová náročnost polohování je nepřiměřeně větší. Mezi další nevýhody zatím patří nemožnost opakování úprav na více kusů VBD. Zato výhodou jsou nižší pořizovací náklady této laserové stanice oproti moderním laserovacím mikroobráběcím centrům, což umožní snížit výrobní náklady prototypových úprav VBD.

Literatura [1] LASERTEC Precision Tool - Series. [online]. DMG Europe Holding GmbH, 2011. [cit. 2013-11-27] Dostupné z WWW: http://en.dmgmoriseiki.com/pq/lasertec-40precisiontool_en/pl0uk12_lasertec_precisiontool_series.pdf [2] ČERMÁK, Adam. Možnosti úpravy břitu řezného nástroje pomocí LASERU. Plzeň, 2013. Diplomová práce (Ing.). ZČU V PLZNI. Fakulta strojní [3] DAHOTRE, HARIMKAR. Laser Fabrication and Machining of Materials [online]. The University of Tennessee, Knoxville: Springer, 2008 [cit. 2013-11-22]. Dostupné z WWW: [4] LUKOVICS, MALACHOVA. Laser Machining of Chosen Materials. Manufacturing technology, 6/2012, Vol. 12, No. 12, s. 38-42. ISSN 1213-2489

ISBN 978-80-7414-679-4

- 30 -

(c) 2014 UJEP



Abstract Article:

Macrogeometry Preparation of Cutting Tools by Low-cost Laser Station

Author:

Čermák Adam, MSc. Zetek Miroslav, MSc., Ph.D. Kožmín Pavel, MSc., Ph.D.

Workplace:

Faculty of Mechanical Engineering, University of West Bohemia in Pilsen

Keywords: laser

cutting tool, cutting edge, macrogeometry, laser micromachining, Nd:YAG, nanosecond pulsed

This article deals with an application of macrogeometry preparation of cutting tools by nonconventional technology, where the low-cost nanosecond pulsed solid-state (Nd:YAQ) laser was used. The goal of this experiment was to create a methodology for positioning of geometric entities and physical indexable cutting inserts in the workspace of marking laser, which contains no positioning camera systems. A rate of usability of this lowcost marking laser against modern laser machining centers can be found out by creating of this methodology. The methodology of positioning starts with design of clamping fixture, which allows repeatable inserting of indexable cutting insert into the work area of laser machine. A bed for concrete indexable cutting insert was machined into this clamping fixture, which was built in CAD software according to obtained intersect points from measuring machine. Modeled indexable cutting insert including bed ensures correct position in clamping fixture. Other geometric entities were created into this 3D precise model of insert by modeling in CAD software. Finally, the macrogeometry preparation of cutting tool was created by these geometric entities. This experiment was performed on a physical insert made of cemented carbide. Shape preparation of the insert was very good. Resulting methodology has allowed to create a cycle of processes of cutting tool preparation. This cycle describes a creation of an old insert replica to a new insert, which can be made of any cutting material. This cycle consists of measuring machine, where the original scan of insert is obtained. This scan is exported to CAD software, where the geometric entity is reconstructed. These entities are exported into 3D module of laser machine. After micromachining of the new insert, a control of final preparation is assessed by differential analysis, where deviations from required macrogeometry can be found.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 31 -

(c) 2014 UJEP



Problematika měření parametrů mikrogeometrie břitu a opotřebení nástroje při obrábění Inconelu 718 Česáková Ivana, Ing., Fakulta strojní – Regionální technologický institut, ZČU v Plzni. E-mail: [email protected]. Zetek Miroslav, Ing. Ph.D., Fakulta strojní – Regionální technologický institut, ZČU v Plzni Švarc Vojtěch, Ing., Fakulta strojní – Regionální technologický institut, ZČU v Plzni Mikrogeometrie řezného nástroje je v dnešní době velmi skloňovaným pojmem. Vlivem neustálého výzkumu a vývoje se na trhu objevují stále nové přístroje, které jsou schopny změřit téměř vše. Je snaha, aby tyto přístroje dokázaly změřit co možná nejvíce parametrů s vysokou přesností a opakovatelností naměřených výsledků. Tento vývoj je reakcí na potřeby uživatelů těchto zařízení, kteří potřebují být o krok napřed před konkurencí, a proto vznikají stále nové požadavky na měření jednotlivých parametrů. To platí i v oblasti vývoje řezných nástrojů. Výrobci reagují na potřeby obrábět nové exotické materiály při dodržení kvalitativních parametrů povrchu a zachování trvanlivosti nástroje. Otázkou je, zda je hodnocení opotřebení podle normy IS0 3685:1993 stále dostačující anebo je třeba provést aktualizaci této normy a v závislosti na možnostech dnešních přístrojů ji obohatit o nové parametry. Tento příspěvek je zaměřen na problematiku měření jednotlivých parametrů břitu a nastínění nových možností měření opotřebení nástroje. Problematika je aplikována do oblasti měření speciálních nástrojů pro obrábění Inconelu 718. Klíčová slova: parametry mikrogeometrie, opotřebení, Inconel 718, IS0 3685:1993

1 Úvod Na trhu je dnes možné najít širokou škálu měřících přístrojů a firem, které se zabývají hodnocením mikrogeometrie řezných nástrojů. Tyto přístroje se dají podle principu měření rozdělit na dotykové a bezdotykové. Dotykové systémy mají dlouhou tradici v měření povrchů. Obecně se dají rozdělit do dvou hlavních skupin. Do první skupiny patří systémy pro měření prvků malého měřítka, jako je např. drsnost povrchu. Tyto systémy pro zjištění parametrů drsnosti obvykle hrotem kopírují povrch vzorku po křivce. Do druhé skupiny patří (mikro) souřadnicové měřící stroje (CMM), kde je špička hrotu, obvykle syntetická rubínová koule, posouvána do několika různých pozic na vzorku, aby bylo možné měřit ve větším měřítku např. poloměr koule, průměr válce, atd.. Ucelený přehled o povrchu metrologických systémů lze nalézt v [8]. V posledním desetiletí výrazně vzrostla popularita optických měřicích zařízení a to především díky jejich schopnosti provádět měření ve 3D, čímž dochází ke komplexnějšímu sledování parametrů povrchu. Další nespornou výhodou je minimální údržba zařízení, neboť snímání povrchu probíhá bezkontaktně a nedochází tak během měření k poškozování měřeného povrchu ani k opotřebování kontaktního elementu tak, jak je tomu u dotykových systémů. V oblasti optického měření existuje mnoho principů, na kterých tyto přístroje pracují, např. interferometrie, konfokální mikroskopie, chromatická mikroskopie, elektronová mikroskopie a mnoho dalších. Tyto bezkontaktní metody netrpí omezením „vyrovnávacího účinku profilů“, jako je tomu u dotykových zařízení, kde se na elementu, který je v kontaktu s povrchem, v závislosti na jeho poloměru při snímání nerovinných vzorků mění kontaktní bod mezi hrotem a povrchem a výsledná křivka profilu musí být přepočítávána [3, 6]. Omezením pro optické měřicí přístroje je maximální měřitelný vrcholový úhel ve vztahu k numerické cloně použitého objektivu. Dalším omezením je laterální rozlišení, které je obvykle omezeno vlnovou délkou viditelného světla (> 400 nm). V tomto příspěvku bude provedeno hodnocení řezného břitu pomocí přístroje IFM G4 od firmy Alicona, který pracuje na principu změny ohniskové vzdálenosti. Tato poměrně nová technologie kombinuje malou hloubku ostrosti s vertikálním snímáním, a tím poskytuje topografickou a barevnou informaci zároveň v závislosti na změně zaostření. V příspěvku bude popsáno hodnocení parametrů řezného břitu, jako je poloměr zaoblení břitu, K faktor, chipping, drsnost funkčních ploch břitu a přesnost výroby pomocí diferenční analýzy na přístroji IFM G4, kterým disponuje Regionální technologický institut pod Fakultou strojní při ZČU v Plzni. Hlavním cílem příspěvku bude nastínit nové možnosti hodnocení opotřebení řezného nástroje. Hodnoceným nástrojem bude dvoubřitá fréza vyvinutá pro frézování Inconelu 718.

2 Hodnocení vybraných parametrů mikrogoemetrie řezného břitu Pro hodnocení výše zmiňovaných parametrů nástroje byly zvoleny dvoubřité frézy z SK o průměru 8mm pro obrábění Inconelu 718 (viz. Obr.1). Nástroje se vyrobily s různými variantami úprav řezného břitu, jako je např. omílání břitu na požadovaný rádius, leštění před depozicí, leštění po depozici. Výsledky obrábění jsou podrobněji uvedeny v [6]. Na základě použitých řezných podmínek (řezná rychlost 35m/min, posuv na zub 0,04mm, axiální hloubka ře-

ISBN 978-80-7414-679-4

- 32 -

(c) 2014 UJEP



zu 3mm, radiální hloubka řezu 0,5mm) bylo hodnocení zmiňovaných parametrů nástroje prováděno vždy 2mm od špičky tak, aby sledované parametry měly co nejvíce vypovídající hodnotu při sledování vlivu změny parametrů mikrogeometrie břitu na řezný proces.

Obr. 1 Oblast měření řezného břitu Fig. 1 Area of monitoring on the cutting edge Mikrogeometrie řezného břitu ovlivňuje vývoj opotřebení, a tedy i trvanlivost řezného nástroje, stabilitu řezného procesu, tvorbu třísky, kvalitu obrobeného povrchu a v neposlední řadě i tepelné a silové zatížení nástroje. Rozdílného tvaru a velikosti poloměru zaoblení může být dosaženo mnoha způsoby, např. omíláním, pískováním, lapováním, úpravou laserovým paprskem atd.. Všechny tyto technologie ovlivňují řezný proces nejen z hlediska dosaženého tvaru a velikosti rádiusu, ale i podpovrchových napětí, které jsou v průběhu úprav do břitu vnášeny. Tento článek se bude zabývat výhradně nástroji upravenými technologií omílání. Podrobně jsou úpravy nástrojů pro tyto experimenty popsány v [7]. 2.1 Hodnocení mikrogeometrie břitu Poloměr zaoblení řezného břitu a K faktor jsou nejčastěji sledovanými veličinami při úpravě řezného břitu. Obecně nelze říct, jaký poloměr a tvar je nejlepší. Tyto hodnoty jsou závislé na mnoha faktorech, jako je technologie obrábění, materiál obrobku a nástroje, drsnost funkčních ploch nástroje, použitá vrstva atd. Hodnocení poloměru zaoblení ostří dnes umožňuje mnoho přístrojů. V úvodu byl nastíněn rozdíl mezi optickými a dotykovými principy měření. Na následujícím obrázku (Obr. 2) je zobrazeno, jak rozdílně může vypadat tvar a velikost poloměru zaoblení při měření dotykovým přístrojem, konfokálním mikroskopem a optickým přístrojem IFM G4. Na prvních dvou zmiňovaných přístrojích není proložení oblouku optimální a nelze na nich změřit komplexně parametry mikrogeometrie. Dotykový přístroj je zatížen chybou změny dotykového místa snímací element (v tomto případě jehla o poloměru špičky 19µm) – břit nástroje a konfokální přístroj je velmi ovlivněn obsluhou stroje, neboť je rádius prokládán ručně. Z toho plyne skutečnost, že ne všechny přístroje, které jsou určené pro měření parametrů břitu, umožňují věrohodné a opakovatelné měření jeho parametrů se zaručenou opakovatelností.

Obr. 2 Výsledky měření poloměru zaoblení z a) dotykového přístroje - Profiloměr/drsnoměr Hommel etamic t8000, b) konfokálního mikroskopu a c)optického zařízení IFM G4 Fig. 2 Results of cutting edge radius from a) tactile device - Profilomer/drsnomer Hommel etamic t8000, b)confocal microscope, and c) optical systém IFM G4. I přes to, že přístroj IFM G4 provádí měření a vyhodnocování zcela automaticky, je třeba věnovat pozornost správnému nastavení přístroje tak, aby výsledky byly věrohodné a opakovatelné. Základem jakéhokoliv měření

ISBN 978-80-7414-679-4

- 33 -

(c) 2014 UJEP



je důkladné očistění vzorku, neboť každá nečistota může zkreslit výsledky měření. Dále je v tomto případě velmi důležité věnovat pozornost volbě objektivu, hodnotě vertikálního a laterárního rozlišení a ustavení nástroje. Pro první fázi experimentů do Inconelu 718 byly nástroje upraveny technologií omílání na poloměry ostří 5, 10, 15, 20 a 25 µm, poté na ně byla nedeponována vrstva TripleCoating a vybrané z nich byly po depozici leštěny. Nástroje byly v průběhu tohoto procesu monitorovány na IFM G4. Během obrábění se sledovaly závislosti jednotlivých úprav na řezný proces. Změna velikosti poloměru zaoblení se projevila jak na trvanlivosti, tak na velikosti řezných sil. Podrobně jsou výsledky popsány v [6]. Tab. 1 Hodnoty zaoblení břitu Tab. 1 Value of the edge rectification Číslo nástroje

1

2

3

5

10

15

20

25

ρr [µm]

2

2

5

5

10

15

20

25

V1

V2

V3

V4

V4

V4

V4

V4

Geometrie nástoje

Velikost poloměru zaoblení a sled úprav rovněž výrazně ovlivňují časy „zaříznutí“ nástroje [1] a stabilizaci řezného nástroje (viz Obr. 3). Nástroje byly porovnávány s konkurenčními nástroji označovanými v Tab. 1 jako V1, V2, V3.

Obr. 3 Vliv zaoblení ostří na stabilitu řezného procesu Fig. 3 Influence of the edge radius on the time of the cutting process stabilization Nástroje s poloměrem zaoblení ostří 15µm byly z důvodu nejlepších výsledků řezivosti viz. [6] dále testovány s úpravou břitu leštěním před (v grafu označené 15a) a po (v grafu označené 15b) depozici. Z výsledků na Obr. 3 je patrný i tento vliv úpravy, který neměl vliv na velikost zaoblení, ale ovlivnil kvalitu funkčních ploch řezného břitu tím, že došlo k odstranění dropletů, které na vrstvě po depozici zůstávaly. V současnosti začíná nabývat na významu i vliv K faktoru na řezný proces. K faktor je definován jako poměr velikosti úseček, které začínají v tečném bodě přímky k rádiusu a končí v bodě teoretické špičky břitu viz. Obr. 4.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 34 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 4 K faktor Fig. 4 K factor I v případě měření K faktoru je velmi důležité správné nastavení přístroje, neboť ne vždy jsou udávané hodnoty správné. Velmi často dochází k chybnému změření, které je nejčastěji zapříčiněno lidským faktorem a jeho nedostatečnou znalostí dané problematiky. K faktor udává symetričnost břitu. Symetrický břit je definován faktorem K = 1, přičemž K > 1 a K < 1 udává, že se rádius posouvá směrem ke hřbetní nebo čelní ploše (viz obrázek 5) To má za následek vznik eliptických tvarů zvaných jako „waterfall“ a „trumpet“, které mohou na hřbetě nástroje fungovat jako hladící fazetka a na čele jako fazetka zpevňující (viz. Obr 5).

Obr. 5 Eliptický tvar zaoblení ostří Fig. 5 Elliptical shapes of the cutting edge. K faktor dosahovaný technologií omílání se dle [3] může pohybovat v intervalu hodnot 0.5 do 2. Tyto hodnoty lze dosáhnout pouze teoreticky, neboť na trhu nejsou stroje, které by dokázaly na nástroji takový K faktor vytvořit. Jak je vidět z následujícího obrázku, v tomto experimentu se K faktor pohyboval v rozpětí 0,83 až 0,96. Během testu se nepodařilo dosáhnout K faktoru, který by překročil hodnotu K=1 nebo by klesl k hodnotě K=0,5 [7]. Z obrázku 6 vlevo je z provedené diferenční analýzy (podrobněji bude zmíněno v následující kapitole) vidět, že oba břity jsou vůči sobě vyrobeny a omlety s přesnosti ± 4µm. Na základě výzkumu [3] bylo zjištěno, že nejen hodnota K faktoru, ale i délky úseček S a S mají výrazný vliv na způsob opotřebování nástroje a na teplotní a silové zatížení nástroje. Tyto poznatky budou dále ověřovány v další fázi testování.

Obr. 6 Vlevo - Hodnoty K faktoru pro různé poloměry zaoblení, vpravo - Diferenční analýza obou břitů Fig. 6 Left - Values of K factor for different modified tool, right - Differences analysis for both edges Dalším důležitým parametrem pro hodnocení mikrogeometrie je drsnost funkčních ploch a teoretická drsnost řezné hrany nazývaná jako chipping. V přípravné fázi experimentů bylo prováděno měření drsnosti funkčních ploch. Vyhodnocování drsnosti bylo provedeno jak pomocí parametrů profilové drsnosti, tak i pomocí parametrů plošné drsnosti. Tyto výsledky však budou publikovány, až po jejich detailním rozboru a ověření.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 35 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 8 (a) povrch po broušení; (b)povrch po omílání; (c) chipping – teoretická drsnost řezné hrany Fig. 8 (a) Surface after grinding (on the left) (b) after drag finishing (in the middle); (c) Chipping – roughness of the cutting edge Doba procesu omílání měla vliv nejen na velikost poloměru zaoblení ostří, ale i na drsnost funkčních ploch břitu, a tím i na adhezi vrstvy na nástroj. Tento vliv je dobře patrný z Obr. 8a a 8b, kde je vidět rozdíl mezi břitem po broušení a břitem po omletí před depozicí a rovněž z výsledků trvanlivosti viz. Obr. 9 vlevo, kde je zahrnut komplexní vliv mikrogeometrie. Na obrázku vpravo je pak vidět, že nemalý podíl na výsledné trvanlivosti bude mít i drsnost funkčních ploch před depozicí, v tomto případě se jedná o parametr Rt drsnosti hřbetní plochy nástroje. Celkově lze říci, že se v rámci těchto experimentů jako nejlepší varianta úpravy osvědčil nástroj s poloměrem zaoblení 15µm, který byl po depozici vyleštěn.

Obr. 9 Vlevo – Vliv parametrů mikrogeometrie na trvanlivost; vpravo - Drsnost hřbetní plochy v závislosti na poloměru zaoblení Fig. 9 Left – Influence of micro-geometry parameters on th tool life; vpravo - Roughness in relation to radius of the cutting edge

3

Hodnocení opotřebení

V průběhu experimentu byl monitorován stav opotřebení nástroje pomocí optického mikroskopu Multicheck PC500. Sledovány byly v souladu s normou IS0 3685:1993 především parametry VBB, VBN (Obr.10(a)). Během měření bylo často velmi obtížné určit hranice opotřebení (Obr. 10(b)), které se vyskytovalo výhradně na hřbetě a bylo ryze abrazivní. Důvodem byly především vlastnosti obráběného materiálu a speciální typ vrstvy a nástroje. Z 10(b) je patrné, že oblast konce opotřebení není jednoznačná a že optický mikroskop, který se při měření opotřebení běžně používá, není pro spolehlivé hodnocení vyhovující. To bylo příčinou pro hledání inovativních, časově nenáročných a spolehlivých metod s téměř 100% opakovatelností.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 36 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 10 (a) Hodnocení opotřebení podle normy[4]; (b)Konvenční metoda měření opotřebení Fig. 10 (a)Evaluation of the tool wear according to the standard[4]; (b) Conventional method of measuring tool wear Všechny výše zmiňované požadavky byly uspokojeny použitím přístroje IFM G4 od firmy Alicona. Princip práce tohoto zařízení byl nastíněn v úvodu. Sledování opotřebení bylo provedeno několika způsoby. V počáteční fázi je nezbytné pro jakékoliv měření na tomto přístroji provést scan. Dále se v první variantě vyhodnocování použila metoda pomocí řezů naskenovaným břitem, viz. Obr. 11. Po tomto hodnocení bylo již zcela jasné, jaká je skutečná hodnota opotřebení. Z těchto řezů, které odpovídají v obrázku měření v normě, viz. Obr. 10(a) řez A-A, lze velmi dobře vyhodnocovat parametr KT neboli hloubku žlábku na čele. V těchto experimentech nebyla tato hodnota měřena, protože se čelo nástroje opotřebovávalo zanedbatelně, ale mohlo by to být velmi užitečné např. při monitorování opotřebení na nástrojích z RO, kde toto opotřebení bývá typické a nelze ho jinak běžně dostupnými metodami změřit. Existují různé profilometry, ale jak bylo zmíněno v úvodu, jsou zatíženy chybou změny kontaktního místa snímací hrot – snímaný povrch a navíc s nimi nelze změřit komplexně všechny požadované hodnoty.

Obr. 11 Měření opotřebení na IFM G4 Fig. 11 Measuring tool wear on IFM G4 Další možnou cestou pro vyhodnocování opotřebení je tzv. diferenční analýza, která umožňuje porovnávat nový nástroj s nástrojem v různých fázích opotřebení. Výsledkem je barevné spektrum (Obr.12 (a)), podle něhož lze určit stav a druh opotřebení. V případě těchto experimentů nebylo při měření na optickém mikroskopu jasné, zda se jedná o opotřebení nebo o nárůstek. Provedením diferenční analýzy bylo jasně určeno, že opotřebený nástroj při porovnání s novým nástrojem vykazoval pouze chybějící materiál nikoliv „materiál navíc“, který by mohl být nárůstkem.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 37 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 12 (a) Hodnocení břitu pomocí diferenční analýzy; (b) Hodnocení opotřebení z řezů nového a opotřebebného nástroje [5] Fig. 12 (a) Evaluation of tool wear though difference analysis; (b) Evaluation of tool wear through contours of the new and worn tools [5] Dalším výstupem diferenční analýzy je tabulka hodnot (Tab. 2), která udává např. objem odebraného nebo naopak nalepeného materiálu a mnohé další užitečné hodnoty, o které by mohla být obohacena stávající norma a které by byly užitečné pro praktické použití. Tab. 2 Výstup z diferenční analýzy Tab. 2 Results from difference analysis Name

Value

[u]

Description

Dth

2.4474

µm

Set tolerance for defect detection

Dneg

37.4569

µm

Max. deviation below reference surface

Dpos

9.6252

µm

Max. deviation above reference surface

Dmean

-2.8955

µm

Mean deviation

Vp

29629.3991

µm3

Volume of peaks above reference surface

3

Vv

1455024.2202

µm

Volume of valley below reference surface

Vdp

29629.3991

µm3

Volume of peaks defects extending above tolerance

3

Vdv

1455025.2221

µm

Volume of valley defects extending below tolerance

Aproj

8356.3922

µm2

Projected area specimen

Adp

8356.3922

2

µm

Projected area of peaks above tolerance

Adv

96728.8520

µm2

Projected area of valley below tolerance

Pc

679769

%

Coverage Percentage (Area within tolerance)

SIMcd

37.4569

µm

Greatest depth of defects (ISO 8785)

SIMch

9.6252

µm

Greatest height of defects (ISO 8785)

SIMt

105085.2442

µm2

Whole area of defects (ISO 8785)

Další možnost monitorování stavu opotřebení opět pracuje se scanem nového a opotřebeného nástroje. Jejich složením a proložením řezu lze dostat výsledek viz Obr. 12 (b), ze kterého je možné dále určovat další parametry jako je např. VBB, VBN, KT a mnohé další. Další výhodou této metody je přesná vizualizace tvaru opotřebení, tím je myšleno, že nemusí být srovnatelná opotřebení nástroje, která mají stejnou hodnotu VBB. První nástroj může vykazovat ještě přijatelnou hodnotu drsnosti obrobené plochy, zatímco další nástroj se stejnou velikostí opotřebení může vytvářet povrch, který již z hlediska drsnosti nedopovídá požadavkům. Důvodem může být celkový tvar opotřebení. Tato problematika bude dále podrobně zkoumána a objasňována.

4

Závěr

Cílem tohoto příspěvku bylo nastínit možnosti správného hodnocení mikrogeometrie řezného nástroje pomocí přístroje IFM G4. Byly zdůrazněny zásady, které je třeba při měření dodržovat a názorně uvedeny, jak mohou jednotlivé parametry ovlivňovat řezný proces a jak bude dále postupováno v hodnocení mikrogeometrie při obrábění Inconelu 718. Důraz bude kladen především na sledování vlivu chippingu na řezný proces a na hodnocení funkčních ploch pomocí plošné drsnosti. Dalším cílem bylo zjistit možnosti měření parametrů opotřebení pomocí přístroje IFM G4. Na základě provedených experimentů byly představeny 3 způsoby monitorování opotřebení a současně díky nim byly vyzdvihnuty parametry, které norma IS0 3685:1993 neuvádí, ale jejich sledování by umožnilo komplexnější hodnocení nástroje a zajisté by našlo uplatnění i v praxi. This paper is based upon work sponsored by the project "Regionální technologický institut" competition no. CZ.1.05/2.1.00/03.0093.

Literatura [1] ZETEK, M. Zvyšování řezivosti nástrojů pomocí PVD technologií. Disertační práce. ZČU FST KTO. Plzeň 2009. [2] RODRIGUEZ, C., J., C. Cutting edge preparation of precision cutting tools by applying micro- abrasive jet machining and brushing, ISBN 978-3-89958-712-8.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 38 -

(c) 2014 UJEP



[3] DENKENA, B a E BASSETT. OTEC GMBH. Effects of the cutting edge microgeometry on tool wear and its thermomechanical load. IFW 2011. Leibniz Universität Hannover, 2011. [4] ISO 3685 (1993) Tool life testing with single-point turning tools. http://www.upcomillas.es/periodicas/Normas/ISO_3685_1993_PDF_version_(en).pdf

On

line

[5] Danzl, R., Helmli, F., Scherer, F. Focus Variation – a Robust Technology for High Resolution Optical 3D Surface Metrology, 2010 [6] ZETEK, M., Česáková, I., Švarc, V. Influence of the edge microgeometry when machining Inconel 718, IJET 2013, Dubrovnik, ISBN 978-80-87670-08-8 [7] ŠVARC V., ZETEK, M., ČESÁKOVÁ, I. Preparace břitu monolitních fréz pomocí vlečného omílání. Časopis Strojírenská technologie 2013, ročník XVIII, číslo 3. ISSN 1211–4162. [8] LEACH, R.K. (2009). Fundamental Principles of Engineering Nanometrology, William Andrew, Oxford.

Abstract Article:

The issue of measuring the parameters of cutting edge micro-geometry and tool wear during machining of Inconel 718

Author:

Česáková Ivana, MSc. Zetek Miroslav, MSc., PhD. Švarc Vojtěch, MSc.

Workplace:

Faculty of Engineering - Regionální technologický institut, ZČU v Plzni

Keywords:

K factor, radius of the cutting edge, roughness, chipping, tool life

Nowadays is microgeometry of the cutting edge very spoken term. At the academic institutions, the issue of cutting edge modifications is solved several years in the Czech Republic and abroad. In the last few years, this issue has become important in the industrial sector too. Due to modification of the micro-geometry is often extended tool life significantly. These benefits are on the base of better adhesion layer to the substrate or achieve of defined parameters of the cutting edge. For achieve this condition is necessary to ensure reliable measurement and evaluation of the parameters of the cutting edge. Today, a large range of measuring instruments and companies is possible to find those deal with this issue. Many times is problem with evaluation of parameters of microgeometry. First of main goals of this article is to highlight some often mistakes which are done during the measuring of the radius of the cutting edge and K factor. Measuring roughness and chipping was shows. Roughness in depending on radius of the cutting edge was watched. Second main goals shows new possibilities of tool wear evaluation. Development of tools is very much alive process, so norms and evaluation methods of tool wear must evolve along with him so that the description will be the complex and informative. Some of researchers are using methods of evaluation, which will be acceptable for their need. In this article is showed how tool wear can be evaluated with help modern technology, concretely with device IFM G4 that exploits the small depth of focus of an optical system with vertical scanning to provide topographical and colour information from the variation of focus. Three methods were suggested like a support or extending for the current norm for measuring tool wear: IS0 3685:1993. According this norm the 2D parameters are watched. Most common way is measuring on optical microscope. Problem is that not always is clear if right value is measure. Here can be the measuring recruit by 3D scan. Next way - it will be useable that the norm will be recruited by 3D parameters like is for example volume of the missing material. Last extending of currently norm could be doing by difference analysis new and worn material. From this is clear where and how much material is missing. These are just ideas, which will be necessary more investigate and find out if they should be usable for practical measuring.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 39 -

(c) 2014 UJEP



Problematika prostředí s nebezpečím výbuchu u dřevozpracujících technologií Česánek Jiří, Bc., Katedra technologie obrábění, Fakulta strojní, ZČU v Plzni E-mail: [email protected]. Bícová Kateřina, Ing., Katedra technologie obrábění, Fakulta strojní, ZČU v Plzni Melichar Martin, Ing. Ph.D., Katedra technologie obrábění, Fakulta strojní, ZČU v Plzni

Anotace Tento článek se zabývá jedním z největších rizik u veškerých dřevozpracujících technologií a to problematikou s nebezpečím výbuchu. Touto problematikou se blíže zabývá norma 94/9/ES ATEX, která je zde rovněž více vyspecifikovaná. V normě jsou popsány požadavky jak na výrobce, tak i na obsluhu, co se týče ochrany zdraví a také bezpečnosti. V článku jsou popsány tři základní složky potřebné pro vytvoření takové atmosféry, značky jak pro označení výskytu výbušné atmosféry, tak i označení stroje, který může v této atmosféře pracovat. Dále jsou zde vypsány jednotlivé zóny výbušné atmosféry a jednotlivé zdroje iniciace, které jmenuje již zmíněná norma ATEX. Následně je zde popsána analýza rizik, která je pro konstrukci a následnou možnost umístění zařízení do takovéhoto prostředí rozhodující spolu s ukázkou aplikace analýzy na jedno konkrétní zařízení vyráběné firmou SG strojírna s.r.o. v Sušici. V závěru je shrnuto, co je nutné dělat, když i přes všechna opatření bude pořád eventuelně hrozit výbuch. Klíčová slova: ATEX, výbušná atmosféra, zóna 22, prach, analýza rizik

1 Úvod, představení firmy Všechny typy rizikových faktorů na pracovištích je třeba eliminovat. Ať už z pohledu vlivu na životní prostředí, kdy firma vytváří různé preventivní strategie pro ochranu životního prostředí, které mohou například vycházet z principu eko-efektivity. Jak praxe dokazuje, environmentálně odpovědný přístup k výrobním a obchodním činnostem je výhodný nejen pro snižování provozních nákladů, ale i z hlediska nefinančních přínosů přispívajících k tvorbě hodnoty podniku.[1] Dalším ne méně důležitým pohledem je vliv rizikových faktorů na bezpečnost a zdraví pracovníků. Kdy každý pracovník, který se stýká s nebezpečným zařízením nebo je v nebezpečném prostředí, může být ohrožen na zdraví. Tento článek se konkrétně soustřeďuje na jeden z rizikových faktorů vznikající u dřevozpracujících technologií, a to nebezpečí výbuchu. Pro analýzu a studium problematiky tohoto prostředí je vybrána společnost SG strojírna s.r.o. v Sušici. Tato firma má tradici od roku 1999. Vznikla z původních Strojních dílen společnosti SOLO Sušice. SG strojírna s.r.o. navazuje na více jak šedesátiletou tradici ve výrobě strojů a zařízení ke zhodnocení a recyklaci dřevního odpadu a kůry dřevozpracujících provozů. Z důvodu vyššího zájmu v oblasti bio paliv SG strojírna s.r.o. rozšířila sortiment standardních strojů a dodávek komponentů do linek na výrobu dřevěných pelet a briket. Díky těmto zkušenostem zpracovává firma rovněž biomasu. Mezi další činnosti firmy můžeme zařadit výrobu speciálních a jednoúčelových strojů, buď podle vlastní, nebo dodané dokumentace. Firma provádí také opravy a servis popřípadě rekonstrukce průmyslových převodovek. SG strojírna s.r.o. má kompletní technologickou vybavenost a kvalifikované zaměstnance. Toto kvalitní zázemí spolu s dlouholetými zkušenostmi se projevuje v konečné kvalitě výrobků.[4]

Obr. 1: Letecký pohled na firmu a její okolí.[4] Fig. 1: Aerial view of the company and the surrounding area.[4]

ISBN 978-80-7414-679-4

- 40 -

(c) 2014 UJEP



2 Legislativní požadavky Problematikou prostředí s nebezpečím výbuchu se podrobněji zabývá evropská směrnice ATEX 94/9/ES. ATEX je zkratkou pro ATmosphere EXplosive, výbušná atmosféra, ta vyžaduje po zaměstnanci nebo uživateli zajištění pracovních podmínek zamezujících vzniku požáru nebo exploze. Navíc, pokud po 30. červnu 2003 došlo k zásadním změnám, rozšíření nebo rekonstrukci, uživatel je povinen podniknout patřičné kroky, aby se konečná podoba zařízení shodovala s touto směrnicí. Cílem této směrnice má být zajištění volného pohybu výrobků. Vztahuje se na celé území EU. Proto tato směrnice musí nutně vycházet z článku 95 smlouvy o ES a stanovuje všechny požadavky a postupy pro zajištění shody. Ve zkratce se ve směrnici píše, že pro odstranění překážek obchodu cestou Nového přístupu, který byl uveden v rozhodnutí Rady ze dne 7. května 1985, musí být definovány základní požadavky a samozřejmě i všechny ostatní vlastnosti výrobků a to především z hlediska bezpečnosti tak, aby byla zajištěna co možná nejvyšší možná úroveň ochrany. Mezi základní požadavky na ochranu zdraví a bezpečnost (EHSRs), které jsou uvedeny v již zmiňované směrnici 94/9/ES v příloze II. patří hlavně: a) Potenciální zdroje iniciace zařízení, která jsou určena pro použití do prostředí s nebezpečím výbuchu. b) Autonomní ochranné systémy určené k tomu, aby se uvedly v činnost následně po výbuchu s prvotním cílem zastavit okamžitě výbuch a/nebo alespoň omezit účinek plamenů a také vysokých tlaků, které výbuch doprovázejí. c) Bezpečnostní zařízení, která jsou určena k tomu, aby přispívala k bezpečné činnosti takovýchto zařízení, co se týče zdrojů iniciace a k bezpečné funkci autonomních ochranných systémů. d) Součásti, které nemají samostatnou funkci, ale jsou podstatné pro bezpečnost takovýchto zařízení popřípadě autonomních. [2] Pro elementární znalost této problematiky je nutné znát, z čeho se vlastně výbušná atmosféra skládá spolu s podmínkami pro možnost vzniku výbušné atmosféry. Proto, aby došlo k výbuchu, musí vejít do reakce tři základní složky, a to oxidační prostředek, např. vzduch (ve kterém je obsaženo dostatek kyslíku), dále výbušná koncentrace, tj. palivo a v neposlední řadě, aby došlo k výbuchu, je to zdroj iniciace.

Obr. 2: Vznik výbušné atmosféry. [5] Fig. 2: Creation of explosive atmospheres. [5] Do prostorů a na zařízení, ve kterých se objevují výše uvedené tři složky v již avizovaném poměru, a vzniká tam tedy výbušná atmosféra, je nutné umístit výstražnou značku níže.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 41 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 3: Výstražná značka pro ATEX. [2] Fig. 3 Warning sign for ATEX. [2] Rozlišující znaky: značka má trojúhelníkový tvar, dále pak jsou to černá písmena na žlutém podkladu s černým ohraničením, přičemž žlutá plocha zabírá nejméně polovinu plochy celé značky. Obdobně je nutné označit stroje, které jsou určené pro použití do prostředí s nebezpečím výbuchu výstražnou značkou. Tuto značku včetně všech rozměrů úhlů a velikostí blíže definuje směrnice ATEX 94/9/ES viz. níže.

Obr. 4.: Označení stroje dle normy ATEX. [5] Fig. 4.: Designation machine according to the norm ATEX. [5] Dle směrnice ATEX 94/9/ES se výbušná prostředí dělí do jednotlivých zón:

Tab. 1 Rozdělení výbušných prostředí na jednotlivé kategorie, zóny a stupeň ochrany. [2] Tab. 1 Distribution explosive area on the individual categories, zones and level of protection. [2]

ISBN 978-80-7414-679-4

- 42 -

(c) 2014 UJEP



Kategorie Pracovní podmínky

Stupeň ochrany

1D

Zóna 20

Velmi vysoký

2D

Zóna 21

Vysoký

3D

Zóna 22

Normální

Zóna 20, u této zóny musejí být zdroje iniciace spolehlivě vyloučeny při normálním provozu, při očekávaných poruchách, ale i při výjimečných poruchách. Jedná se o prostor, v kterém hořlavý prachový oblak vytváří výbušnou atmosféru, která je velmi nebezpečná. Buďto může být trvale přítomna nebo alespoň po dlouhou dobu, či často a může dojít i k vytvoření vrstvy prachu. Pozn. Tyto vrstvy prachu ještě sami o sobě netvoří Zónu 20, která je u běžných zásobníků nebo také koncových filtrů. Do této zóny se nezahrnují prostory, kde sice dochází k akumulaci prachu, ale nejsou trvale přítomna prachová oblaka prachu nebo po delší dobu, či často. Pravidlem přitom je, že tato zóna může převládat pouze uvnitř zásobníků, potrubí a přístrojů apod. Zóna 21, zdroje iniciace musejí být rovněž spolehlivě vyloučeny, ale pouze již pro normální provoz a při očekávaných poruchách. Jedná se o prostor, v kterém hořlavý prachový oblak vytváří výbušnou atmosféru, která je velmi nebezpečná a vzniká i za běžného provozu tam, kde se obecně vytváří nánosy hořlavého prachu, např. ve stříkacích kabinkách. Do této zóny pak mohou mezi jinými patřit i oblasti v bezprostřední blízkosti, a to např. místa, kde se přepravovaný materiál buďto plní nebo vyprazdňuje a také tam, kde může dojít k vytvoření vrstev prachu a při běžném provozu by se mohly vytvářet výbušné koncentrace hořlavého prachu spolu se vzduchem. Toto se děje především ve znečistěných výrobách nebo také v blízkém okolí násypek apod. Zóna 22, pro tuto zónu jsou již vyloučeny zdroje iniciace pouze pro normální provoz, (tj. neuvažujeme žádné poruchy). Jedná se především o takové oblasti, kde hořlavý prach vytváří spolu se vzduchem výbušnou atmosféru, ale pokud se vyskytne, tak bude existovat pouze po krátkou dobu, nebo také o oblasti ve kterých dochází k akumulaci vrstev hořlavého prachu, tj. mimo kabiny, za ventilátory nebo také ve filtračních prostorech na tzv. „čisté“ straně. Další oblasti jsou tam, kde je možnost úniku prachu netěsnostmi a v místech, kde se díky těmto únikům mohou vytvořit nánosy tohoto prachu. Pozn.: U všech jednotlivých zón tj. 20, 21 a 22, se také musí zohlednit i možné vznícení prachu, který se usazuje na povrchu. V praxi se může použít pomůcka pro vytýčení těchto zón, kde lze pro hrubý odhad použít výpočet, který se provede jako 1/10 000 objemu (např. jedná se o 5 litrů v prostoru 50m3).

3 Zdroje iniciace, stanovení kategorie (zóny) výbušného prostředí V dřevozpracujícím průmyslu vzniká dřevní prach. Tento prach může vytvářet výbušnou směs prachu se vzduchem, proto je nutno se touto problematikou zabývat. Pro to, aby nemohlo dojít k výbuchu je nutné pokud možno co nejvíce eliminovat všechny možné zdroje iniciace. Typy zdrojů iniciace (norma EN 1127-1 udává 13 typů zdrojů iniciace): Konkrétně jde o horké povrchy, plameny a horké plyny nebo mechanicky vznikající jiskry. Možným zdrojem jsou také elektrická zařízení, bludné proudy spolu s katodickou ochranou proti korozi, statickou elektřinu, blesky, elektromagnetické pole ve frekvenčním rozsahu od 9kHz do 300GHz, elektromagnetické záření ve frekvenčním rozsahu od 300GHz do 3x106 GHz nebo vlnové délky v rozsahu od 1000 μm do 0,1 μm (optické spektrum), ionizační záření, ultrazvuk, adiabatická komprese spolu s rázovými vlnami a tokem plynů a v neposlední řadě je to také chemická reakce.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 43 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 5: Příklady nejběžnějších potenciálních zdrojů iniciace. [6] Fig. 5.: Examples of the most common potential ignition sources. [6] Nejdůležitější je si správně stanovit vlastnosti materiálu, s kterým se pracuje a který je uvnitř zařízení. K tomu, aby nevznikalo výbušné prostředí, je zapotřebí udržet podíl materiálu o velikosti menší než 0,5 mm pod 3% váhového objemu. Je důležité si také říci, co definuje směrnice 94/9/ES jako zařízení, tzn., na co vlastně se opatření vztahují. Jsou to všechny stroje, přístroje, pevná nebo i mobilní zařízení, řídící součásti a jejich přístrojové vybavení spolu se systémy detekce nebo ochrany, které jsou samostatně nebo společně určeny pro výrobu, přesouvání, skladování, měření, regulaci a přeměnu energie nebo pro zpracování materiálu a ty, které jsou schopné způsobit výbuch v důsledku potenciálních zdrojů iniciace, které vznikají při práci daného zařízení. Takto definovaná zařízení lze považovat, že spadají do této směrnice pouze tehdy, pokud jsou určena k použití v prostředí s nebezpečím výbuchu. Dále také tehdy, když výrobek sám o sobě obsahuje prostředí s nebezpečím výbuchu, například nádrž nebo když zařízení může kvůli své konstrukci, provozu apod. samo o sobě vytvářet prostředí s nebezpečím výbuchu, které jej pak buď zcela, nebo částečně obklopuje, pak takovéto zařízení rovněž podléhá směrnici. Poslední skupinou, která se řadí dle směrnice ATEX, jsou zařízení, která nejen že obklopují prostředí s nebezpečím výbuchu ale také zařízení, která vyžadují, aby takovéto zápalné směsi do výrobku vstupovaly a/nebo z produktu vystupovaly. Je zapotřebí brát v úvahu rovněž i rozhraní mezi vstupem a výstupem. V praxi takováto zařízení mají více než jednu kategorii pro vnější atmosféru a další pak pro atmosféru, která je přímo v pracovním procesu. Pokud je již zařízení takto stanoveno, je potřeba jej zařadit, do které konkrétní zóny spadá. [7]

4 Analýza rizik na konkrétní zařízení Po stanovení patřičné zóny je potřeba provést analýzu rizik, která je současně i hlavním úkolem tohoto projektu. To znamená, že se budou takto analyzovat všichni hlavní představitele zařízení, které spol. SG strojírna s.r.o. v současné době vyrábí. To v praxi znamená, že se musí v celém zařízení určit použité materiály, poté zjistit, které z výše uvedených zdrojů iniciace se ve výrobku nacházejí a podrobně vypsat, kde konkrétně. Půjde vlastně o hodnocení četnosti vzniku zatím ještě bez aplikace dodatečných opatření. Pokud je toto stanovené, tak se musí jednotlivě popsat, jakým způsobem vznikají jednotlivé zdroje iniciace a rovněž zjistit příčinu vzniku a také za jakých podmínek mohou způsobit nebezpečné vznícení. Pro každou jednotlivou příčinu je potřeba si dále určit zda tyto podmínky pro vznik nebezpečné atmosféry vznikají za normálního provozu zařízení, při předpokládané poruše, při výjimečné poruše nebo jestli daná příčina je vůbec relevantní a je potřeba ji uvažovat. Jako další je dobré uvést, z jakého důvodu se vlastně s tím a kterým zdrojem iniciace uvažuje. V dalším kroku je nutné navrhnout opatření použitá pro zabránění vzniku účinných zdrojů iniciace. V první části tohoto kroku se pak popisuje použité opatření, které by mělo buďto eliminovat nebo úplně zamezit jednotlivým zdrojům iniciace. Ve zbývající části se uvádí normy, z kterých se vychází spolu s technickou dokumentací k zařízení. Poté se opět provádí hodnocení četnosti vzniku, ale nyní již spolu s aplikací dodatečných opatření. To znamená, že se opět určuje, zda zdroj iniciace se objevuje za normálního provozu, při předpokládané poruše, při výjimečné poruše nebo se určí, že není relevantní. Na závěr této analýzy se ještě určuje výsledná kategorie zařízení s ohledem na toto hodnocení nebezpečí (tj. 1D, 2D nebo 3D) a to 1D platí pro zónu 20, 2D pro zónu 21 a 3D pro zónu 22, kde D je odvozeno z anglického slova „dust“, které v překladu znamená „prach“. Také je nutno uvést nezbytná omezení (tj. teploty apod.). Teploty se řadí do teplotních tříd, které jsou uvedeny v tabulce níže.

Tab. 2 Konkrétní °C pro jednotlivé teplotní třídy. [2] Tab. 2 Concrete ° C temperature for individual class. [2]

ISBN 978-80-7414-679-4

- 44 -

(c) 2014 UJEP


ISBN 978-80-7414-679-4


Teplotní třídy

Maximální povolená povrchová teplota

T1

450°C

T2

300°C

T3

200°C

T4

135°C (pro malé části)

T5

100°C

T6

85°C

- 45 -

(c) 2014 UJEP

3

4

ISBN 978-80-7414-679-4 všechny prachy mohou být vzníceny jiskrovým výbojem

pouze velmi citlivé prachy mohou být vzníceny trsovým výbojem

pouze velmi citlivé prachy mohou být vzníceny trsovým výbojem

všechny kovové části jsou vzájemmateriál dopravníkového pásu plocha plastu na ně pospojovány s použitím vějířoje antistatický, deklarace výrobstěrači je 70cm2, vých podložek a uzemněny pomocí ce dopravníkových pásů, kritédovolená plocha je svorek, které jsou umístěny na ria vodivosti a podmínky použití 100 cm2 motoru, převodovce, rámu dopr. pásu pásu

oteplení na válečcích, pohonném válci za normálního provozu je zanedbatelné (do 10 °C)

V návodu jsou doporučené intervaly kontrol válečků a jejich výměna, kontrola napnutí pásu a postup napínání, stěrače jsou vybaveny dorazy – zabráněno tření kov –kov, intervaly výměn stěračů

- 46 -

ČSN EN 13463-1

výkresová dokumentace, kontrola na místě

ČSN 33 2030

foto, kontrola na místě

výkres

technický popis, návod k použití

2

ČSN 33 2030

1

ČSN EN 13463-1

x

x

x

Dopravní pás je z plastu, při Rámy jsou kovové, převodovka, el. zablokování, prokluzu, odděloPlasty na stěračích motor, napínací a pohonný válec, vání pásu při vysoké rychlosti, válečky na trati dopravě nabitého materiálu

Elektro-statické výboje

Analýza nebezpečí vznícení a b

x

Horký povrch na válečcích, pohonném válci, stěračích

2 Elektro-statické výboje

1

Elektro-statické výboje

Č

Horký povrch

5. Mezinárodní konference ICTKI 2014 Litoměřice | 29. - 30. 1. 2014 Sborník příspěvků Proceedings

Tab. 3 Výběr hodnocení několika zdrojů iniciace při analýze rizik pro Pásový válečkový dopravník DP-V 500x6000. [4] Tab. 3 Choice evaluation several sources ignition in the risk analysis for passport roller conveyor DP-V 500x6000. [4] 3 4

Ohodnocení četnosti vzniku bez Opatření použitá pro zabránění vzniku Četnost vzniku včetně aplikace dodatečných opatření účinných zdrojů vznícení všech opatření a b c d e a b c a b c d e f

x 1D IIIB

x 1D

x 2D

x 3D

Vysvětlení k tabulce č. 3 Analýza nebezpečí vznícení a) Potenciální zdroj vznícení b) Popis/ důvod příčiny (které podmínky způsobují nebezpečí vznícení) Ohodnocení četnosti vzniku bez aplikace dodatečných opatření a) při normálním provozu b) při předpokládané poruše c) při výjimečné poruše d) není relevantní

(c) 2014 UJEP



e) důvody pro hodnocení Opatření použitá pro zabránění vzniku účinných zdrojů vznícení a) popis použitého opatření b) odkazy (normy, technické předpisy, výsledky zkoušek) c) technická dokumentace (důkazy včetně odpovídajících vlastností uvedených ve sloupci 1) Četnost vzniku včetně všech opatření a) při normálním provozu b) při předpokládané poruše c) při výjimečné poruše d) není relevantní e) výsledná kategorie zařízení s ohledem na toto hodnocení nebezpečí f) nezbytná omezení

5 Závěr Pokud i přes všechna navržená opatření vzniká uvnitř popřípadě okolo zařízení jedna z výbušných atmosfér, je nutné navrhnout ještě další opatření v podobě ochranných systémů. Mezi ochranné systémy, které jsou uzpůsobeny k okamžitému zastavení začínajícího výbuchu popřípadě k omezení rozsahu účinky výbuchu. Tato zařízení se uvádějí buď samostatně, nebo i pro případ použití jako autonomní systém. Do takovýchto autonomních ochranných systémů se řadí zařízení jako protiexplozivní pojistky, systémy na odlehčení výbuchu (zařízení pro odlehčení výbuchu používá tržné membrány, odlehčovací panely, protivýbuchové dveře apod.), hasicí bariéry nebo systémy na potlačení výbuchu.

Poděkování Tento článek vznikl v rámci projektu SGS-2013-031: Výzkum a vývoj pro inovace v oboru strojírenská technologie – technologie obrábění.

Literatura [1] KADLECOVÁ T., DVOŘÁKOVÁ L.: Přínosy environmentálně odpovědného chování uplatňovaného ve strojírenské praxi. Strojírenská technologie, 2010, roč. XV., č. 4, s. 19-26. ISSN 1211-4162 [2] Příručka ke směrnici ATEX – Druhé vydání, UNMZ, Praha 2006, http://www.unmz.cz/sborniky_th/sb2006/atex_Master.pdf , Citováno: 10.11.2013

Dostupné

na:

[3] MELEN J.: Neelektrická zařízení a rizika nebezpečí výbuchu v souvislostech nejen právních. Elektro – časopis pro elektroniku, 2009, číslo 3, Dostupné z: http://www.odbornecasopisy.cz/index.php?id_document=38690, Citováno: 3.10.2013 [4] Interní dokumenty SG strojírny s.r.o. [5] Dostupné na: http://commons.wikimedia.org/wiki/File:Ex-logo.png, Citováno: 25.11.2013 [6] Směrnice 99/92/EC, o minimálních požadavcích na zlepšení bezpečnosti a ochrany zdraví zaměstnanců vystavených prostředí s nebezpečím výbuchu (patnáctá dílčí směrnice ve smyslu čl. 16 odst. 1 směrnice Rady 89/391/EHS) STR.25 Dostupné z : http://eurlex.europa.eu/LexUriServ/site/cs/dd/05/03/31999L0092CS.pdf Citováno: 26.11.2013 [7] Dostupné na: http://www.vst.cz/CZE/informace/iniciacni-zdroje.htm Citováno: 25.11.2013

Abstract Article: Author: Workplace:

Issue of explosive atmosphere in woodworking technologies Česánek Jiří, Bc. Bícová Kateřina, Ing. Melichar Martin, Ing., Ph.D. Faculty of Engineering, University of West Bohemia in Pilsen

Keywords:

ATEX, explosive atmosphere, zone 22, dust, risk analysis

The article deals with the Issue of explosive atmosphere in woodworking technologies. The article introduction introduces the project, within which this article was written, and the company in which the project is being implemented. The following part of the article presents ATEX 94/9 EC directive, its impor-

ISBN 978-80-7414-679-4

- 47 -

(c) 2014 UJEP



tance and the reasons, why it is necessary to address this issue by machinery working in the woodworking industry. There are included also the basic requirements for health and safety, e.g. the potential sources of initiation, autonomous protective systems, safety equipment and components. The article further explains how explosive atmospheres may occur and under what conditions (see Figure 1) and how the machines that can work in such an environment set are labeled (see Figure 2). Table 1 shows classifying categories for the individual devices based on the danger level. Each classification category specifies particular zone with temperature classes. Afterwards, the paper describes the main issue - potential sources of initiation. The standard defines 14 sources of ignition. Hot surfaces, flames and hot gases, and mechanically generated sparks are defined as main sources of initiation. Another possible sources are also electrical devices , stray currents together with cathodic corrosion protection, static electricity, lightning, electromagnetic field in the frequency range from 9kHz to 300GHz , electromagnetic radiation in the frequency range from 300GHz to 3x106 GHz, or wave lengths in the range from 1000 μm to 0.1 μm (optical spectrum), ionizing radiation, ultrasound, adiabatic compression together with the shock waves and the gas flow, and finally also chemical reaction . These sources of ignition create the basis for "Risk Analysis ". The analysis identifies dangerous places in a device that need to be detect as they may act as effective sources of ignition in the future. The aim of the research is to find these places in each specific device and to propose appropriate precautions or measurements to eliminate any possible source of initiation.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 48 -

(c) 2014 UJEP



Technologie výroby a návrh přepouštěcích kanálů ve válci maloobjemového motocyklu Daňa Milan, Bc, Fakulta strojní, Katedra technologie obrábění, ZČU v Plzni E-mail: [email protected] Tato práce se zabývá úpravou válce motocyklu Jawa 50 Pionýr, který se v současné době dostal do povědomí široké veřejnosti především tím, že se na těchto motocyklech začaly jezdit závody. Na začátku této práce bylo zapotřebí zmapovat současný stav válce a přepouštěcích kanálů a poté vytvořit 3D model válce. Následně se práce zabývá konstrukčním návrhem přepouštěcích kanálů v hliníkové části válce. Z návrhů je vybrán nejvhodnější, který bude vyroben. Poté se práce ubírá směrem digitalizace již vyrobených přepouštěcích kanálů, které se používají pro závodní účely. Závěr práce je věnován tvorbě konstrukčních variant upínacího přípravku. Cílem této práce je zvýšení výkonových parametrů výše uvedeného typu motocyklu, aby byl konkurence schopný při závodech. klíčová slova: Jawa 50 Pionýr, válec, přepouštěcí kanály, vratné vyplachování, modelování, digitalizace, upínací přípravek

1 Úvod Před více než 45 lety se začal vyrábět maloobjemový motocykl Jawa 50 Pionýr v Povážských strojírnách na Slovensku. Původní motocykl byl zkonstruován pro běžné a každodenní použíti, především aby byl dostupný pro širokou veřejnost. V letech, kdy byly pionýři na svém vrcholu, jezdily se na těchto strojích závody do 50ccm, jak v terénu, tak i na silnici. Asi po 10 ti letech byly tyto stroje pro závody už neatraktivní a překonaly je novější motocykly. Nyní se opět skoro po 25 ti letech obnovila tradice závodů na těchto strojích. To bylo podnětem pro tuto práci. Výkon, kterým disponuje válec tohoto dvoutaktního motocyklu, byl změřen na motorové brzdě 3,5 koňské síly. Tento výkon byl pro běžný provoz naprosto dostačující, ale pro závody to bylo velice málo. Proto nastala otázka: jak nejefektivněji a nejjednodušeji zvednout výkon? Každý, kdo se pohybuje v tomto odvětví, tak ví, že na výkon má vliv především motorový válec a výfuk. Proto se tato práce bude zabývat úpravou motorového válce. Zaměří se pouze přepouštěcími kanály, protože ostatní kanály ve válci (sací a výfukový) nejsou tak náročné na složitost výroby, souměrnost a dodržení geometrické přesnosti.

Obr. 1 Jawa 50 Pionýr typ 23 Mustang [W1] 1.1 Přepouštěcí kanály Přepouštěcí kanály slouží k vedení a správnému nasměrování čerstvé směsi z klikové skříně do pracovního prostoru válce. Tvar, rozmístění a velikost přepouštěcích kanálů má zásadní vliv na vyplachování, které je pro každý dvoudobý motor naprosto klíčový, což se odráží ve výkonu. Při správné úpravě přepouštěcích kanálů a tím zlepšení vyplachování lze dosáhnout velkého nárůstu výkonu. U dvoudobých motorů se používá tří základních druhů vyplachování válce, které jsou příčné, vratné a souproudé [1],[4] Vratné vyplachování se používá u většiny dvoudobých motorů, protože je konstrukčně poměrně jednoduché a především nejúčinnější způsob vyplachování, který byl do dnešní doby vynalezen. Název vratné vyplachování

ISBN 978-80-7414-679-4

- 49 -

(c) 2014 UJEP



je odvozeno od pohybu směsi v pracovním prostoru válce. Zjednodušený princip: Z přepouštěcích kanálů vstupuje čerstvá směs do pracovního prostoru pod správným úhlem, která je následně stlačena pístem a po zapálení směsi a expanzi plynů odchází pryč z pracovního prostoru válce do výfukového systému. Princip vratného vyplachování je evidentní z obrázku 2.

Obr. 2 Princip vratného vyplachování [3] Tvar a velikost přepouštěcích kanálů od svého vynalezení prošel mnoha úpravami a změnami. Nejprve byly úpravy díky vývoji možností obrábění, ale v poslední době především kvůli rozvoji výpočetní techniky a programů, které slouží pro simulaci proudění. Tyto programy jsou velmi nákladné a vytvoření simulace proudění směsi v přepouštěcích kanálech je velice složité a je třeba znát mnoho konstant, které jsou pro proudění klíčové. Díky takovéto náročnosti si mohou dovolit se simulacemi zabývat především velké firmy, které vyrábí závodní motocykly např. KTM, HONDA,KAVASAKI atd.

Obr. 3 Srovnání nasměrování přepouštěcích kanálů vlivem vývoje [2] 1.2 Současný stav válce Válec se skládá ze dvou základních částí, z hliníkového tlakového odlitku tělesa válce a litinové vložky. Litinová vložka je v tělese válce nalisována, což zajištuje polohu a dostatečný přestup tepla při chodu motoru.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 50 -

(c) 2014 UJEP



Válec byl navržen ve dvoukanálovém provedení, pro jednoduchost výroby, následnou bezproblémovost a hlavně pro snadné nastavení motoru pro běžný provoz. V tělese válce byly vyrobeny, během produkce motocyklů, dva druhy přepouštěcích kanálů. První tvar přepouštěcího kanálu typu 05 je vidět na obrázku 5. Tento kanál je charakteristický větším zúžením a tím pádem větším stlačením směsi, ale především svým výstupkem na konci kanálu. Typ 21 má vstup přepouštěcích kanálů stejný jako typ 05, ale zúžení není tak velké a nemá výstupek a tím je vetší okno přepouštěcího kanálu ve vložce válce jak je vidět na obrázku 4.

Obr. 4 Pohled na válec s vložkou

Obr. 5 Tvar přepouštěcího kanálu typu 05

2 Modelování Pro vytvoření 3D modelu válce byl zvolen počítačový program Autodesk Inventor Professional 2011. Nejprve bylo zapotřebí změřit veškeré potřebné rozměry pro přesné vymodelování válce, proto byl v halové laboratoři rozřezán starý poškozený válec. Válec byl rozřezán na 6 částí pro dostatečně jednoduché proměření, Jak je vidět na obrázku 6. Modelování tělesa válce bylo rozděleno do dvou částí a to na vymodelování samotného tělesa válce a poté vymodelování negativu přepouštěcích kanálů. Toto oddělené modelování bylo zvoleno z důvodu složitosti obou jmenovaných částí, které jsou opravdu velice tvarově rozmanité. Po vymodelování obou částí byl negativ přepouštěcích kanálů obtisknut do tělesa válce a tímto vznikl válec s tvarem přepouštěcích kanálů, jak je vidět na obrázku 7.

Obr. 6 Rozřezaný Válec typu 21

Obr. 7 Válec s kanály typu 21

2.1 Návrh vhodných přepouštěcích kanálů Při návrhu vhodného tvaru přepouštěcích kanálů bylo dbáno na to, aby se přepouštěcí kanály vešli do sério-

ISBN 978-80-7414-679-4

- 51 -

(c) 2014 UJEP



vého odlitku válce. Tento předpoklad je velice limitující. Při pohledu do novodobých závodních válců, bylo zřejmé, že takovéto tvary by bylo velice těžké implementovat do tohoto odlitku. Proto na návrhu vhodného tvaru přepouštěcích kanálů bylo spolupracováno s dvěma úpravci dvoutaktních motorů, kteří mají více jak 20 ti letou zkušenost s úpravami motorů. V dnešní době jezdí motory od těchto úpravců na předních pozicích v motocrossu české republiky ve třídách 85ccm a 125ccm. Byly navrženy dva vstupní tvary dvoukanálového provedení přepouštěcích kanálů, z kterých bylo zapotřebí vybrat vhodnější.

Obr. 8 Tvar vstupu kanálu 1

Obr. 9 Tvar vstupu kanálu 2

Obr. 10 Úprava tvaru

Pro výběr vhodnější varianty bylo zapotřebí konzultace s odborníky. Nezávisle na sobě vybrali shodně tvar 2 a doporučili úpravy pro zlepšení: zvednutí spodního výstupního úhlu, který byl zvednut o 5° a celkový tvar byl roztažen o 1mm směrem nahoru. Jak je vidět na obrázku 10. Nyní bylo zapotřebí vymodelovat celý 3D model přepouštěcích kanálů. Kanály se mírně zužují a spodní strana kanálů se lehce zvedá směrem vzhůru cca o 1,5mm. Následné obtisknutí kanálů do tělesa válce, viz obrázek 13.

Obr. 11 Kanál zvedání spodní strany

Obr. 12 Výstupní zaoblení kanálu

Obr. 13 Obtisknutí přepouštěcích kanálů

3 Čtyř kanálové provedení

ISBN 978-80-7414-679-4

- 52 -

(c) 2014 UJEP



Pro zvýšení účinnosti vyplachování bylo navrženo čtyř kanálové provedení přepouštěcích kanálů. Tento způsob vyplachování zapříčinil zvýšení objemu přepouštěné směsi, ale především měl za následek dva oddělené proudy vstupující do pracovního prostoru válce, které mohou být nasměrovány pod jinými úhly. Tímto může být docíleno vhodnějšího vyplachování, ale vždy to tak není. Při špatném nasměrování proudů směsi může být vyplachování horší než při použití dvou kanálového provedení. Z důvodů špatně zvolené polohy svorníků válce, kdy nebyla předpokládána možnost další úpravy tohoto válce, je čtyř kanálové provedení velice omezené. Díky tomuto omezení bylo potřeba vytvořit vhodný tvar přepouštěcích kanálů, který by byl možný vytvořit do originálního odlitku. Po konzultaci s úpravci bylo doporučeno vytvořit přepouštěcí kanály bez ohledu na stávající sériové, které jsou ve válci předlity. Stávající kanály se zavaří metodou TIG a frézování kanálů bude začínat do tělesa válce bez přepouštěcích kanálů. Tento předpoklad hodně ovlivnil konstrukci kanálů. Bylo částečně použito směrování směsi z novodobých válců, které slouží pro závodní účely. Hlavní charakteristický znak novodobých válců jsou rozšiřující se přepouštěcí kanály, které jsou ve tvaru na sebe navazujících rádiusů, jak je vidět na obr. 14. Spodní úhel výstupu do pracovního prostoru válce byl konstruován nad osu válce, jak je vidět na obr. 15. Výstupní úhel, jenž je vidět na obr. 3 u pravého kanálu, je opravdu velmi důležitý, proto byl po konzultaci zvolen úhel spodního kanálu 5° a horního kanálu 12°.

Obr. 14 Pohled na 4K zespoda

Obr. 15 Pohled na 4K zepředu

Obr. 16 Pohled na 4K z boku

Obr. 17 Čtyř kanálové provedení

4 Digitalizace „Digitalizace zahrnuje nasnímání prostorových souřadnic objektu, zpracování naměřených dat a jejich převod na plošnou nebo objemovou interpretaci v podobě digitálního modelu objektu, s nímž lze dále pracovat v CAD/CAM systému. Digitalizace je disciplínou z oboru reverzního inženýrství. Klasický proces výroby strojních součástí začíná konstrukcí například CAD modelu, poté následuje navržení technologie pro NC obráběcí centrum a vyrobení požadované součásti. Reverzní inženýrství (Reverse Engineering) naproti tomu zahrnuje procesy, při nichž dochází k vytvoření technické dokumentace z již vytvořeného fyzického objektu. Postup kroků je otočen vůči klasické výrobě a obrábění na NC stroji je nahrazeno digitalizací objektu.“ [5] Nejprve proběhlo zkušební měření, z kterého jsou naměřená data ve formě křivek, jenž můžete vidět na obráz-

ISBN 978-80-7414-679-4

- 53 -

(c) 2014 UJEP



cích 18 až 20. Na obr. 20 je vidět, jak tvar křivky může zdegenerovat při naměření jednoho špatného bodu křivky, proto bylo rozhodnuto, že výstupní data budou ve formě bodů. Body mají vetší vypovídající hodnotu. Při prokládání křivky body je možno špatně změřený bod vynechat a tím docílit vetší přesnosti změřeného tvaru.

Obr. 18 Výstupní data 3D

Obr. 19 Křivky 3D

Obr. 20 Nedostatky křivky

5 Upínací přípravek Při konstrukci upínacího přípravku bylo dbáno na jednoduchost výroby a snadné upínání a vyjímání válce z přípravku. Bylo přihlédnuto k tuhosti upnutí. Přípravek byl konstruován s ohledem na dostupnost polotovarů pro jeho výrobu a také cenu použitých materiálů a technologií výroby. Byly vytvořeny dvě varianty upínacího přípravku. První přípravek je konstruován s upínáním realizovaným pomocí rozpínacích kolíků. Upínací přípravek se skládá z 10 dílů: základní části, středícího čepu, čtyř rozpínacích kolíků a čtyř šroubů M4x20 se zápustnou hlavou. Základní část je realizována z válcového polotovaru, z důvodů snadnější dostupnosti materiálu. V základní části je vyvrtáno 5 otvorů, z nichž jeden slouží pro nalisování středícího čepu a zbylé jsou určeny pro rozpínací kolíky. Zajištění polohy je realizováno středícím čepem, který bude přesně broušený, podle díry válce ve která slouží pro nalisování litinové vložky. Rozpínací kolíky jsou do základní části nalisovány. V kolících je závit M4 do hloubky 25mm. Z horní strany je kolík rozříznut do hloubky 8mm. Šrouby M4x20 mají upravenou hlavu šroubu, aby šroubek prošel dírou pro svorníky ve válci. Při nasazení válce do přípravku jsou rozpínací kolíky s nedotaženými šrouby v dírách pro svorníky. Pro vyvození upínací síly je třeba šrouby utáhnout, tím se roztáhnout rozříznuté části kolíků a válec je pevně upevněn v přípravku. Přípravek bude upnut do svěráku frézky za vyfrézované drážky ve válcové základní části přípravku. Viz obrázky 21 až 23.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 54 -

(c) 2014 UJEP


Obr. 21 roztažný kolík


Obr. 22 Sestava přípravku

Obr. 23 Válec v přípravku

Druhý přípravek byl konstruován s jiným upínacím elementem, než bylo použito v prvním případě. Přípravek se skládá ze základní desky, kolíku 8x50mm, rozpěrného elementu, vtlačovacího kuželu a šroubu M12x40. V základní desce jsou dvě díry a vyfrézované osazení, které slouží k upnutí přípravku do čelistí svěráku frézky. První díra slouží pro nalisování středícího kolíku, který má zajistit polohu. Při využití tohoto středění je zapotřebí vyvrtat a následně vystružit část jedné díry pro svorníky na velikost 8mm z původních 6,5mm. Druhá díra průměru 30mm slouží pro nalisování upínacího elementu v kterém je průchozí díra se závitem M12 a horní část, která slouží k upínání je rozříznutá do kříže a je uvnitř vytvořen kužel. Další částí přípravku je vtlačovací kužel, který je provrtán a do kuželu je vložen šroub M12x40, který se vloží do upínacího elementu. Upínací síla je vyvozena utahováním šroubu, který vtlačuje kužel do upínacího elementu, jenž se roztahuje.

Obr. 24 Rozpěrný element

Obr. 25 Sestava přípravku 2

6 závěr Předpoklad zvýšení výkonu u dvoukanálové verze je dvojnásobek výkonu a u čtyř -kanálového provedení je předpoklad dva a půl až trojnásobek oproti sériově vyráběnému válci. Při vhodně zvoleném tvaru a časování výfuku a celého výfukového potrubí. Po vyrobení válců a následnému vyrobení vložky válce bude výkon obou válců změřen na motorové brzdě, v laboratořích Pardubické Univerzity ve spolupráci s bc. Vojtěchem Štumrem, kde by se měl předpoklad potvrdit. Cílem této práce bylo zvýšení výkonových parametrů výše uvedeného typu motocyklu, aby byl konkurence schopný při závodech.

poděkování Mé poděkování patří především mé vedoucí Bakalářské práce inženýrce Ivaně Česákové, která mi při vypracovávání mé Bakalářské práce věnuje mnoho času. Dále bych rád poděkoval vedoucímu 3D měřícího zařízení inženýru Martinu Melicharovi a úpravcům motorů J. Štěrbovi a L. Klimešovi za velmi cenné rady při konzultacích.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 55 -

(c) 2014 UJEP



Literatura [1] SLOVÁK, Marek. Dvoudobý jednoválcový motocyklový motor s výfukovými ventily. V Brně, 2012. Dostupné z: https://dspace.vutbr.cz/handle/11012/12168. Diplomová práce. VYSOKÉ UČENÍ TECHNICK É V BRNĚ. [2]

BELL, A. Two-stroke performance tuning. 2nd ed. Newbury Park, Calif., USA: Haynes North America, 1999, 271 p. ISBN 18-596-0619-9.

[3] HAYNES. Motorcycle Basics Techbook, 2nd edition, Haynes Publishing, 224 s. ISBN 1-85960-515-X [4] OPLUŠTIL, Vít. Dvoudobé motory závodních motocyklů kategorie GP. V Brně, 2010. Dostupné z: http://www.vutbr.cz/studium/zaverecne-prace?zp_id=30424. Bakalářská práce. VYSOKÉ UCENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ. [5] SYŘIŠTĚ, Daniel, Tomáš SKOPEČEK a Vladimír KAPINUS. Reverzní inženýrství, digitalizace a výroba forem. Reverzní inženýrství, digitalizace a výroba forem. 2004, roč. 2004, č. 12. Dostupné z: http://www.mmspektrum.com/clanek/reverzni-inzenyrstvi-digitalizace-a-vyroba-forem.html [6] Jawa 50/23 Mustang [online]. 19.11.2007 [cit. http://jawaspeed.wgz.cz/rubriky/historie-motocyklu-jawa-a-cz

2013-04-07].

Dostupné

z:

Abstract Article: Author:

Daňa Milan, Bc

Workplace:

Faculty of Mechanical Engineering, ZČU in Pilsen

Keywords:

Jawa 50 pioneer, the cylinder, digitalization, transfer channels, scavenge loop flow, modeling, preparation for clamping

This work deals with the cylinder of Jawa 50 Pioneer, which has came to the attention of the general public at the present time, primarily because this type of a motorcycle has been increasingly used in races. First, it was necessary to map the current state both of the cylinder and transfer channels, and then create a 3D model of the cylinder. Subsequently, the work deals with the structural design of transfer channels in the aluminum part of the cylinder. The most suitable design has been selected in order to be made. After that the work deals with the digitalization of the newly manufactured transfer channels, which are used for racing purposes. The conclusion of this work is dedicated to creating constructional designs of preparation for clamping. The aim of this work is to increase the performance parameters of this type of the motorcycle, so that it is competitive in races.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 56 -

(c) 2014 UJEP



The detection of artificially made defects in welded joint with ultrasonic defectoscopy TOFD and Phased Array Daniel Dopjera, Ing., Miloš Mičian, doc. Ing. PhD. University of Žilina, Faculty of Mechanical Engineering, Department of Technological Engineering Univerzitná 1, Žilina 010 26, Slovakia [email protected], [email protected] The article describes fundamental principles of ultrasonic defectoscopy TOFD and Phased Array, which provides new possibilities in non–destructive testing of welded joints. There is a report from ultrasonic testing of welded joint with ultrasonic flaw detector OmniScan MX2 from the company Olympus NDT. The artificial defects were designed in software ESBeamTool 5 from the company Eclipse Scientific, which simulates 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 compared. The same procedure will be used in the design of ultrasonic inspection TOFD and Phased Array at welded joints of gas pipelines. Keywords: NDT, TOFD, Phased Array, ESBeamTool 5.

1 Introduction Many people are familiar with the medical applications of ultrasonic imaging, in with high–frequency sound waves are used to create highly detailed cross–sectorial pictures of internal organs. Medical sonograms are commonly made with specialized multielement probes known as Phased Arrays and their accompanying hardware and software. But the applications of ultrasonic Phased Array technology are not limited to medical diagnosis. In recent years, Phased Array systems have been increasing in use in industrial settings to provide new levels of information and visualization in common ultrasonic tests that include weld inspection, bond testing, thickness profiling, and in–service crack detection.

2 The principle of Phased Array probes Conventional ultrasonic transducers for NDT commonly consist of either a single active element that both generates and receives high–frequency sound waves, or two paired elements, one for transmitting and one for receiving. Phased Array probes, on the other hand, typically consist of a transducer assembly with 16 to as many as 256 small individual elements that can each be pulsed separately (fig. 1). These can be arranged in a strip (linear array), 2D matrix, a ring (annular array), a circular matrix (circular array), or more complex shape. As is the case with conventional transducers, Phased Array probes can be designed for direct contact use, as part of an angle beam assembly with a wedge, or for immersion use with sound coupling through a water path. Transducer frequencies are most commonly in the 2 MHz to 10 MHz range. An instrument that is capable of driving the multielement probe, receiving and digitizing the returning echoes, and plotting that echo information in various standard formats. Unlike conventional flaw detectors, Phased Array systems can sweep a sound beam through a range of refracted angles a linear path, or dynamically focus at a number of different depths, thus increasing both flexibility and capability in inspection setups.

Fig. 1 The multielement construction of Phased Array probe Obr. 1 Konstrukce elementů sondy Phased Array Conventional longitudinal–wave ultrasonic transducers work as a piston source of high–frequency mechanical vibrations, or sound waves. As voltage is applied, the piezoelectric transducer element (often called a crystal) deforms by compressing in the direction perpendicular to its face. When the voltage is removed, typically less than a microsecond later, the element springs back, generating the pulse of mechanical energy that comprises an ultrasonic wave (fig. 2). Similarly, if the element is compressed by the pressure of an arriving ultrasonic wave, it

ISBN 978-80-7414-679-4

- 57 -

(c) 2014 UJEP



generates a voltage across its faces. This a single piezoelectric element can act as both a transmitter (direct piezoelectric effect) and receiver (indirect piezoelectric effect) of ultrasonic pulses.

Fig. 2 The principle of piezoelectric element (direct and indirect piezoelectric effect) Obr. 2 Princip piezoelektrického měniče (přímý a nepřímý piezoelektrický efekt) In the most basic sense, a Phased Array system utilizes the wave physics principle of phasing. It varies the time between a series of outgoing ultrasonic pulses in such a way that the individual wavefronts generated by each element in the array combine with each other. This action adds or cancels energy in predictable ways that effectively steer and shape the sound beam. This is accomplished by pulsing the individual probe elements at slightly different times. Frequently, the elements are pulsed in groups of 4 to 32 in order to improve effective sensitivity by increasing aperture, which then reduces unwanted beam spreading and enables sharper focusing. Software know as a focal law calculator establishes specific delay times for firing each group of elements in order to generate the desired beam shape, taking into account probe and wedge characteristics as well as the geometry and acoustical properties of the test material. The programmed pulsing sequence selected by the instrument’s operating software then launches a number of individual wavefronts that travels through the test material and reflect off cracks, discontinuities, back walls, and other material boundaries like a convectional ultrasonic wave. The beam can be dynamically steered through various angles, focal distances, and focal spot sizes in such a way that a single probe assembly is capable of examining the test material across a range of different perspectives. This beam steering happens very quickly so that a scan from multiple angles or with multiple focal depths can be performed in a fraction of a second. The returning echoes are received by the various elements of groups of elements and time–shifted as necessary to compensate for varying wedge delays, and then summed. Unlike a conventional single element transducer, which effectively merges the effects of all beam components that strike its area, a Phased Array probe can spatially sort the returning wavefront according to the arrival time and amplitude at each element. When processed point along a linear path, and a reflection from a particular focal depth (fig. 3). The echo information can then be displayed in any of several formats.

Fig. 3 Example of an angle beam generated by flat probe by means of the variable delay Obr. 3 Příklad generování ultrazvukové vlny pod uhlem pomocí časového opoždění An array is an organized arrangement of large quantities of an object. The simplest form of an ultrasonic array for NDT would be a series of several single element transducers arranged in such a way as to increase inspection

ISBN 978-80-7414-679-4

- 58 -

(c) 2014 UJEP



coverage and the speed of a particular inspection. These inspections require high–speed, multichannel ultrasonic equipment with proper pulsers, receivers, and gate logic to process each channel as well as careful fixturing of each transducer to properly set up the inspection zones. In its simplest form, one can think of a Phased Array probe as a series of individual elements in one package. While the elements in reality are much smaller than conventional transducers, these elements can be pulsed as a group so as to generate directionally controllable wavefronts. This “electronic beam forming” allows multiple inspection zones to be programmed and analyzed at very high speeds without probe movement. While Phased Array probes come in a wide range of sizes, shapes, frequencies, and number of elements, what they all have in common is a piezoelectric element that has been divided into a number of segments. Contemporary Phased Array probes for industrial NDT applications are typically constructed around piezocomposite materials, which are made up of many tiny, thin rods of piezoelectric ceramic (PZT ceramics based on solid solution of lead, titanium and zircon PbZrO3 and PbTiO3) embedded in a polymer (silicone, epoxy and polyurethane) matrix (fig. 1).

Fig. 4 Typical Phased Array Wedge with angle 60° Obr. 4 Typický plexisklový nadstavec ultrazvukové sondy Phased Array s uhlem 60° Phased array probe assemblies usually include a plastic wedge. Wedges are used in both shear wave and longitudinal wave applications, including straight beam linear scans. These wedges preform basically the same function in Phased Array systems as in conventional single element flaw detection, coupling sound energy from the probe to the test piece in such a way that it mode converts and refracts at a desired angle in accordance with Snell’s law. While Phased Array systems do utilize beam steering to create beams at multiple angles from a single wedge, this refraction effect is also part of the beam generation process. Shear wave wedges look very similar to those used with conventional transducers, and like conventional wedges they come in many sizes and styles. Some of them incorporate couplant feed holes for scanning applications. Typical Phased Array probe wedge is seen in fig. 4.

3 The principle of TOFD (Time of Flight Diffraction) The TOFD (fig. 5, obr. 5) is simply a procedure that used two probes (one transmitter and one receiver) in pitch–and–catch mode. TOFD detects and records signals diffracted from defect tips for both detection and sizing. The TOFD data is displayed in gray–scale B–Scan. Modification to this standard setup are possible.

Fig. 5 The principle of TOFD Obr. 5 Princip TOFD

ISBN 978-80-7414-679-4

- 59 -

(c) 2014 UJEP



Defects located at upper surface and inner surface are difficult to detect due to the dead zone of the lateral wave and because of the the dead zone of the backwall signal. Four types of ultrasonic waves are used in TOFD:  the lateral wave (a sub–near–surface longitudinal wave generated from the wide beam of the probe),  the backwall reflection (a longitudinal wave reflected from the backwall),  the reflected wave (a longitudinal wave reflected by a lamellar planar defect),  the tip diffracted wave (a circular wave diffracted by the edge of a defect).

Fig. 6 The types of scanning with TOFD Obr. 6 Typy skenovaní s TOFD We can use two types of scanning of longitudinal welded joints with TOFD, parallel and non–parallel scanning (fig. 6). The distance between probes (Probe Center Separation) is constant, it is changing only the direction of movement probes.

4 The detection of artificially made defects with Phased Array The longitudinal welded joint (ferrite steel) was tested with ultrasonic flaw detector OmniScan MX2 from the company Olympus NDT, which uses software MXU 4.1. It was used Phased Array probe 5L16-A10 with frequency 5 MHz, 16 linear elements and wedge SA10-N55S with 55° angle for shear ultrasonic waves. The Phased Array testing was designed in software ESBeamTool 5 from the company Eclipse Scientific, which simulates geometrical ultrasonic beams spread. The welded joint was tested from the top and from the bot with direct ultrasonic beam according to fig. 7 and fig. 8. The Phased Array was set to sectorial scan with range 40 to 70 degrees and it was used the encoder with resolution 12 steps.mm-1. The scanning length of welded joint was 110 mm.

Fig. 7 The design of Phased Array testing of welded joint (top) Obr. 7 Návrh Phased Array kontroly svarového spoje (vrh)

ISBN 978-80-7414-679-4

- 60 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 8 The design of Phased Array testing of welded joint (bot) Obr. 8 Návrh Phased Array kontroly svarového spoje (spodek) In the fig. 9 and fig. 10, we can see the longitudinal welded joint without cracks. There is three types of scan, A–Scan (left), S–Scan (right) and C–Scan (bot). The A–Scan is a representation (view) of the received ultrasonic pulse amplitude versus time of flight (ultrasonic path), or waveform. A–Scan can be displayed as an RF (radio–frequency) or bipolar–rectified signal. Color encoding of the rectified A–Scan signal amplitude adds another dimension and makes it possible to link the probe movement coordinates (or the acquisition time) with the ultrasonic data as color–encoded amplitude (B–Scan, C–Scan, E–Scan or S–Scan). Color encoding is typical for ultrasonic defectoscopy Phased Array. Ultrasonic defectoscopy TOFD uses gray–scale encoding. The B–Scan and C–Scan is 2D view of ultrasonic data. The E–Scan called as electronic scanning or linear scanning and S–Scan called as sectorial scanning is unique for ultrasonic defectoscopy Phased Array, which provides new possibilities in non–destructive testing of welded joints with. Then, two cylindrical boreholes were made, which also were designed in software ESBeamTool 5. First borehole has diameter 3,5 mm, length 35 mm and it is in depth 6 mm from the top of welded joint. Second borehole has diameter 3 mm, length 25 mm and it is in depth 5 mm from the bot of welded joint.

Fig. 9 The welded joint without cylindrical borehole (top) Obr. 9 Svarový spoj bez valového vrtu (vrh)

ISBN 978-80-7414-679-4

- 61 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 10 The welded joint without cylindrical borehole (bot) Obr. 10 Svarový spoj bez valového vrtu (spodek) In the fig. 11 and fig. 12, we can see the same longitudinal welded joint, but with artificially made defects (the two cylindrical borehole). In the fig. 11, we can see the second borehole with length 25mm, which has largest echo (amplitude) at an angle 41 degrees (S–Scan). In the fig. 12, we can see the first borehole with length 35 mm, which has largest echo at an angle 61 degrees. Both boreholes are clearly visible.

Fig. 11 The welded joint with cylindrical borehole (top) Obr. 11 Svarový spoj s válcovým vrtem (vrh)

ISBN 978-80-7414-679-4

- 62 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 12 The welded joint with cylindrical borehole (bot) Obr. 12 Svarový spoj s válcovým vrtem (spodek)

5 Conclusion The ultrasonic defectoscopy Phased Array has better results as conventional ultrasonic defectoscopy, but it requires the physical knowledge of ultrasound. This works shows new possibilities in non–destructive testing of welded joints with ultrasonic defectoscopy Phased Array (S–Scan). The ultrasonic data shows, that ultrasonic defectoscopy Phase Array can detected artificially made defects (two holes) in longitudinal welded joint. The same procedure will be used in the design of ultrasonic inspection TOFD and Phased Array at welded joints of gas pipelines.

Acknowledgement This article was created within the project solution no. 561/PG04/2011, which is supported by nonprofit fund EkoFond n. f., which founder is company SPP, a. s.

Literature [1] ANDROŠOVÁ, Zuzana; SKRBEK, Břestislav. The use of magnetic and ultrasonic structuroscopy for inspection of ADI/AGI castings. In Manufacturing technology, 2012, vol. 12, No. 13, pp. 93-97. ISSN 1213-2489. [2] ECLIPSE. 2013 (a). The company Eclipse Scientific. [Online]. 2013, [cit. 2013-08-23]. Internet: . [3] ECLIPSE. 2013 (b). Modelling and Inspection Design for NDT. [Online]. 2013, [cit. 2013-08-23]. Internet: . [4] KOŇÁR, Radoslav; MIČIAN, Miloš; HOPKO, Anton. Analysis of boundary conditions for the simulation of welding at the repair of gas pipelines with steel sleeve. In. Communications, 2011, vol. 13, pp. 36-39. ISSN 1335-4205. [5] KOŇÁR, Radoslav; MIČIAN, Miloš. Numerical simulation of residual stresses and distortions in butt weld in simulation programme SYSWELD. In Communications, 2012, vol. 14, pp. 49-54. ISSN 1335-4205.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 63 -

(c) 2014 UJEP



[6] MEŠKO, Jozef; FABIAN, Peter; and et al. Shape of heat source in simulation program SYSWELD using different types of gases and welding methods. In Strojírenská technologie, 2011, No. 5, pp. 6-11. [7] NOVÁK, Pavol; MEŠKO, Jozef; ŽMINDÁK, Milan. Finite element implementation of multi-pass fillet weld with phase changes. In: Manufacturing technology: journal for science, research and production, 2011, vol. 13, No.1, pp.79-85. ISSN 1213-2489. [8] OLYMPUS. 2013 (a). The company Olympus NDT. [Online]. 2013, [cit. 2013-08-18]. Internet: . [9] OLYMPUS. 2013 (b). Phased Array Tutorial. [Online]. 2013, [cit. 2013-08-18]. Internet: . [10] OLYMPUS. 2012. Phased Array Testing Basic Theory for Industrial Applications. 2nd ed. Waltham, MA: Olympus NDT, 2012. 113 pp. DMTA-20003-01EN. [11] OLYMPUS. 2007. Advances in Phased Array Ultrasonic Technology Applications. Waltham, MA: Olympus NDT, 2007. 491 pp. ISBN 0-9735933-4-2. [12] OLYMPUS. 2004. Introduction to Phased Array Ultrasonic Technology Applications. Waltham, MA: Olympus NDT, 2004. 351 pp. ISBN 0-9735933-0-X.

Abstrakt Název:

Detekce umělo vyrobených chyb ve svarovém spoji ultrazvukovou defektoskopiou TOFD a Phased Array

Autor:

Dopjera Daniel, Ing. Miloš Mičian, doc. Ing., PhD.

Pracoviště:

Katedra technologického inženýrství, Fakulta strojní, Žilinská univerzita v Žiline

Klíčová slova:

NDT, TOFD, Phased Array, ESBeamTool 5

V čase provozu vysokotlakých plynovodů distribuční sítě se na potrubích můžou objevit různé typy chyb (defektů), které je potřeba rychle detegovat a odstranit, jinak představují velké riziko havárie potrubí. V současnosti je ve Slovenské republice nejpoužívanější konvenční ultrazvuková defektoskopie, protože se může odvolat na slovenské normy při hodnocení přípustnosti chyb. V současnosti je len jediná slovenská norma (STN EN 15617), která specifikuje úrovně přípustnosti chyb při aplikaci ultrazvukové defektoskopie TOFD na svarové spoje feritických ocelí hrubky 6 až 300 mm s úplným průvarem, které zodpovídají stupni kvality podle normy EN ISO 5817. Cílem projektu 561/PG04/2011 podpořen neinvestičním fondem EkoFond, kterého zřizovatelem je akciová společnost SPP, je navrhnout možnou metodiku zkoušení svarových spojů na plynovodných potrubí distribuční sítě. Tento článek naznačuje možnost jako postupovat při návrhu dané metodiky. Samozřejmě by šlo o chyby mnohem menších rozměrů, které by simulovali např. zápal ve svarovém spoji. Největším problémem a výzvou budou obvodové koutové svarové spoje s nepravidelnou geometrii na plynovodných odbočkách. Tento problém už byl řešen na sympoziu ve slovenské firme SlovCert, kde byli použité ultrazvukové sondy Phased Array typu matrix (čtvercové uspořádaní elementů). Cílem tohoto článku bylo představit nový software ESBeamTool 5, který výrazně ulehčuje návrh ultrazvukové defektoskopie a představivost, spolu s ultrazvukovým defektoskopem OmniScan MX2. Na naměřených datech před a po vyrobení umělých chyb (der) je jednoznačně vidět rozdíl, resp. chyby jsou jednoznačně detekovatelné. Třeba však podotknout že šlo o díry, které mněli rozměry radovo několika milimetrů. Při návrhu např. umělého zápalu svarového spoje (rozměr max. 1 mm) bude postup výroby jednoznačně složitější.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 64 -

(c) 2014 UJEP



3DVIA Composer jako nástroj pro technickou komunikaci Fulemová Jaroslava, Ing., Fakulta strojní, Katedra technologie obrábění, ZČU v Plzni E-mail: [email protected] Kubík Martin, Fakulta strojní, Katedra technologie obrábění, ZČU v Plzni E-mail: [email protected] Řehoř Jan, Doc. Ing. Ph.D., Fakulta strojní, Katedra technologie obrábění, ZČU v Plzni E-mail: [email protected] Současným trendem je využívání pokročilých grafických programů, tzv. CAX systémů. Díky těmto systémům probíhá komunikace mezi zákazníkem a dodavatelem ve formě 3D modelů, tzn. ještě dříve, než je výrobek vyroben, jsou veškeré jeho funkce a vlastnosti představeny virtuálně. Jedním z těchto nástrojů je i software 3DVIA Composer, který efektivně automatizuje procesy tvorby, aktualizace a distribuce technické dokumentace výrobků. Software 3DVIA Composer je aktuálně využíván studenty, kteří v rámci svých závěrečných prací zjišťují uživatelské možnosti tohoto nástroje včetně praktických aplikací. Tento příspěvek tedy vychází z již zpracovaných podkladů. První část příspěvku je věnována představení softwaru 3DVIA Composer a oblastí jeho využití. Druhá část příspěvku se zabývá možnostmi jeho uplatnění. Tyto možnosti jsou představeny za pomoci praktického příkladu. V návaznosti na výše zmiňované body jsou uvedeny výhody a nevýhody tohoto nástroje z pohledu uživatele. V závěru je uvedeno celkové shrnutí. Příspěvek je úvodní publikací, která si klade za cíl představit software 3DVIA Composer jako nástroj pro technickou komunikaci. Klíčová slova: montáž, software 3DVIA Composer, technická ilustrace, technická komunikace

1 Úvod Software 3DVIA Composer spadá pod obchodní značku 3DVIA francouzské společnosti Dassault Systèmes. Značka 3DVIA byla uvedena na trh v roce 2007 a software 3DVIA Composer se využívá při práci s 3D modely, vytvořených pomocí různých modelovacích CAD softwarů. Jde o technický komunikační nástroj umožňující vytvořené 3D modely využít pro tvorbu různých manuálů (školící, servisní, uživatelské, montážní), marketingových materiálů nebo webových aplikací. Jakýkoli manuál je možné připravovat i k výrobkům, které jsou zatím pouze ve fázi vývoje, čímž se podstatně šetří čas a prostředky k uvedení daného výrobku na trh. 3D modely jsou aktivně propojeny se zdrojovými 3D daty, čímž je možné, snadno a rychle, aktualizovat libovolné změny na modelu výrobku. V softwaru 3DVIA Composer se rozlišují dva základní režimy. První režim se týká vytváření podkladů pro tištěné manuály. Je možné model upravit formou kótování, grafických značek, textových odkazů, pozic, rozložení jednotlivých součástí modelu, atd. Druhý režim se zabývá možností 3D model efektivně rozpohybovat, tzn. vytvořit různé manuály ve formě animace, nebo je možné nasimulovat reálné výrobní či logistické procesy. Kinematické příkazy umožní nasimulovat přesně takový pohyb, který je od daného modelu žádán [1]. 3DVIA Composer obsahuje několik specifických funkcí, které usnadňují a zdokonalují samotnou tvorbu. Digger - Speciální okno pro zachycení konkrétní oblasti na modelu. Tato funkce obsahuje kombinaci několika dalších dílčích funkcí. Velikost okna je nastavitelná. Nástroj Digger slouží pro úpravy průhlednosti (loupe vrstvy modelu) a viditelnosti, zvětšení nastaveného okna (Zoom), vytvoření řezné roviny a bodové osvětlení vybraného okna. High Resolution Images - Funkce pro ukládání 3D modelu v pracovním prostoru v definovaném rozlišení či velikosti do standardních rastrových formátů. Před samotným ukládáním lze nastavit vyhlazení ostrých rohů, nastavení neutrálního (bílého) pozadí, výstupní kvality obrazu a další funkce související s renderováním. Vybrání určitého detailu s možností odkazu je samozřejmostí. Technical Illustration - Technická ilustrace v mnohém připomíná výkresovou dokumentaci. Oproti klasickým výkresům se však může lišit nejen různými 3D pohledy, ale především při označení součástí se vybraná součást barevně označí. Pokud je k dispozici kusovník, je vybraná součást propojená s kusovníkem a označí se součást v základním pohledu i součást v kusovníku. Ukládání probíhá do vektorových formátů, které je možné spustit v libovolném internetovém prohlížeči. Views - Práce na modelu se postupně ukládá ve formě pohledů do speciálního panelu. Do uložených pohledů se lze po čase vrátit a vybraný pohled upravit. Při změně zdrojového souboru 3D modelu je možné veškeré pohledy velmi rychle aktualizovat. Změna se projeví nejen na aktuálním modelu, ale také ve všech již vytvořených pohledech. Aktualizace se používá při úpravě 3D modelu, nebo při tvorbě manuálů výrobků s lišící se určitou částí 3D modelu.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 65 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 1 Digger (loupání vrstev) Fig. 1 Digger (peels the layers of the model)

Tab. 1 Výstupní formáty 1 (3DVIA Composer V6R2012) Tab. 1 Output formats 1 (3DVIA Composer V6R2012) Typ uložení Typ souboru 3DVIA Composer 3DVIA Composer 3DVIA Composer product 3DVIA Composer project VRML 2.0 Alias Wavefront Stereolithography Discreet 3D Studio Universal 3D eXtensible App. Markup Language Dassault Systemes 3DXML 3DVIA Composer Package 3DVIA Composer Package

Přípona .smg .smgXml .smgProj .wrl .obj .stl .3ds .u3d .xaml .3dxml .exe

(jedná se o .exe soubor obsahující přehrávač a model) Image

Video

Bitmap Jpeg Tiff Png Avi

.bmp .jpg, .jpeg, .jpe .tif, .tiff .png .avi (možnost definovat způsob komprese)

V Tab. 1 jsou uvedeny formáty zejména pro průběžné ukládání práce (v případě formátů 3DVIA Composer), uložení práce s náhledy, rychlé uložení aktuálního pracovního prostoru formou rastrového formátu a uložení animace ve standardním video formátu. Pro dokonalou prezentaci vytvořeného materiálu je efektivnější zvolit možnosti zaměřené speciálně na publikaci. Možnosti zaměřené na publikování jsou uvedeny v Tab. 2.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 66 -

(c) 2014 UJEP



Tab. 2 Výstupní formáty 2 (3DVIA Composer V6R2012) Tab. 2 Output formats 2 (3DVIA Composer V6R2012) Typ publikace Publish to HTML Lze publikovat aktivní dokument jako interaktivní HTML stránky. Publish to PDF Lze publikovat aktivní dokument jako PDF dokument - statický nebo interaktivní (U3D). Publish to 3dVIA.com

Send a file or package by e-mail

Umožňuje sdílet vytvořený dokument s jinými uživateli. K přístupu je zapotřebí uživatelské jméno a heslo. Na této webové stránce se nachází velké množství modelů. Odešle aktivní dokument e-mailem jako .smg nebo .exe soubor.

K softwaru 3DVIA Composer patří také několik modulů, které rozšiřují jeho oblasti využití. Mezi nejvýznamnější doplňkové moduly patří: 3DVIA Sync - Modul sloužící k zabezpečení dat. Software 3DVIA Composer Sync umožňuje stanovit a posílit standardy pro publikaci konzistentních dokumentů. Publikováním nastavení importu a exportu do dávkových souborů je možné aktualizovat dokumenty s nejaktuálnějšími soubory návrhů a také vytvářet šablony a nastavení pro publikování konzistentního výstupu - nezávisle na tom, kdo jej vytvořil. [2] 3DVIA Enterprise Sync - Kompletní řešení pro automatizaci procesu od návrhu k dokumentu. Poskytuje všechny funkce standardní verze Sync a navíc možnost vykonávat procesy pomocí API příkazového řádku. Naplánováním úloh dávkového režimu lze automatizovat rutinní publikační aktivity a implementovat propojení do existujících systémů PDM, PLM nebo ERP. Po změně návrhů je možné pracovní postup přizpůsobit tak, aby bylo provedeno buď upozornění vlastníků dokumentu, nebo aktualizace. [2] 3DVIA Composer Player - Vytvořené materiály (animace, pohledy) ve 3DVIA Composer je v tomto doplňku možné velmi efektivně prezentovat. Tento nástroj je k dispozici zcela zdarma, čili je možné práci prezentovat i na takovém počítači, kde 3DVIA Composer není nainstalován. 3DVIA Path Planning - Modul využívaný při tvorbě animace. Nástroj umožňuje pro vybrané součásti najít správnou a nejjednodušší cestu k jejímu původnímu umístění. Typický příklad využití je labyrint, kde se kulička má dostat z krajní pozice do samého středu. Příklad v technické praxi představují především takové součásti, kde vizuálně animace ukáže, jak má být daná součást správně a nejlepším způsobem vyjmuta (například součást je nutné nejprve natočit a poté pod určitým úhlem vyjmout).

ISBN 978-80-7414-679-4

- 67 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 2 Kulička v počáteční pozici Fig. 2 The ball in start position

Obr. 3 Vypočítaná cesta Fig. 3 Calculated path 3DVIA Check - Ověřovací nástroj při tvorbě animace. Díky 3DVIA Check je možné analyzovat kolize mezi jednotlivými součástmi modelu. Nástroj funguje například tím způsobem, že pokud pohybující součást narazí do jiné, všechny součásti změní barvu, čímž software upozorní na vzniklou kolizi. 3DVIA Mobile HD for iPad a 3DVIA Mobile for iPhone - Data z 3DVIA Composer je prohlížet pomocí mobilního telefonu. Velmi praktickou ukázkou je průchod výrobním zařízením, kde není k dispozici počítač. 3DVIA Composer Player ActiveX - Velmi důležitý modul, týkající se zobrazování vytvořené práce v jiných softwarech. Použití při ukládání např. do .html, aplikací Microsoft Word, Microsoft PowerPoint a dalších. Modul nabízí funkce stejného typu jako 3DVIA Composer Player.

2 Oblast využití softwaru 3DVIA Composer Využití softwaru 3DVIA Composer má jediný omezující prvek - mít k dispozici 3D model. Software je tedy možné využít v mnoha různých průmyslových oborech. Hlavní rozdělení, týkající se využití tohoto nástroje, spočívá dle fáze výroby, ve které se daný výrobek nachází:

ISBN 978-80-7414-679-4

- 68 -

(c) 2014 UJEP



Předvýrobní fáze - Do této kategorie je možné zařadit tvorbu manuálů (uživatelské manuály, školící materiály, servisní manuály, montážní návody) pro výrobek, který je teprve ve fázi vývoje. Lze také vytvořit manuály pro montáž úplně nového výrobku, který ještě nikdy nebyl sestavován. Tím jsou lidé odpovídající za správnou montáž poučeni ještě dříve, než se daný výrobek začne sestavovat. Zásobovací fáze - Díky určitým funkcím v softwaru 3DVIA Composer je možné spravovat seznamy dílů, které daný výrobek obsahuje, nebo vytvářet katalogy jednotlivých dílů. Výrobní fáze - Kromě standardních tištěných manuálů do této kategorie patří také interaktivní manuály (animace). Je možné velmi rychle nasimulovat daný výrobní proces a tím velmi názorně ukázat, jak má být správně realizován. Marketingová fáze - Jedná se o určitý druh reklamy (prezentace). Tato kategorie se řadí mezi nejvyužívanější. Díky softwaru 3DVIA Composer je možné vytvořený či upravený 3D model předvést zákazníkovi ve formátech, které lze otevřít pomocí běžných programů (např. Adobe Acrobat, Internet Explorer,…). Tím je výrobek předveden zákazníkovi v mnohem lepším světle, než kdyby byl předveden pouze v modelovacím softwaru. Servisní fáze - Jedná se o podobné využití jako u výrobní fáze. Patří sem tištěné i interaktivní školící a servisní manuály, které je možné využít již při aplikaci daného výrobku [1 a 6].

3 Možnosti uplatnění Jednou z hlavních možností uplatnění softwaru je tvorba montážního postupu. Pomocí jednoduchého rozstřelu součástí je možné skloubit několik montážních kroků do pouhého jediného snímku. Pro rychlou tvorbu seznamu součástí je k dispozici funkce automaticky generující tento seznam. Automaticky vygenerovaný seznam dílů, respektive kusovník, je doprovázen stejným způsobem vytvořenými pozicemi. Pozice či seznam dílů je možné různě upravit nezávisle na sobě.

Obr. 4 Montážní celek s kusovníkem a pozicemi Fig. 4 The assembly group with the BOM and callouts Pro naznačení správné montáže není nutné vždy využívat rozstřely modelu, ale stačí pouze jednoduchý posun vybraných součástí.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 69 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 5 Posun součástí Fig. 5 Shift of the components Pro některé případy se barevné snímky nehodí. Na následujícím obrázku je vidět možnost černobílého vykreslení modelu a barevně šipky pomocí technické ilustrace.

Obr. 6 Technická ilustrace Fig. 6 Technical Illustration Aby nedocházelo ke zbytečnému navyšování počtu snímků kvůli montážním operacím, kde by další montážní operace byla jediná a tím zbytečná, je vhodné do již hotového naznačení předešlých montážních operací vložit detail s danou operací.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 70 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 7 Detail Fig. 7 Detail

Pro naznačení libovolných montážních operací (šroubování) software 3DVIA Composer obsahuje v sobě několik značek pro naznačení dané montážní operace. Samozřejmostí je vložení vlastních značek.

Obr. 8 Montážní značky Fig. 8 Mounting brands

4 Výhody a nevýhody softwaru 3DVIA Composer Jelikož se jedná o nový druh tvorby zejména manuálů, skýtá software 3DVIA Composer určité možnosti, které odbourávají některé neduhy předešlých způsobů, zabývající se tvorbou manuálů. Odbourání jazykové bariéry - Jedním z hlavních cílů je minimalizace psaného slova v manuálech. Manuály mají být tvořeny z velké části pouze foto-realistickými snímky, které jasně vystihnou způsob sestavení. Konstruktéři se nemusí zabývat tvorbou - Nástroj 3DVIA Composer nepatří do skupiny CAD. Není tedy nutná profesionální znalost funkcí CAD (nicméně není na škodu), jelikož funkce v softwaru 3DVIA Composer jsou řešeny velice jednoduše. Konstruktéři se mohou věnovat řešení důležitějším problémům, než je tvorba ma-

ISBN 978-80-7414-679-4

- 71 -

(c) 2014 UJEP



nuálů. Rychlá aktualizace modelu – Každá konstrukční změna s sebou přinášejí velmi vysoké nároky na zajištění správné a rychlé montáže výrobku a jeho kvalitu [3]. Při tvorbě manuálů, které obsahují téměř totožné součásti, ale v určité vlastnosti se liší, je možné model velmi rychle aktualizovat. Nejen samotný model, ale aktualizuje se veškerá vytvořená práce (např. vytvořené pohledy). Tím se tvorba manuálů součástí téměř stejného vzhledu stává velmi rychlou záležitostí. Kvalitnější reklama - Pomocí 3DVIA Composer lze výsledný produkt předvést zákazníkům v mnohem kvalitnějším provedení. Jde v podstatě o možnost velmi kvalitnějšího zviditelnění daného výrobku. Bezplatné doplňky - Vytvořenou práci je možné prezentovat pomocí doplňkových modulů. Jde o případy, kdy je potřeba prezentovat výsledky práce na počítači, který nemá nainstalovaný software 3DVIA Composer. Jiné typy doplňků umožní rozšířit funkcionalitu softwaru 3DVIA Composer. Výpočet cesty či detekce kolizí je například pro montážní postup velmi užitečným pomocníkem. Tvorba manuálů pomocí vytvořených 3D modelů - Tvorba tištěných, ale zejména interaktivních manuálů velmi vysokou rychlostí. Tím je výrobek možné rychleji uvést na trh. Pokud je 3D model vytvořen konstruktérem v modelovacím softwaru, není žádný problém ho převést do 3DVIA Composer a vytvořit velice efektivně konkrétní manuál nebo různé marketingové materiály. 3D modely není nutné vytvářet pouze v modelovacích softwarech od společnosti Dassault Systèmes, ale na druhou stranu je třeba upozornit, že některé modelovací CAD softwary nejsou podporovány.

Obr. 9 Podporované formáty (3DVIA Composer V6R2012) Fig. 9 Supported formats (3DVIA Composer V6R2012) Software 3DVIA Composer sice určité problémy odboural, nicméně jako novinka v tvorbě technické dokumentaci v sobě skrývá také řadu nevýhod: Pořizovací cena - Je třeba si uvědomit, že k ceně softwaru 3DVIA Composer je nutné připočítat podporovaný modelovací software a při tvorbě tištěných dokumentů také různý textový dokument, ve kterém bude samotný manuál vytvořen. Změna zvyklostí při tvorbě manuálů - Na nový způsob tvorby je třeba si zvyknout. Řada funkcí softwaru 3DVIA Composer jsou specifické a je třeba se s nimi naučit pracovat. Tvorba manuálu pro starší výrobek, ke kterému neexistuje 3D model - Jedná se zejména o výrobky, ke kterým neexistuje výkresová dokumentace. 3D model je poté nutné vytvořit opětovně, ale výroba modelu je kvůli absenci výkresu často zdlouhavá. Náhled při tvorbě technické ilustrace - Tento problém může nastat především u těch uživatelů, kteří nepoužívají internetový prohlížeč Internet Explorer. Právě ten je totiž přednastaven jako výchozí prohlížeč pro náhled technických ilustrací. Pokud takový problém nastane, je výhodnější technickou ilustraci uložit a poté otevřít pomocí uživatelem zvoleným internetovým prohlížečem [4 a 5].

5 Závěr Tvorba různých manuálů z 3D modelů je velmi efektivní. Jestliže je třeba 3D model vytvořený, nebo je ho nutné vytvořit z jiného důvodu než je samotná tvorba manuálu, je tvorba manuálu pouze doplňkovou záležitostí. Jednoduše řešené funkce v softwaru 3DVIA Composer lze snadno pochopit a po určité zkušenosti s nimi je bez problému ovládat. Některé funkce mají podobné, ne-li stejné využití jako v kterémkoli jiném modelovacím CAD softwaru. Jedná se například o tvorbu řezu. Další funkce jsou zase pro tento software specifické. Typickým příkladem je speciální okno Digger. Kombinace veškerých funkcí posouvá tvorbu manuálů kupředu.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 72 -

(c) 2014 UJEP



Využití softwaru 3DVIA Composer má stále větší uplatnění. Manuály, tvořeny s pomocí 3D modelů, začínají využívat i takové obory, které s 3D modely dříve nepracovaly. Nejčastějším důvodem je přehlednost a odstranění leckdy nesrozumitelného psaného slova. Neporozumění či neznalost konkrétního jazyka může vést k mnoha zbytečným nedopatřením a problémům. Pro rychlou prezentaci vytvořené práce se využívají funkce Publish. Jedná se o velmi rychlé uložení nejčastěji do formátů .pdf a .html. Práce uložené ve formátu .pdf je možné rozdělit na tvorbu statických a interaktivních (U3D) dokumentů. Obě možnosti obsahují možnost vložení vlastního pozadí (šablony) - což je pro prezentační účely v dnešní době téměř nezbytná záležitost. Statický dokument obsahuje pouze aktuálně nastavený 3D model. Interaktivní dokument má mnohem větší využití. Modelem lze různě pohybovat v pracovním prostoru a navíc je možné využívat funkce (řez součásti, přidat kótu,…) pro úpravu modelu. V dokumentu jsou také uloženy vytvořené pohledy v softwaru 3DVIA Composer, je k dispozici strom součástí - odškrtnutím vybraná součást mizí a naopak. Internetový formát .html je využíván k podobným účelům. Pozadí (šablony) jsou již předdefinované a není nutné (ale je možné) vytvářet úplně nové šablony. Ukládání práce je v tomto případě rychlejší než v předchozím případě. V internetovém prohlížeči je poté možné využívat funkce, které jsou k dispozici v softwaru 3DVIA Composer (Digger, Visibility,…). V současné chvíli je možné nalézt, na internetových stránkách, nespočet video návodů, které jsou pro uživatele mnohdy přehlednější než klasické tištěné manuály. V budoucnosti je možné nahrazení tištěných manuálů daných výrobků pouhým odkazem na internetové stránky, kde bude k nahlédnutí např. montážní postup ve formě animace. Poděkování Tento příspěvek vznikl za podpory GA ZČU v Plzni: SGS-2013-031 „Výzkum a vývoj pro inovace v oboru strojírenská technologie - technologie obrábění“. Literatura [1] 3DVIA Composer. Technodat [online]. http://www.technodat.cz/3dvia-composer

2011

[cit.

2013-12-26].

Dostupné

z:

[2] SolidWorks Produkty. SolidWorks. [Online] [Citace: 13. prosinec 2013.] http://www.solidworks.cz/produkty/software-pro-technickou-dokumentaci/solidworks-composer-sync/. [3] MILDORF a Darja NOSKIEVIČOVÁ. Optimalizace postupu navrhování montážního procesu. Strojírenská Technologie. 2012, XVII, 1,2 [4] 3DVIA Composer. CAD. [online]. 2011 [cit. 2013-12-26]. http://www.cad.cz/strojirenstvi/38-strojirenstvi/1891-3dvia-composer.html [5] 3DVIA Composer. Applus Idiada [online]. http://www.idiada.cz/3dvia-composer.html

2011

[cit.

2013-12-26].

Dostupné Dostupné

z: z:

[6] VÍTŮ, Jindřich. Interaktivní dokumentace ve 3Dvia Composer při návrhu i realizaci výrobku. CAXMIX počítačové technologie v průmyslu [online]. 2012 [cit. 2013-12-27]. Dostupné z: http://www.caxmix.cz/2012/01/11/3dvia-composer-v-procesech-navrhu-a-realizace-vyrobku/

Abstract Article: Author: Workplace: Keywords:

3DVia Composer as a tool for technical communication. Fulemová Jaroslava, MSc. Kubík Martin Řehoř Jan, Assoc. Prof., MSc., Ph.D. Department of machining technology, Faculty of Mechanical Engineering, University of West Bohemia in Pilsen assembly process, software 3DVia Composer, technical illustration, technical communication

The software 3DVIA Composer is under the band 3DVIA of the French company Dassault Systemes and was launched in 2007. This software is used for working with 3D models which were created by using different modelling CAD software. It is technical communication software which enables, the created 3D models, to use for creating different manuals (training, service, custom, assembly) marketing manuals or web applications. Any manual is possible to create even to the products, which are in the development stage, thus significantly save time and resources to bring the product on the market. There are two basic regimes in the software 3DVIA Composer: building materials for printed manuals and creating animations which can simulate the real produc-

ISBN 978-80-7414-679-4

- 73 -

(c) 2014 UJEP



tion and logistic processes. Furthermore, there are introduced specific functions that facilitate and enhance the creation itself, such as: Digger, High Resolution Images, Technical Illustration and Views. Subsequently, there are introduced the output formats. The formats 1are for continuous saving, saving with views, fast saving the actual workspace in the form of raster format and saving the animation in the standard video format. The formats 2 are focused on publishing. At the end of this chapter there are listed 3DVIA Composer modules, which extend the field of application. They include: : 3DVIA Sync, 3DVIA Enterprise Sync, 3DVIA Composer Player, 3DVIA Path Planning, 3DVIA Check, 3DVIA Mobila HD for iPad/iPhone and 3DVIA Composer Player Active X. The second chapter deals with the scope of this tool application. This includes pre-production phase, supply phase, production phase, marketing phase and maintenance phase. This chapter is followed by possibilities of this software and here is also an example. The example is creating an assembly process. The assembly process is made a part of break. There is an assembly group with automatically generated BOM and callouts in Fig. 4. The Fig. 5 shows the assembly procedure as a shift of the components and in the Fig. 6 there is monochrome rendering of the model, so-called technical illustration. The chapter four is focused on pros and cons of the software. Pros are: elimination of language barriers, quick model update, better advertising, free accessories, etc. The main cons are: purchase price, change of habits in the creating of manuals, thumbnail in the creation of technical illustration. There is final summary in the last chapter.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 74 -

(c) 2014 UJEP



Měření vlastností voskových směsí jako vstupních dat do databáze simulačního software Herman Aleš, Ing. Ph.D., Fakulta strojní, ČVUT v Praze E-mail: [email protected] Česal Marek, Ing., Fakulta strojní, ČVUT v Praze Píša Václav, Ing., Praguecasting Services a.s. V tomto příspěvku chceme popsat složitost získávání termofyzikálních dat k naplnění databáze simulačního software ProCAST francouzské firmy PAM – ESI Group. K získání těchto dat je potřeba velké řady experimentů, proto zde obecně popíšeme základní zkoušky voskových směsí, potřebná data pro simulace a zaměříme se na popis vybraných experimentů – zejména ty vlastnosti, které slouží k simulaci plnění kovové formy voskem - tj. viskozita, z pohledu přenosu tepla - kalorimetrická zkouška a z pohledu deformací – měření deformací pomocí tenzometrů. Pro výrobu voskových modelů ve firmě Prague Casting Services a.s. je používána polystyrenem plněná vosková směs s obchodním názvem Hyfill B 417 od anglického výrobce REMET®. Klíčová slova: Vlastnosti voskových směsí, technologie přesného lití na vytavitelný vosk, termofyzikální data vosku, napjatostní a deformační data vosků

1 VLASTNOSTI VOSKOVÝCH SMĚSÍ K získání znalostí chování voskových směsí doporučuje institut ICI (Investment Casting Institute http://www.investmentcasting.org/) provádět následující standardizované zkoušky:  Test tekutosti - zabíhavost směsi.  Bod měknutí - teplota, při níž dochází k měknutí.  Penetrace - hloubka proniknutí jehly do vzorku o definované teplotě.  Specifická hmotnost.  Obsah plniva.  Test propadání - zakřivení rovného povrchu vzorku po určitém čase.  Rozměrová stabilita - odpor proti porušení vzorku při zatížení.  Obsah popela – zbytky po spálení voskové směsi. Pro testování voskových směsí používají někteří výrobci podle vlastních norem standardizované interní zkoušky, které jsou optimalizovány podle jejich zkušeností a potřeb. Jsou to převážně specializované zkoušky se zaměřením na určení potřebných charakteristik voskových směsí, pro potřeby technologie vytavitelného modelu, neboť umožňují získat informace, jak se bude tato směs chovat v jednotlivých krocích technologického procesu. Tyto zkoušky jsou zároveň základním zdrojem informací k úpravě výrobních podmínek, aby bylo dosaženo požadované stability a kvality výrobního procesu. Následně lze tyto zkoušky rozdělit do skupin [1]:       

Standardizované zkoušky Testy mechanických vlastností Zkoušky fyzikálních vlastností Reologické zkoušky – viskozita a oscilační zkouška Termální analýza – zkouška DSC Skenovací elektronová mikroskopie Testování technologických vlastností směsí

1.1 Standardizované zkoušky Jedná se o měření základních charakteristik, které jsou doporučeny od institutu ICI, jejichž výsledky převážně dodává i výrobce:  Obsah popela – Po vytavení voskové směsi a vyžíhání skořepiny by hodnota obsahu popela neměla přesahovat 0,03 hm.%. K určení obsahu popela se používá gravimetrická analýza.  Obsah plniva – Kladně ovlivňuje vlastnosti voskových směsí jako je rozměrová stálost, mechanické vlastnosti, viskozita, objemová roztažnost a obsah popela. Výrobce tuto hodnotu sice zveřejňuje, ale skutečné výsledky se můžou výrazně lišit.  Bod tuhnutí – Znalost této hodnoty teploty, při které vosková směs přestává téci je nezbytná pro optimalizaci vstřikovacích parametrů.  Bod skapání – Je teplota změny stavu voskové směsi z pevného skupenství na kapalné. 1.2 Zkoušky mechanických vlastností Voskové modely vyžadují ideální poměr mezi křehkostí a pružností, neboť při jejich vyjímání z matečné

ISBN 978-80-7414-679-4

- 75 -

(c) 2014 UJEP



formy a následné manipulaci pro potřeby skladování, vytvoření stromečku a jeho obalování podléhají různým způsobům mechanického namáhání. Mezi nejčastější mechanické zkoušky voskových směsí patří [2]:  Zkouška ohybem – Jde o nejčastější zkoušku mechanických vlastností. Zkouška se provádí metodou tříbodového ohybu vzorků zhotovených způsobem odléváním i vstřikováním. Pomocí této zkoušky lze hodnotit maximální zatížení před porušením vzorku, průhyb, ohybové napětí v závislosti na deformaci, Youngův modul pružnosti v ohybu, ohybová tuhost, mez pevnosti, deformační práce, průtažnost, tuhost / křehkost voskové směsi a modul pevnosti v ohybu.  Zkouška penetrační – Je druhou nejčastější zkouškou mechanických vlastností. Účelem této zkoušky je při určité teplotě stanovit tvrdost voskové směsi, která poskytuje odhad odolnosti vůči poškrábání modelu. Zároveň má vysoká tvrdost voskové směsi pozitivní vliv na odolnost proti deformaci a rozměrovou stabilitu.  Zkouška tahem – Jedná se o klasickou tahovou zkoušku s předem definovanými rozměry vzorku. Pomocí této zkoušky je hodnocena především tažnost, kontrakce, mez pevnosti a mez kluzu. Z těchto zkoušek se pro potřeby simulace používá pouze konstanta Youngova modulu pružnosti v závislosti na teplotě. 1.3 Zkoušky fyzikálních vlastností  Oscilační zkouška – Popisuje visko-elastické vlastnosti voskových směsí. Vzorek je upnut do čelistí reometru, přičemž jedna z čelistí je otočná. Z úhlu natočení rotoru a smykové rychlosti je automaticky dopočítán krouticí moment, jehož vlivem ve vzorku vzniká napětí. Výsledkem je kontrola deformace vzorku bez porušení jeho vnitřní struktury při měření za různých teplot od tuhé až po tekutou fázi. Získaná data je možno použít u simulačních programů k výpočtům, jenž jsou spojeny s predikcí rozměrových změn a deformací.  Viskozita – Slouží k porovnání tekutosti jednotlivých druhů voskových směsí za daných podmínek a k předvídání zabíhavosti, uzavření vzduchu či kvality povrchu modelu. Měří se potřebný krouticí moment k udržení konstantní úhlové rychlosti otáčení rotoru. Vnitřní struktura směsi je při zkoušce porušena.  Kalorimetrická zkouška – Na diferenčním skenovacím kalorimetru (DSC) je měřena termická analýza. Měří se příkon potřebný k ohřevu dvou kalíšků, s měřeným materiálem a známým referenčním materiálem, které jsou udržovány na stejné teplotě. Výstupem měření jsou grafické závislosti příkonu při referenční teplotě v podobě izotermické ohřívací a ochlazovací křivky. 1.4 Zkoušky technologických vlastností Zkoušky technologických vlastností jsou často označovány jako tzv. vstřikovací zkoušky a patří mezi ně:  Zkouška volného lineárního smrštění – Je prováděna ve speciální formě při stanovených podmínkách vstřikovacího procesu, mezi něž patří teplota voskové směsi a formy, vstřikovací tlak a další, které se liší pouze dobou vstřikování použité zkoušky. Odstříknuté vzorky jsou 24 hodin ponechány na teplotě 21 °C. Následně se vypočte volné procentuální smrštění voskové směsi změřených délek vyhotovených vzorků oproti rozměru formy.  Zkouška zabíhavosti – Je kromě doby vstřikování prováděna za shodných podmínek parametrů vstřikování na speciální vstřikovací formě, která má dutinu ve tvaru spirály s délkovou stupnicí. Výsledkem měření je vyhodnocení průměrné hodnoty zabíhavosti měřených vzorků použité voskové směsi.  Zkouška na vstřikolisech – může se jednat o speciální zkoušky dle výrobců vstřikolisů které jsou kompatibilní pouze s vstřikolisy tohoto výrobce. Zařízení umožňují během vstřikovacího cyklu snímat průběhy tlaku, průtoku a teploty v závislosti na čase. Naměřené hodnoty těchto zkoušek jsou velice přínosné pro potřeby predikce numerické simulace průběhu plnění formy a s tím spojené zkoumané výsledky. 1.5 Nové metody zkoušení Jedná se spíše o zkoušky potřebné pro stanovení správných parametrů, například pro vytavování voskové směsi v autoklávu. Výsledek těchto zkoušek však nelze použít pro potřeby numerické predikce, neboť např. pro závislost objemové změny na teplotě je nutno také znát její závislost na tlaku. Mezi nové specializované metody zjišťování vlastností se zařazují následující zkoušky:  Zkouška objemové roztažnosti – poskytuje stanovení průběhu objemové roztažnosti voskové směsi během jejího ohřevu. Vlivem ohřevu se vosková směs rozpíná a tlačí tak na píst, jehož posuv je snímán laserem. Cílem je získat závislost průběhu objemové roztažnosti v % na teplotě ve °C, kterou je nezbytné znát pro nastavení parametrů vytavování voskové směsi ze skořepiny a předejít tak jejímu prasknutí.  Zkouška rychlosti tavení – spočívá v umístění tvarově a hmotnostně definovaného voskového vzorku do speciálního pohárku s malým otvorem na dně, v němž je vzorek ohřát definovanou rychlostí na stanovenou teplotu. Skrz otvor pohárku skapává tavený vosk na digitální váhu, která zaznamenává hmotnost nakapaného vosku. Výsledkem měření je vyhodnocení gradientu závislosti hmotnosti skapaného vosku a teploty.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 76 -

(c) 2014 UJEP



 Chemické složení voskové směsi – dodatečná zkouška umožňující definovat spektrální analýzou chemické složení materiálu pomocí metody infračervené spektrometrie.

2 CHARAKTERISTIKA VOSKOVÉ SMĚSI UVÁDĚNÁ VÝROBCEM Pro výrobu voskových modelů ve firmě Prague Casting Services a.s. je používána plněná vosková směs s obchodním názvem Hyfill B 417 od anglického výrobce REMET®. Jedná se o vysoce plněnou voskovou směs s dobrou rozměrovou stabilitou a relativně nízkou viskozitou taveniny, která zajišťuje výbornou jakost povrchu konečného modelu. Tato směs je vhodná pro výrobu středních až velkých průmyslových plynových turbín a rotačních částí leteckého průmyslu. Výrobce poskytuje svým odběratelům tyto informace o voskové směsi s označením Hyfill B 417:       

Bod tavení (skapání): Bod gelace (tuhnutí): Penetrace při 25 °C: Newtonova viskozita při 80 °C: Obsah plniva: Obsah popela: Barva:

65 °C 61 °C 3 mm 1 000 cP 38 hm.% 0,03 hm.% zelená

2.1 Charakteristika voskové směsi pro potřebu simulačního softwaru Pro potřeby přípravy materiálové databáze numerické simulace jsou použitým softwarem kladeny odlišné požadavky materiálových popisů voskových směsí, které však nejsou plně uspokojeny zkouškami uvedenými v předchozí kapitole. Z této zmíněné kapitoly jsou vhodné např. zkoušky pro měření viskozity, DSC a zkoušky mechanických vlastností. Na počátku je nezbytné stanovit, jaký výsledek lze od simulace očekávat, neboť je nutné podle toho zjistit jaká materiálová data použité voskové směsi je nutno naměřit pro požadavky programu. Voskové směsi jsou velice rozmanité materiály mající v poměrně širokém intervalu proměnlivé vlastnosti a chování. Výrobci voskových směsí nemají dostatečná vybavení ke stanovení veškerých potřebných údajů pro potřeby numerické predikce. Dnešní softwary umožňují předvídat chování zaplňování dutiny voskovou směsí, průběh tuhnutí, rozměrové změny, deformaci voskového modelu a mnohé další. Rozměrové změny a deformace modelů jsou z pohledu numerické simulace velice náročné, neboť navazují na predikci proudění směsi při zaplňování dutiny formy. Je tedy nezbytné vytvořit materiálovou databázi s charakteristikami popisující visko-elastické chování použité voskové směsi. Následně jsou vypsány materiálové charakteristiky potřebné pro požadavky jednotlivých podmodulů simulačního softwaru ProCAST. Materiálová data pro podmodul Thermal:        

Tepelná vodivost - Conductivity [W / m · K] Hustota – Density [kg / m3] Měrná tepelná kapacita - Specific heat [kJ / kg · K] Entalpie - Enthalpy [kJ / kg] Podíl tuhé fáze - Fraction solid [-] Latentní teplo - Latent heat [kJ / kg] - konstanta Teplota tavení - Liquidus [°C] - konstanta Teplota tuhnutí - Solidus [°C] - konstanta

Materiálová data pro podmodul Fluid:  Newtonovská viskozita - Newtonian Viscosity [cP]  Povrchové napětí - Surface Tension [N / m ] - konstanta  Prodyšnost - AFS Permeability Number [-] – konstanta Materiálová data pro podmodul Stress:        

Youngův modul - Young’s Moduls [MPa] Poissonovo číslo - Poisson’s Ratio [-] Lineární tepelná roztažnost - Thermal Expansion secant [1 / K] Modul pružnosti ve smyku - Shear Moduls [GPa] Referenční teploty - Reference temperature [°C] - konstanta C1 [°C] konstanta C2 [-] – konstanta Relaxační konstanty - Relaxation [MPa]

ISBN 978-80-7414-679-4

- 77 -

(c) 2014 UJEP



Pro simulaci voskových směsí je nutné mít všechna výše uvedená experimentálně zjištěná data. V projektu TA01011425 „Výzkum zvyšování rozměrové přesnosti voskových modelů pro technologii odlévání metodou vytavitelného modelu.“, který kolektiv autorů řeší, postupně dochází k zlepšování a rozšiřování těchto materiálových dat pro různé voskové směsi voskových směsí.

3 MĚŘENÍ VISKOZITY SMĚSI B417 Viskozita newtonských kapalin je jakožto látkový parametr závislá na teplotě a tlaku. Z tohoto důvodu je měření viskozity jednodušší a dají se využít všechny způsoby měření viskozity, kterými jsou:  Kapilární viskozimetr  Kuličkový viskozimetr  Rotační viskozimetr  Vibrační viskozimetr V případě měření viskozity u nenewtonských kapalin není viskozita látkový parametr a proto je zapotřebí měřit celou tokovou křivku (reogram), což je velmi obtížné. Pro tato měření se používají přístroje, u kterých je a jemu přiřazena hodnota tečného napětí: jednoznačně určena hodnota rychlostního gradientu  Kapilární viskozimetr  Rotační viskozimetr  Kuličkový viskozimetr (Pouze za omezených podmínek) Naopak se nehodí přístroje, kde nelze určit laminární proudění nebo kde nelze odečítat hodnoty tečného napětí. 3.1 Kapilární viskozimetr Tento způsob měření vychází z Hagen – Poiseuilleova zákona pro laminární proudění tekutiny v trubici, která má kruhový průřez. Nejběžnější provedení těchto viskozimetrů je konstantním tlakovým spádem a měří se objemový průtok kapaliny. Již méně se využívá viskozimetrů s konstantním objemovým průtokem měřené kapaliny, jelikož je obtížné udržet její konstantní dávkování. Podle výtoku měřené kapaliny z kapiláry dělíme tyto viskozimetry na provedení Ostwaldovo (kapalina vytéká do prostředí vyplněného kapalinou) nebo Ubbelohdovo (kapalina vytéká do volného prostoru, který je otvorem propojen s okolím). Pro zjišťování viskozity nenewtonských kapalin se používá kapilární přetlakový viskozimetr. Při měření se určuje celá toková křivka (reogram). Kapilára je vedena do kuželového víka s uzávěrem a plášť nádoby je chlazen. Plyn se do nádoby viskozimetru přivádí redukčním ventilem. V oběhu je zaveden vzdušník, který nám vyrovnává tlak. Objemový průtok je měřen pomocí stopek a odměrné nádoby, či vážením. 3.2 Naměřená data viskozity Pro směs B417 byla využita měření viskozity pomocí přetlakového kapilárního viskozimetru v rozmezí teplot 40 – 100°C. Závislost naměřené viskozity na teplotě je znázorněna na obr. 1.

Obr. 1 – Experimentálně zjištěná závislost viskozity pro vosk B417 Fig. 1 – Experimental measured viscosity for wax B417

4 DIFERENCIÁLNÍ SKENOVACÍ KALORIMETRIE (DSC) PRO SMĚS B417 Tato metoda patří do skupiny termických analýz, pomocí kterých jsme schopni zaznamenávat fyzikální a chemické změny vznikající u sledovaných látek. Metoda DSC je založena na měření přísunu tepelné energie v takovém množství, aby teplota vzorku a teplota referenčního vzorku byla identická. Zaznamenává tedy energii potřebnou pro udržení nulového teplotního rozdílu mezi vzorkem referenčním a měřeným. Použitím měření metodou DSC lze určit velké množství hodnot [6]:

ISBN 978-80-7414-679-4

- 78 -

(c) 2014 UJEP


     


Tepelná kapacita Absorbovaná a uvolněná energie Bod tání Teplota skelného přechodu Teplota krystalizace Měrné teplo

Výstupem diferenciální skenovací kalorimetrie je diagram popisující závislost tepelného toku na čase nebo na teplotě. Rozlišujeme dvě základní DSC metody měření tepelných přechodů v měřeném a referenčním vzorku: a) Heat – flux DSC Během této metody s tepelným tokem je měřen rozdíl teploty měřeného a srovnávacího vzorku. Oba vzorky jsou umístěny v jedné komoře na nosičích s teplotními čidly a společným vyhříváním. Teplota je průběžně měřena a přepočítávána na změnu tepelného toku. Oba tepelné toky, vedoucí do vzorků jsou konstantní, avšak jejich teploty jsou rozdílné. b) Power compensation DSC Tato metoda s kompensací příkonu využívá dvou oddělených testovacích komor. Každá z nich má svůj tepelný zdroj a měřící zařízení. V momentě, kdy nastane u měřeného vzorku změna teploty, dojde ke změně velikosti dodávaného příkonu do komory s měřeným vzorkem. Systém se tedy snaží po dobu probíhajícího měření udržet nulový rozdíl teplot mezi oběma vzorky pomocí změn energie. Všechny probíhající změny jsou průběžně zaznamenávány. 4.1 4.1 Vlastní měření DSC Měření vlastností voskové směsi proběhlo na pracovištích fakulty strojní ČVUT v Praze (Ústav materiálového inženýrství a Ústav procesní a zpracovatelské techniky) Z vosku musel být oddělen měřitelný vzorek o velikosti 2 mm, z důvodu malého prostoru měřícího kalíšku. , pod váhy je množství vháněDo prostoru pece je vháněna ochranná atmosféra (dusík) rychlostí 50 . . Hmotnost voskového vzorku je 14,1 , oproti hmotnosti porovnávacího ného dusíku nižší 20 . vzorku, jenž váží 24 . Průběh teplot během měření je znázorněn v tabulce 4.1, přičemž startovací teplota je 16 °C. Pro zkoušky byl použit dodaný granulát od dodavatele. Z těchto zkoušek byly dány dohromady závislosti – zde pro demonstraci uvedeme pouze tepelnou vodivost. S ohledem na velký rozptyl naměřených hodnot jsme použili pouze body a tyto body proložili polynomickou funkcí, kterou jsme zadali do databáze simulačního software (obr. 2).

Obr. 2 – Závislost tepelné vodivosti na teplotě použitá do databáze ProCASTu Fig. 2 – The heat conduction and temperature relation used in ProCAST database

5 EXPERIMENTÁLNÍ MĚŘENÍ KOEFICIENTU TEPELNÉ ROZTAŽNOSTI Tento experiment vznikl, za účelem budoucího rozšíření materiálové databáze simulačního softwaru ProCAST. Jeho úkolem bylo za pomoci tenzometrických snímačů zjistit potřebné informace a připravit podmínky pro měření grafické závislosti napětí na teplotě. Celý experiment byl uskutečněn na Ústavu strojírenské technologie, fakulty strojní ČVUT v Praze. 5.1 Příprava voskových vzorků a jejich měření

ISBN 978-80-7414-679-4

- 79 -

(c) 2014 UJEP



Výroba voskových vzorků probíhala roztavením voskového granulátu výrobního označení vosku Hyfill B 417 při teplotě 75 °C ve voskovém vstřikovači MINIWAX-S od výrobce DOGENDORF. Následovalo jednotlivé odlití řady voskových vzorků o rozměrech 51 x 20 x 11 mm do malé formy z materiálu PLA, viz obr. 3. Po ustálení teploty a rozměrů, po dobu více jak 24 hodin, byly všechny vzorky seškrábáním vosku za pomoci nože zarovnány a upraveny na rozměry 50 x 20 x 10 mm. Dále byly na vzorky přilepeny dva tenzometry, které se s dalšími dvěma volnými tenzometry zapojily do Wheatstoneova můstku do měřicího přístroje s označením i430 od výrobce OMEGA Při zapojování byly použity čtyři stejné tenzometry s výrobním označením KFG-10-120-C1-11L1M2R. Voskový vzorek byl na výšku přilepen na skleněnou desku, viz obr. 3. Celá tato sestava byla na krátkou dobu umístěna z teploty vzduchu v místnosti 15 °C do komorové pece LAC, kde se pozvolně zahřívala dle závislosti (rychlost 5°C/hod + hodina výdrž na teplotě) tak, aby nedošlo k odpojení tenzometru od vosku.

Obr. 3 Zapojený voskový vzorek bez a s tenzometry, formička pro vstřikováníplastu Fig. 3 Wax example with and without tensometers, mould for wax injection 5.2 Zhodnocení Naměřené hodnoty zobrazují pozvolný nárůst napětí. Nárůstem teploty vzorku v komorové peci došlo k přechodu ze záporných hodno na kladné hodnoty. Jinak řečeno vlivem tepelné roztažnosti vzorku, bylo odstraněno tlakové napětí s následným přechodem do tahového napětí. Oproti tuhosti použitých tenzometrů se voskové materiály při zvyšování teploty stávají příliš měkké. Pro získání dostatečné vypovídající charakteristiky chování voskové směsi bylo nezbytné několikanásobně opakovat toto měření se společným porovnáním se známým referenčním materiálem. Tím se dá vyloučit chyba vzniklá při měření voskové směsi, neboť tenzometry jsou vhodné pro měření materiálů s vyšší teplotou tavení, jako jsou kovy. Naměřené hodnoty vykazují ještě větší rozptyl než u termomechanických vlastností (R2=0,25).

6 ZÁVĚR V příspěvku jsou popsány některé možnosti měření voskových směsí. Všechny experimenty byly provedené z dodaného granulátu směsi B417, ale vykazují poměrně velký rozptyl i při totožných podmínkách provádění experimentu. Ale i přes tyto matematicky proložené křivky z velkého množství naměřených dat, tak výsledky ze simulací dávají již docela reálné výsledky.

PODĚKOVÁNÍ Tento příspěvek byl vytvořen za podpory projektu TA01011425 „Výzkum zvyšování rozměrové přesnosti voskových modelů pro technologii odlévání metodou vytavitelného modelu.“ vypsaného Technologickou agenturou ČR v rámci programu ALFA. POUŽITÁ LITERATURA [1] Herman, A.; Česal, M.: Temperature stability of the process of production of wax patterns for investment casting technology model, Manufacturing Technology, Vol. 12, No. 13, p 108 - 112 [2] KOSOUR, Vojtěch. Využití numerické simulace k optimalizaci výroby voskových modelů [online]. Brno, 2012 [cit. 2013-06-07]. 139 s. Dostupné z: http://www.vutbr.cz/www_base/zav_prace_soubor_verejne.php?file_id=61458. Doktorská práce. VUT Brno. [3] Herman, A.; Česal, M.: Problematika simulací lisovaní voskových modelů k technologii přesného lití na vytavitelný vosk. In: TechMat´12 - Perspektivní technologie a materiály pro technické aplikace. Pardubice: Univerzita Pardubice, 2012. ISBN 978-80-7395-537-3.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 80 -

(c) 2014 UJEP



Abstract Article: software

Measurement of properties wax mixtures as input data for databases of simulation

Author:

Herman Aleš, Ing. Ph.D., Česal Marek, Ing., Píša Václav, Ing., Fakulty of Mechanical Engineering, CTU in Prague Praguecasting Services a.s. Fakulty of Mechanical Engineering, CTU in Prague

Workplace:

Keywords:

wax mixture properties, investment casting, thermo-physical data of wax, stress data of waxes

In this paper we describe the complexity of obtaining thermo-physical data to populate database for the simulation software ProCAST from French PAM -ESI Group. To obtain these data, there is a need for large number of experiments, so we generally describe the basic tests of wax mixtures, the necessary data for simulation and focus on the description of selected experiments - especially those properties that are used to simulate filling of metal mold with wax – i.e. viscosity, in terms of heat transfer - calorimetric test from the perspective of deformations - deformation measurement using strain gauges. For the production of wax models in Prague Casting Services foundry is used polystyrene filled wax mixture with the trade name Hyfill B 417 from the English manufacturer REMET ®. The paper describes some of the possibilities to measure the wax mixture. All experiments were performed using the supplied granulate mixtures B417, but there is rather large dispersion in results even at identical conditions of the experiment. But despite these mathematically fit curves from large number of experiments, the results of simulations give already quite realistic results.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 81 -

(c) 2014 UJEP



Měření řezných sil při obrábění metodou iMachining Hnátík Jan, Ing., Fakulta strojní, ZČU v Plzni E-mail: [email protected] Kutlwašer Jan, Ing. Fakulta strojní, ZČU v Plzni E-mail:[email protected] Sklenička Josef, Ing., Fakulta strojní, ZČU v Plzni E-mail: [email protected] Článek popisuje experimentální měření řezných sil provedené v rámci spolupráce mezi Západočeskou univerzitou v Plzni a firmou SolidCAM Ltd., která se specializuje na CAM software. Hlavní oblastí spolupráce je měření řezných sil při progresivní strategii frézování, jakou je iMachining. iMachining patří mezi HPC strategie založené na velké hloubce řezu (Ap) a malém bočním kroku (Ae) a umožňuje velký úběr materiálu. Zároveň se algoritmus iMachining snaží držet konstantní zatížení nástroje a to buď držením úhlu opásání nástroje (TEA - Tool Engagement Angle) v předem nastavených mezích, nebo změnou rychlosti posuvu. Hlavním přínosem provedených experimentů je vyzkoušení možností algoritmu pro výpočet dráhy nástroje a porovnaní teoretických předpokladů s praktickými experimenty. V článku je popsáno přístrojové a softwarové vybavení použité pro experimenty. Dále jsou uvedeny příklady měřených a vyhodnocených dat s celkovým shrnutím. Klíčová slova: řezná síla, dynamometr, HPC, iMachining

1 Úvod Západočeská univerzita v Plzni (ZČU) navázala spolupráci s firmou SolidCAM Ltd., která se zabývá tvorbou CAM systémů. Jedním z jejích produktů je modul iMachining, který patří mezi strategie HPC (High Performance Cutting). Do této skupiny patří i další strategie, jako je HFM (High Feed Milling), které je založeno na speciální geometrii nástroje, která umožňuje vysoké posuvy řezného nástroje [1]. Na rozdíl od HFM je iMachining založen na velké hloubce řezu (Ap), malém bočním kroku (Ae), což mu umožňuje dosáhnout velkých úběrů materiálu. Algoritmus pro výpočet dráhy nástroje iMachining se zároveň snaží držet konstantní zatížení nástroje, čehož dosahuje snahou udržet úhel opásání nástroje v předem nastavených mezích. Pokud by předpokládané zatížení nástroje mělo být přesto vyšší, je snížen posuv nástroje. Hlavním cílem spolupráce ZČU a SolidCAM spočívá v prověření schopností algoritmu iMachining při vybraných experimentech, při kterých se bude sledovat zatížení nástroje.

1 Měření řezných sil rotačním dynamometrem Na ZČU v Plzni je pro měření řezných sil k dispozici mimo jiné rotační dynamometr Kistler. Výhodou tohoto zařízení je především to, že měří přímo řezné síly na nástroji. Velmi jednoduše je také možné měřit krouticí moment způsobený řeznými silami. Nevýhodou tohoto zařízení je pak omezený upínací průměr a dále max. povolené otáčky 10 000 ot./min.

Obr. 1 Rotační dynamometr Kistler Fig. 1 Rotating dynamometer Kistler Signál z dynamometru je pomocí telemetrie (přijímač telemetrie je v horní části obr. 1) dopraven k zesilovači a dále do digitalizační karty v PC. Data jsou nadále zaznamenána a zpracována v SW LabVIEW. V LabVIEW je naprogramová-

ISBN 978-80-7414-679-4

- 82 -

(c) 2014 UJEP



no uživatelské rozhraní, které dovoluje snadné nastavení parametrů měření (jako je např. nastavení zesilovače, vzorkovací frekvence apod.), záznam dat anebo jejich zobrazení a vyhodnocení.

Obr. 2 Uživatelské rozhraní v měřícím SW LabVIEW Fig. 2 User interface in LabVIEW measuring SW

2 iMachining iMachining patří mezi strategie HPC. Využívá především velkou hloubku řezu (Ap) a nižšího bočního kroku (Ae). Boční krok však není konstantní, ale mění se tak, aby byl dodržen konstantní úhel záběru nástroje. Dodržení konstantního Ap a úhlu záběru však ještě není zaručena konstantní řezná síla, a to především na vnějších a vnitřních rozích. Z tohoto důvodu algoritmus také uvažuje efektivní posuv na zub (tj. skutečný posuv na zub přepočtený do kontaktního bodu mezi nástrojem a obrobkem). Stejně tak v případě nájezdu a výjezdu z materiálu, kdy logicky není možné udržet konstantní úhel záběru, mění algoritmus automaticky velikost posuvové rychlosti. Tímto způsobem se snaží vyrovnat řezné síly tak, aby byly konstantní po celou dobu řezu. Operace iMachining je také vybavena patentovaným automatickým nastavením řezných podmínek (Technology Wizard). To umožňuje nastavení správných řezných podmínek i začátečníkům a méně zkušeným uživatelům. Zkušenější uživatelé mají možnost většinu parametrů měnit manuálně. V případě testů bylo ale využito automatického nastavení řezných podmínek. To sice ovlivňuje celkovou velikost řezných sil, ale naměřené hodnoty mají přesto vypovídající hodnotu ohledně jejich průběhu. Na základě jejich vyhodnocení je tedy možné ověřit, jestli algoritmus skutečně umožňuje dosažení konstantních řezných sil nebo ne.

3 Experimentální měření řezných sil Jak již bylo v předcházející kapitole naznačeno, bylo hlavním úkolem měření ověření teoretických předpokladů ohledně udržení konstantních řezných sil v průběhu operace iMachining. Pro testy byly zvoleny jednoduché tvary obrobku, jako je otevřená kapsa nebo uzavřená kapsa s ostrůvkem. Pro měření řezných sil byl využit již zmiňovaný rotační dynamometr, v němž byl upnut řezný nástroj. Nástroj byl vůči souřadnému systému dynamometru (souřadný systém je zobrazený na obr. 1) upnut do takové polohy, aby ve směru osy X působila tečná složka síly. Při obrábění popisovaným způsobem je totiž tečná složka síly největší složkou řezné síly, proto na ni byla zaměřena největší pozornost.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 83 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 3 Otevřená kapsa - dráhy nástroje Fig. 3 Open pocket - tool path Ve všech případech bylo zjištěno, že řezné síly nejsou stoprocentně konstantní. Rozdíly je možné vidět např. při nájezdu resp. výjezdu nástroje z materiálu nebo při dokončování rohů. Na obr. 4 je vidět detail dvou průchodů. Velikost řezných sil v průběhu řezu dosahuje hodnot mezi 600 N a 700 N, jejich hodnota je relativně rovnoměrná. Na začátku a na konci každého záznamu je však vidět postupné zvyšování a snižování řezných sil. Je zde tedy vidět, že i přes snahu algoritmu o vyrovnání řezných sil pomocí zvýšení posuvové rychlosti, nejsou řezné síly na začátku a konci řezu rovnoměrné. Podobné snížení řezných sil je možné pozorovat i při dokončování rohů.

Obr. 4 Detail zatížení nástroje při drahách iMachining Fig. 4 Detail of the tool load in iMachining tool paths

ISBN 978-80-7414-679-4

- 84 -

(c) 2014 UJEP



Je však nutné podotknout, že požadavek na zvýšení a snížení posuvové rychlosti velmi rychlý. To může být u starších anebo větších a těžších strojů problém, protože tyto stroje nedosahují potřebné zrychlení a nejsou tak schopné požadavky na zrychlení realizovat. Při nájezdu a výjezdu z materiálu však dochází k změně směru pohybu a zároveň k požadavku na změnu posuvové rychlosti. Díky malému zrychlení stroje tak nedosahuje posuvová rychlost požadované hodnoty, tloušťka třísky je menší a řezné síly tak logicky dosahují menších hodnot. Důležité ale je, že hodnoty nepřesahují velikost řezných sil v průběhu plnohodnotného řezu, jako je tomu často u klasických operací. Pokud se podíváme na celkový záznam řezných sil v průběhu obrábění, můžeme konstatovat, že rozložení řezných sil je velmi rovnoměrné.

Obr. 5 iMachining - průběh řezných sil Fig. 5 iMachining - course of cutting force Obdobných výsledků bylo dosaženo i při měření sil v uzavřené kapse anebo uzavřené kapse s ostrůvky. Z uvedeného je tedy zřejmé, že při použití operací iMachining je možné dosáhnout velmi rovnoměrného zatížení nástroje. Řezné síly, které jsou dosaženy hned v prvních řezech do materiálu, tak nebudou při dalším obrábění překročeny. To je velká výhoda především v případě, že dochází k tzv. "odlazování" řezných podmínek. Již během prvních řezů je jasně vidět, jestli jsou navržené řezné podmínky pro daný typ materiálu a zvolený nástroj vhodné či nikoli.

4 Závěr Na základě dat, která byla naměřena v průběhu experimentů při obrábění různých tvarů otevřených a uzavřených kapes, je možné konstatovat, že metoda obrábění iMachining dosahuje velmi rovnoměrné zatížení nástroje. Pokud už jsou řezné síly v některých případech nerovnoměrné, jedná se o jejich snížení. Rovnoměrné řezné síly tak dovolují naplno využívat možností nástroje bez většího rizika jeho přetížení. To přináší výrazné zvýšení produktivity obrábění, zároveň také dochází ke značnému nárůstu životnosti řezného nástroje a vzhledem k velké hloubce řezu také k jeho rovnoměrnějšímu opotřebení. To vše výrazně přispívá k celkové ekonomičnosti obrábění. Závěrem je také potřeba zmínit, že metoda iMachining vzhledem ke způsobu obrábění produkuje velký objem třísek, který mají jehlový tvar. To může v některých případech způsobit zahlcení nástroje, které následuje jeho velmi rychlým zlomením. Tento jev je bohužel často tak rychlý, že obsluha na něj nedokáže dostatečně rychle reagovat. Je proto nutné zajistit dobrý odvod třísek. Jako nejvhodnější se jeví ofukování nástroje vnějším tlakovým vzduchem anebo dokonce použití tzv. vírové trubice, která proud vzduchu ještě výrazně zchladí (cca -50°C).

Literatura [1] DUBOVSKÁ, R. - MAJERÍK, J. - CHOCHLÍKOVÁ, H. Technologické aspekty suchého, vysokorychlostního, tvrdého obrábění (HSM) a frézování s vysokými posuvy (HFM). Strojírenská technologie. roč. XVI. prosinec 2011, č. 6. s. 2-6. ISSN 1211-4162.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 85 -

(c) 2014 UJEP



[2] HNÁTÍK, Jan. NC techniky a DP [CD-ROM]. [Plzeň]: SmartMotion, 2012. ISBN 978-80-87539-11-8. [3] Vortex Tubes - vírové trubice. LONTECH [online]. 2011 [cit. 2013-12-30]. http://www.lontech.cz/files/virove_trubice/prehled_modelu_virovych_trubic.pdf

Dostupné

z:

Abstract Article:

iMachining cutting force measurement

Author:

Hnátík Jan,MSc., Ph.D. Kutlwašer Jan, MSc. Sklenička Josef, MSc.

Workplace:

Faculty of Mechanical Engineering, UWB in Pilsen

Keywords:

cutting force, dynamometer, HPC, iMachining

The article describes the cooperation between University of West Bohemia in Pilsen and SolidCAM Ltd., one of the world leaders in CAM solutions. The main area of the cooperation is focused on cutting force measurement during progressive milling strategies as iMachining. iMachining belongs to the HPC (High Performance Cutting) strategies, that are based on high axial depth of cut (Ap) and small radial depth of cut (Ae). This strategy allows reaching high material removal rate. The next issue is to reach constant tool load that is achieved by predefined tool engagement angle (TEA). In case is not possible to keep TEA constant, the iMachining algorithm increases feed rate and strives to level the cutting force. The main purpose of the experiments was to prove the possibilities of the iMachining tool path computation algorithm, to compare the theoretical preconditions with the results of the practical experiments. University of West Bohemia disposes of static and rotating cutting force dynamometer. Both devices are produced by KISTLER Company. The above described experiments were carried out by rotating dynamometer because it allows to measure torque and especially its coordinate system rotates together with the cutting tool. This allows analyzing the behaviour of cutting force on one cutting edge, which helps to understand better the cutting process. The measured data were stored by application that is created in LabVIEW graphical programming language and analyzed by another application programmed in MATLAB. These applications offer fast and comfortable evaluation of large amount of measured data. The measured and evaluated data are shown in the article. The several experiments evaluation proved out that the iMachining tooth path generation algorithm works correctly. The tool load during the whole tool path is even and offers higher efficiency of cutting process and increases tool life.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 86 -

(c) 2014 UJEP



Monitoring of surface integrity of hard milled surface in roll bearing production Hrabovský Tomáš, Ing., Miroslav Neslušan, prof., Ing., Dr., Branislav Mičieta, prof., Ing., PhD., Mária Čilliková, doc., Ing., PhD., Anna Mičietová, prof., Ing., PhD. E-mail: [email protected] Faculty of Mechanical Engineering, University of Žilina, Slovakia Článok sa zaoberá problematikou vplyvu opotrebenia nástroja na kvalitu povrchov po tvrdom frézovaní. Tvrdé frézovanie sa často používa ako náhrada brúsenia. Obrobený povrch je však pri tvrdom frézovaní vytvorený iným mechanizmom ako je tomu pri brúsení. Jeho stav je potrebné monitorovať nielen z hľadiska drsnosti a presnosti ale všeobecne integrity povrchu. Preto je na monitorovanie integrity povrchu využitá aj metóda založená na Barkhausenovom šume. Článok poukazuje na vysokú mieru magnetickej anizotropie v istom štádiu opotrebenia nástroja ako aj veľmi vysoké magnetoelastické odozvy povrchu. Klíčová slova: opotrebenie nástroja, tvrdé frézovanie, integrita povrchu, Barkhausenov šum

1 Introduction Magnetization in a ferromagnetic material is due to the nucleation and reconfiguration of domains which result from the motion of magnetic domains and corresponding Bloch Walls (BW) with increasing external magnetic field. The motion of BW and domains is usually pinned by precipitates and other lattice defects and result in their discontinuous irreversible movement. Then pulsating magnetization can be obtained and corresponding discontinuous jumps of the BW occur. This phenomenon is named as Barkhausen noise [1, 2, 3], see Fig. 1. Micromagnetic investigation of machined surface based on Barkhausen noise (BN) has found a high industrial relevance. BN techniques are mainly applied for monitoring surface integrity of parts loaded near their physical limits. Surface integrity expressed in terms of residual stresses, microhardness or structure transformation is correlated with BN values obtained from surface. This technique is mostly adopted for inspection of ground surface since strong correlation between the heat generated in the grinding wheel – workpiece contact (its dissipation by workpiece) associated surface burn and the corresponding magnetoelastic responses expressed in BN values. Grinding operations can suffer from mainly temper burn when thermal softening of the near surface occurs [4]. Over tempering of the near surface result in decrease of dislocation density (and the corresponding hardness decrease) and carbides coarsening induced by elevated temperatures as well as shift of stress state into tensile stresses [5, 6]. Being so, surface overtempering can be revealed by use of the Barkhausen noise technique since decrease of dislocation density and tensile stresses contributes to the higher magnitude of BN values received on the inspected surface [7]. For this reason Barkhausen noise is widely used in a variety of industrial applications where ground surfaces are monitored to reveal their overtempering. Nowadays, it can be found that hard cutting (mainly turning and milling) can alter grinding operations under the certain circumstances. Development in machine tools (especially CBN and ceramics) as well as in process technology focused on cutting hardened steel lead to a high raised industrial relevance of hard machining. The main advantages of hard turning can be viewed in the high flexibility and the ability to manufacture complex workpiece geometry in one-set [8]. Furthermore, the substitution of grinding process with cutting processes enables coolants to be avoided and therefore hard machining can actually be regarded as interesting alternative even from the ecological point of view [9]. On the other hand, hard turning operations exhibit specific disadvantages such as formation of white layers induced in the early stages of tool wear or the high risk of unexpected catastrophic tool failures (CTF) at the end of normal phase of tool wear (mainly associated with application of ceramics tools). It should be also reported that nondestructive monitoring of hard turned or hard milled surfaces via Barkhausen noise technique has not found industrial relevance yet. Surface integrity depends mainly on the flank wear VB. Progressive increase of flank wear result in increase of white layer thickness as well as thickness of heat affected zone. In the contrary to the grinding operations (where white layer is not usually obtained), white layer after hard turning or milling is obtained in the early phases of tool wear and gradually increases along with VB together along with thickness of heat affected zone [6, 10]. The typical „sandwich“ structure after hard turning or milling can be observed. However, thickness of heat affected zone after hard milling is about 1 order lower than that induced by grinding operations. Thermally affected zone contributes to the higher magnitude of BN that bulk one whereas thin white layer in the near-surface region emits lower BN due to existence of higher volume of retained austenite, mainly compressive stresses and very fine grain structure. Being so, when BN is plotted against VB this relation is not monotonous thus making application of BN for hard turned or hard milled surface a debatable issue [6, 10]. Conventional attempts to correlated BN signal and the corresponding BN features with microstructure or stress state usually fail. For this reason, an alternative concept should be discussed and validated. It is well known that magnetoelastic responses depends on many variable parameters such as magnetizing frequency, voltage, sensor shape and dimension, analyzed frequency range, etc. Therefore, when a proper concept for surface detection is suggesting

ISBN 978-80-7414-679-4

- 87 -

(c) 2014 UJEP



many aspects should be taken into consideration to meet the specific requirements of monitoring technique and attains obtainable sensitivity. This study is mainly focused on evaluation of surface integrity after hard milling with variable flank wear. Specific aspects are discussed after hard milling of bearing steel 100Cr6 of hardness 45 HRC. This steel is routinely heat treated on hardness about 62 HRC to impart high wear and fatigue resistance. Steel of lower hardness 45 HRC was carried out in this study since the specific aspects of hard turning such as high BN responses as well as high magnetic anisotropy become more pronounced when lower hardness is employed.

Obr. 1 Nespojité zmeny hysteréznej slučky a vplyv napätí na Barkhausenov šum (ľavá časť), usporiadanie domén vo feromagnetickom materiály s detailom Blochovej steny (pravá časť), [2, 3] Fig. 1 Discontinuous changes of hysteresis loop and influence of stress on Barkhausen noise (left side), domain configuration in ferromagnetic material with the detail of Bloch Wall (right side), [2, 3]

2 Experimental conditions Experiments were conducted on bearing rings 100Cr6 of hardness 45 HRC. 10 pieces of dimension 60x43x25 mm were prepared for long term test. Cutting process was monitored as a long term test where such aspects as cutting forces, surface roughness, structure alterations and corresponding surface integrity expressed in magnetoelastic responses (BN) of the milled surface were investigated. Surface integrity and cutting forces were analyzed for the different flank wears VB. Cutting and other conditions: milling machine: FA4 AV, dry cutting, cutting tool made of cemented carbides R300-1240E-PM, R300-050Q22- 12M 262489 of diameter Ø 50mm with 4 inserts, ap = 0,25 mm, vf = 112 mm.min-1, n = 500 min-1. Cutting forces were measured by dynamometer Kistler. Hommel Tester T 2000 was utilized for evaluation surface roughness. Each surface was measured in 3 different points, the average values of the different parameters of surface roughness is plotted against flank wear VB. Flank wear were measured for all 4 cutting insert and VB values indicated in the paper represent the average value. Micromagnetic testing was performed by use of Rollscan 300 and software package Microscan in the frequency range of 10 to 1000 kHz (mag. frequency 125 Hz, mag. voltage 10 V). Due to strong stress and surface roughness anisotropy, each surface was measured in two directions -tangential and axial as Fig. 2 illustrates. Such parameters as effective RMS value (indicates as BN values) and BN bursts were evaluated.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 88 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 2 Orientácia BN senzora Fig. 2 Orientation of BN sensor

3 Results of experiments Fig. 3 depicts the different phases of flank wear VB. Two different phases of tool wear can be found. First one represents relative moderate increase in tool wear expressed in flank wear VB where microchipage of cutting edge dominates. However, when the flank wear attain the critical value 0,25 mm, cutting forces loading the cutting dramatically increases (see Fig. 5) and macrochipage of cutting insert occurs. It is well known that tool wear alters dimension as well as geometry of cutting insert. For this reason stress and temperature distribution ahead the cutting edge alters. Fig. 5 illustrates that progressive tool wear strongly affects mainly passive force component Fp whereas main force Fc and axial force Ff increase along with flank wear VB is less pronounced. For this reason, Fp/Fc ratio is increasing along with flank wear VB. The typical example of cutting force record for a certain flank wear VB is illustrated in Fig. 4. This figure shows that components of cutting force fluctuate as a result of the mismatch between coordinate system of the dynamometer and cutting insert during its rotation. For this reason the phase shift between Fc and Ff components occurs. The values of cutting force components in Fig. 5 represent the average values calculated from 10 values (the maximum value in recorded signal was evaluated).

a) sharp cutting insert, VB = 0,05 mm

b) VB= 0,24 mm

c) VB= 0,28 mm

d) VB= 0,47 mm

ISBN 978-80-7414-679-4

- 89 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 3 Rôzne fázy opotrebenia chrbta VB Fig. 3 The different phases of flank wear VB

Obr. 4 Príklad záznamu zložiek reznej sily pri frézovaní, VB = 0,28 mm Fig. 4 The typical record of cutting forces during milling, VB = 0,28 mm

2500

4 Fp Ff Fc Fp/Fc

2000

3,5 3 2,5 2 initiation of cutting edge macrochipage

1000

1,5 1

500

Fp/Fc

F, N

1500

0,5 0

0 0

0,1

0,2 VB, mm

0,3

0,4

0,5

Obr. 5 Vplyv opotrebenia na chrbte VB na zložky reznej sily a pomer Fp/Fc Fig. 5 Influence of flank wear VB on cutting force components and Fp/Fc ratio Fig. 5 also depicts that axial Ff and main Fc components stay nearly untouched when the microchipage of cut-

ISBN 978-80-7414-679-4

- 90 -

(c) 2014 UJEP



ting edge dominates in the early phases of tool wear whereas passive force component Fp gradually increases. For this reason Fp/Fc ratio steeply increases. As soon as the microchipage of cutting edge occurs, Fc component increases and Fp/Fc ratio saturates. Fig. 6 shows that flank wear strongly affect surface roughness expressed in different parameters. Fig. 6 depicts that such parameters of surface roughness as Ra, Rq and Rz provide nearly the same information about micro profile of machined surface. All these parameters are increasing when microchipage of cutting edge dominates followed by steep fall in the phase of cutting insert macrochipage. Nearly the same information can be found when average slope of surface roughness profile is evaluated, see Fig. 7. Nearly constant values of RΔq (in the phase of cutting insert microchipage) are followed quite steep fall of RΔq when macrochipage dominates. Fig. 7 also shows that the abrupt fall of RΔq parameter can be found only in the phase of cutting cycle when microchipage mechanism is transformed into macrochipage since moderate increase of RΔq in the final phase of cutting test can found. Steep fall of all analyzed parameters of surface roughness in the phase of the cutting insert macrochipage is due to modification of cutting insert geometry. However, surface roughness is not affected only flank wear VB (which is assumed to take the major role in Ra, Rq and Rz increase in the early phases of cutting process) but also change of cutting insert profile should be considered as a dominant factor attributed to the steep decrease of surface roughness, see Fig. 8. Due to increasing contact length between cutting insert and machined surface the smoothing effect of the enlarged contact results in cut off the peaks in the surface roughness profiles which in turns contributes to the lower values of analyzed parameters.

14

2,5

12 2 10 8 6

1

Ra Rq Rz

0,5

4 initiation of cutting edge macrochipage

Rz, m

Ra, Rq, m

1,5

2 0

0 0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

VB, mm Obr. 6 Vplyv opotrebenia na chrbte VB na drsnosť povrchu Fig. 6 Influence of flank wear VB on surface roughness

ISBN 978-80-7414-679-4

- 91 -

(c) 2014 UJEP



12 10 8

Rq, º

6 cutting edge microchipage

4 2

cutting edge macrochipage

0 0

0,1 VB, mm

0,2

0,3

0,4

0,5

Obr. 7 Vplyv opotrebenia na chrbte VB na RΔq Fig. 7 Influence of flank wear VB on RΔq

Obr. 8 Zväčšená kontaktná dĺžka spôsobená opotrebením nástroja Fig. 8 Enlarged contact length due to tool wear It should be also discussed that surface integrity can be expressed in many terms such as structure transformations, microhardness alterations as well as residual stress state. Nowadays, machined surfaces are investigated in the complexity of terms and monitoring techniques are adopted for the real industrial parts. Barkhausen noise strongly depends on structure and hardness alteration of the near surface layer as well as stress state in a synergistic manner. Moreover, these parameters of surface integrity depend each to other. For this reason, magnetoelastic responses and derived BN features can be utilized for monitoring surface integrity in complexity of problem. Fig. 12 shows that magnetoelastic responses of the surfaces are sensitive to the different surface integrity due to variable flank wear VB. BN values in both directions stay nearly untouched in the early phases of tool wear (when microchipage of cutting insert dominates). Tangential as well as axial directions emits nearly the same level of BN, see Fig. 9. Progressive increase of VB leads to certain drop in BN due to rehardening effect of the near surface layer. When VB becomes more developed and passive force Fp is steeply increasing more pronounced surface rehardening causes that a certain drop of BN values occur. It is well known that rehardened layers contribute to the signal received on the free surface less than untouched or thermally softened layers due to its high dislocation density (and the corresponding increase of microhardness), compressive stresses and more fine grain structure. On the other hand, when microchipage of cutting edge takes place BN values in the tangential direction (BNT, see Fig. 10) abruptly increase whereas BN values in the axial direction (BNA, see Fig. 11) stay nearly untouched. Being so, very high magnetoelastic responses as well as strong magnetic anisotropy (see Fig. 13) can

ISBN 978-80-7414-679-4

- 92 -

(c) 2014 UJEP



be obtained after hard milling operations when flank wear VB attains the critical value and macrochipage of cutting edge dominates.

Obr. 9 BN signál v tangenciálnom ako i v radiálnom smere, VB = 0,11 mm Fig. 9 The raw BN signal in the tangential as well as axial direction, VB = 0,11 mm

Obr. 10 BN signál v tangenciálnom smere, VB = 0,4 mm Fig. 10 The raw BN signal in the tangential direction, VB = 0,4 mm

Obr. 11 BN signál v axiálnom smere, VB = 0,4 mm Fig. 11 The raw BN signal in the axial direction, VB = 0,4 mm

ISBN 978-80-7414-679-4

- 93 -

(c) 2014 UJEP



1400

BN, mV

1200 1000

tangential axial

800 600

a

400 200 0 0,05

0,11

0,13

0,15

0,17

0,24

0,28

0,38

0,4

0,47

VB, mm

tang. to axial BN ratio

Obr. 12 Vplyv opotrebenia na chrbte VB na hodnoty BN v tangenciálnom a radiálnom smere Fig. 12 Influence of flank wear VB on BN values in the tangential and axial direction

20 18 16 14 12 10 8 6 4 2 0 0,05 0,11 0,13 0,15 0,17 0,24 0,28 0,38 0,4 0,47 VB, mm Obr. 13 BNT /BNA pomer v závislosti od opotrebenia na chrbte VB Fig. 13 BNT /BNA ratio versus flank wear VB

It is well known that the progressive increase of flank wear VB shift stress state to the tensile stresses. Moreover, it is also known that higher BN values are obtained due to tensile stresses than those when compressive stresses dominate. For this reason, higher tensile stresses associated with higher flak wear VB contributes to the higher BN values. On the other hand, such abrupt increase of BN as well as magnetic anisotropy (as it is depicted in Fig. 13) can not be fully explained by stress state. Hard turning operation suffers from high temperatures in the cutting zone. As it was discussed by Wang and Liu [11] temperature in the cutting zone during hard turning exceed the Curie temperature. Thus domain configuration is disturbed a newly configured during rapid cooling when magnetic domains are preferentially oriented in the direction of the cutting speed due to residual stress and magnetostriction [12]. For this reason, high BNT values are obtained due to preferred orientation of BW in the direction of cutting speed. On the other hand, very high BNT values are associated with very fine grain structure during rapid cooling. Grain boundary is a very

ISBN 978-80-7414-679-4

- 94 -

(c) 2014 UJEP



strong obstacle over which BW can not move. Very fine structure usually emits very low BN values due to quite short free path of BW displacement. On the other hand, when the critical grain size is obtained, when the thickness of BW is less than grain size, BW is not more pinned by grain boundaries and freely moves in the structure. It should be pointed that this hypothesis need to be proved in the future since has not been evidenced yet. On the other hand, significant transformation in the near-surface region reveals BN burst curves illustrated in Fig. 14, 15 and 16. Fig. 14 depicts BN bursts obtained in the initial phase of tool wear. The burst with the single peak indicate that BN signal is produced quasi homogeneous structure in the near as well as sub-surface region, see Fig. 14 and 17. Furthermore, nearly the same BN bursts can be found in both directions. When the flank wear VB becomes more developed appearance and magnitude of BN change due to magnetic anisotropy and also structure transformations induced by milling process. High BN peaks in BN burst can be found in tangential direction and very low in axial direction when compared with initial phase of tool wear. This aspect strongly corresponds with magnetic anisotropy previously explained. Furthermore, the both BN bursts exhibit two peaks as an evidence of “sandwich” structure, see Fig. 18. It is well known that position of the peak correspond with strength of magnetic field needed for BW movement. Thus, peak of soft structure (structure of lower pinning strength) are shifted to the lower magnetic field whereas hard structure needs stronger magnetic fields to initiate BW motion. Being so, the peak on the left side of the bursts reflect the thermally softened layer in the sub-surface region whereas the second peak (on the right side) is attributed to the white layer in the near-surface region, see Fig. 15, 16 and 18.

Obr. 14 Obálka BN v tangenciálnom a radiálnom smere, VB = 0,11 mm Fig. 14 BN burst in the tangential and axial direction, VB = 0,11 mm

Obr. 15 Obálka BN v tangenciálnom smere, VB = 0,4 mm Fig. 15 BN burst in the tangential direction, VB = 0,4 mm

ISBN 978-80-7414-679-4

- 95 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 16 Obálka BN v axiálnom smere, VB = 0,4 mm Fig. 16 BN burst in the axial direction, VB = 0,4 mm

Obr. 17 Mikroštruktúra frézovaného povrchu, VB = 0,11 mm Fig. 17 Microstructure of the milled surface, VB = 0,11 mm

Obr. 18 Mikroštruktúra frézovaného povrchu, VB = 0,4 mm Fig. 18 Microstructure of the milled surface, VB = 0,4 mm

4 Conclusions Fig. 12 shows that BN values of milled surface change along with flank wear VB. However, no steady increase or decrease of BN values in both directions is found thus making monitoring of surface integrity via BN technique a debatable issue. BN technique has found a high industrial relevance for detection mainly grinding

ISBN 978-80-7414-679-4

- 96 -

(c) 2014 UJEP



burn since thermal softening and tensile stresses both contributes to high BN values. Hard milling or turning processes form the different state of surface integrity than that after grinding. White layers are usually initiated in the early phases of tool wear; thermally softened zone in the sub-surface region is thin. Furthermore, more complicated stress state causes that relation between flank wear and BN values is not homogeneous. Thus, conventional concept for monitoring surface integrity after hard turning and milling fails. The possible solution can be found from the point of view of magnetic anisotropy as it is illustrated in Fig. 13. BNT / BNA ratio increases continuously and might be utilized for monitoring surface integrity state. The similar results were already published for hard turning operations [6]. On the other hand, specific aspects of surface integrity (mainly structure) and the corresponding BN responses need thorough research to propose the reliable concept and found its industrial relevance. Acknowledgment This article was edited under the financial support of VEGA (project No. 1/0223/11 and 1/0097/12) and KEGA (project No. 023TUKE-4/2012) agencies.

References [1] BARKHAUSEN, H.: Phys. Zeitschrift 20 (1919) 201. [2] ABUKU, S., CULLITY, R. D.: A Magnetic Method for the Determination of residual Stress, Exp. Mech. 11. 1971. [3] KARPUCHEEWSKI, B.: Introduction to micro magnetic techniques, ICBM1 report Hanover. 2002. [4] MALKIN, S., GUO, C.: Thermal Analysis of Grinding, CIRP 56, p. 760 – 782. 2007. [5] MOORTHY, V. et all.: Evaluation of heat treatment and deformation induced changes in material properties in gear steels using magnetic Barkhausen noise analysis, ICBN 03, Tampere, Finland. 2001. [6] NESLUŠAN, M., ROSIPAL, M., OCHODEK, V.: Analysis of some aspects of surface integrity after grinding and hard turning trough Barkhausen noise, ICBN 09, Hejnice, Czech Republic. 2011. [7] ROSIPAL, M.: Využitie Barkhausenovho šumu na štúdium integrity obrobených povrchov, Diplomová práca, Žilina. 2012. [8] TONSHOFF, H. K., ARENDT, C., BEN AMOR, R.: Cutting of hardened steel. CIRP Annals 2/2000, pp. 547 – 567. [9] TÖNSHOFF, H. K.: Environmental and Ecological Aspects of Cutting – State. Developments, Potential, I.C.E.M. Meeting, Ecology and Economy in Metal Forming and Cutting, Netherlands, 1997. [10] BRANDT, D.: Randzonenbeeinflussung beim Hartdrehen. Dr.-Ing. Dissertation, Universität, Hannover, 1995. [11] WANG, J.Y. , LIU, C. R.: The effect of Tool Flank Wear on the Heat Transfer. Thermal Damage and Cutting Mechanics in Finishing Hard Turning. CIRP Annals 48/1/1999, pp. 53 – 56. [12] NESLUSAN, M., BLAŽEK, D., HRABOVSKÝ, D. , BUKOVINA, M.: Magnetic anisotropy in hard turned surfaces, Acta Physica Polonica A, 03/2014 (manuscript in print). [13] JERSÁK, J., et. al.: The Integrity of the Surface after Milling of Quenched Bearing Steel. Manufacturing Technology, No. 4, pp. 13 - 20. ISSN 1211-4162. 2009. [14] RUZICKA, L., MADL, J.: The importance of measured values number in evaluating the wear size of inserts, Manufacturing Technology, December 2012, Vol. 12, No. 13, ISSN 1213–2489. [15] OCHODEK, V., NESLUŠAN, M., ROSÍPAL, M., ŠÍPEK, M.: Non-destructive analysis of surface integrity in turning and grinding operations, Manufacturing Technology, December 2010, Volume 10, ISSN 1213-2489. [16] KUNDRAK, J., VARGA, G., DESZPOTH, I., MOLNAR, V.: Some aspects of the hard machining of bore holes, Applied Mechanics and Materials 309, pp. 126-132, 2013. [17] KARPUSCHEWSKI, B., SCHMIDT, K., PRILUKOVA, J., BEŇO, J., MAŇKOVÁ, I., HIEU, N. T.: Influence of tool edge preparation on performance of ceramic tool inserts when hard turning, Journal of Materials Processing Technology, volume 213, November 2013, p. 1978-1988.

Abstrakt Článok: Autori:

ISBN 978-80-7414-679-4

Monitorizácia integrity povrchu obrábaného tvrdým frézovaním v ložiskovej výrobe Hrabovský Tomáš, Ing.

- 97 -

(c) 2014 UJEP



Miroslav Neslušan, prof., Ing., Dr. Branislav Mičieta, prof., Ing., PhD. Mária Čilliková, doc., Ing., PhD. Anna Mičietová, prof., Ing., PhD. Pracovisko: Žilinská Univerzita v Žiline, Strojnícka Fakulta, Slovensko Kľúčové slová:opotrebenie nástroja, tvrdé frézovanie, integrita povrchu, Barkhausenov šum Článok sa zaoberá špecifickou problematikou frézovania kalenej ocele 100Cr6 popustenej na tvrdosť 45 HRC. Proces frézovania je analyzovaný nielen z hľadiska opotrebenia nástroja a jeho vplyvu na silové pôsobenie, ale najmä z hľadiska kvality frézovaného povrchu. Integrita povrchu je analyzovaná na základe jej drsnosti ako prostredníctvom zmien štruktúry a s tým súvisiaci magnetoelastických odoziev povrchov vyjadrených prostredníctvom Barkhausenovho šumu. Výsledky experimentov ukazujú, že vplyvom opotrebenia zložky reznej sily rastú, pričom dominantne rastie predovšetkým pasívna zložka. V dôsledku opotrebenia nástroja dochádza po počiatočnom miernom náraste vybraných parametrov drsnosti povrchu k následnému pomerne výraznému poklesu drsnosti. Z hľadiska fázových zmien v obrobenom povrchu dochádza k po prekročení kritickej hodnoty opotrebenia k výraznému nárastu tepelného a mechanického zaťaženia povrchu výsledkom čoho je vznik bielej vrstvy na povrchu a postupný nárast jej hrúbky. Z hľadiska BN je možné vidieť, že v počiatočnej fáze opotrebenia je veľkosť BN pomerne nízka a výraznejšie sa nemení. Na druhej strane so vznikom bielych vrstiev na povrchu je možné vidieť, že BN prudko rastú. Tento nárast je však dominantný len v smere reznej rýchlosti. Vzniká teda výrazná magnetická anizotropia. Zmeny štruktúry v povrchu sa premietajú aj do obálkových kriviek BN. Pokiaľ v počiatočných štádiách opotrebeniam, kedy sa biela vrstva nevytvára, majú obálkové krivky v podstate obdobný charakter, so vznikom bielych vrstiev sa v ich profile vyskytujú dva vrcholy čo indikuje dvojfázovú štruktúru. Biela vrstva na povrchu a tepelne popustená vrstva pod ňou.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 98 -

(c) 2014 UJEP



Výroba tvarově složitých ploch a jejich proměřování pro potřeby měření aerodynamických jevů Jandečka Karel, prof. Ing. CSc., Fakulta strojní, ZČU v Plzni. E- mail: [email protected] Česánek Jiří, doc. Ing. Ph.D., Fakulta strojní, ZČU v Plzni. Hnátík Jan, Ing. Ph.D., Fakulta strojní, ZČU v Plzni. Současné moderní strojírenství je charakteristické vysokou dynamikou, rychlým sledem změn, na které je nutné reagovat, jak v oblasti technické přípravy výroby, tak i ve výrobě samotné. Rychlá reakce na změny především ve výrobě samotné přináší úsporu finančních prostředků, což je v dnešní době jedno z hlavních kriterií úspěšné výroby. Jedním z nástrojů, který podporuje zvýšení flexibility a rychlosti reakce je aplikace CAD/CAM systémů a digitalizace všeobecně. Klíčová slova: Aerodynamika, Turbinové lopatky, Obrábění, CAD/CAM systém, Postprocessing

1 Úvod Praktická aplikace digitalizace a proměřování součástí přineslo do praxe podstatné rozšíření možností při zajištění kvality výroby a dále pak možnost zpětné tvorby technické dokumentace již existujících součástí, tzv. zpětného inženýrství – reverse engineering. Tato metoda umožňuje výrazné zvýšení možností v procesu tvorby prototypů, obzvláště v automobilovém a leteckém průmyslu, ale i v jiných odvětvích. Vyrobený prototyp součásti je většinou tvarově změněn a tyto změny musí být zpětně přeneseny do elektronické podoby modelu. V tomto případě je použita digitalizace, pomocí níž jsou změny tvaru proměřeny, tyto změny v prostředí CAD/CAM systému vyhodnoceny a tvary původního modelu součásti jsou vzhledem k těmto změnám upraveny. Další neméně významnou oblastí použití digitalizačních metod je ověření přesnosti výroby. Vyrobená součást je buď digitalizována nebo proměřena v určitých významných bodech a tyto naměřené hodnoty jsou pak porovnány se vstupními daty CAD/CAM systému. Pokud je provedena kompletní digitalizace součásti dochází pak k následné rekonstrukci ploch a dále pak k porovnání odchylek těchto ploch od ploch originálního modelu. Rekonstrukcí je myšleno proložení obecných nebo předem definovaných ploch naměřenými body. Jsou-li proměřeny jen určité významné body součásti (většinou na funkčních plochách) pak odpadá časově a technologicky náročná fáze rekonstruování ploch a dochází k vyhodnocení vzdálenosti – odchylky – naměřeného bodu od plochy součásti. Tato metoda je také vhodná pro automatickou kontrolu přesnosti výrobku na automatických linkách a podobných zařízeních. Naměřené hodnoty odchylek jsou následně přeneseny do řídícího systému stroje a ten pak změní korekce nástrojů a zvýší tak přesnost další výroby. V následujících pasážích, je digitalizace použita pro ověření přesnosti výroby tvarově složité plochy turbínové lopatky. Pro tento případ byl zvolen postup naměření jednotlivých bodů na povrchu lopatky a jejich následné porovnání s původním CAD modelem. Protože na povrchu lopatky není možno jednoznačně určit významné body, neboť se jedná o obecnou plochu, bylo nutné vytvořit rastr bodů, které byly následně proměřeny. Tyto body pak určují odchylku tvaru v jednotlivých místech lopatky bez ohledu na to, jak složitou plochu reprezentují.

2 Technologie obrábění tvarových ploch a zhotovení NC programů v CAD/CAM systému (Cimatronit). Zpracování technologie obrábění navazuje na tradiční zkušenosti při obrábění složitých tvarových ploch ve 3osém tak 5tiosém režimu. Samotný proces realizace opracování tvarové plochy měl několik fází a vyskytly se problémy jak v modelování, tak i technologické. Na řešení se podílela jak katedra technologie obrábění, tak i katedra energetických strojů a zařízení ZČU v Plzni. Na počátku řešení byl vytvořen počítačový model lopatky v CAD/CAM systému. Podklady pro vytvořený model byly exportovány ve formátu IGES. Systém Cimatronit je podle zkušeností získaných na katedře technologie obrábění pro zpracování složitých řešení vhodný a mimo jiné má výše zmíněné pracoviště dobré výsledky při vývoji postprocesorů pro různé NC stroje a jejich řídící systémy. Tvar lopatky je patrný z následujících obrázků – viz obr. 1 a obr. 2. Hlavním problémem byla realizace odpovídající technologie obrábění tak specifického objektu jako je lopatka parní turbiny a zároveň splnění mnohdy protichůdných požadavků. Z výše zmíněných požadavků vyplynuly i požadavky na technologický modul CAD/CAM systému tj. aplikace optimalizačních algoritmů a průběžného respektování aktuálního tvaru polotovaru při minimalizaci času obrábění. Dále pak optimalizace vyložení nástroje a respektování tvaru nástroje a držáku nástroje při kontrole možných kolizí během obrábění. Pro kontrolu zpracované technologie byly použity moduly fotorealistické simulace obrábění v CAD/CAM systému Cimatronit. NC programy byly generovány postprocesorem He426d (NC stroj MCV 750A s CNC řídícím systémem TNC426) zhotoveným na katedře technologie obrábění řešeným jako součást výše zmíněné spolupráce.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 99 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 1 Model lopatky Fig. 1 Turbine blade model

Obr. 2 Povrchový model Fig. 2 Surface model

3 Popis navržené technologie obrábění v CAD/CAM systému Cimatronit. Jak bylo zmíněno, výše požadované opracování tvaru lopatky přinášelo některé problémy. Týkaly se nejen přímé realizace technologie, ale bylo nutné řešit i operativní problémy související přímo se strategií obrábění realizovanou v důsledku optimalizace hrubování atd. Opracování bylo rozděleno na dvě části, které opracovávaly jednotlivé plochy (zobrazené bílou a světle modrou barvou – viz obr. 3).

Obr. 3 Data pro NC modul Fig. 3 NC modul data 3. 1 Opracování z první strany Operace vychází z optimalizovaného hrubování povrchu s respektováním průměru nástroje a tvaru polotova-

ISBN 978-80-7414-679-4

- 100 -

(c) 2014 UJEP



ru. Byly využity optimalizované algoritmy hrubovací funkce WCUT s volbou WITH STOCK (viz obr. 4). Pro hrubování byla použita válcová fréza Ø20mm. Potom následovalo „polohrubování“ kulovou frézou Ø12mm (simulace – viz obr. 5) a dokončování kulovou frézou Ø6mm. 3. 2 Opracování z druhé strany Operace byla řešena z hlediska obrábění obdobně. Byly použity stejné technologické funkce se stejnými parametry a použitými nástroji. Odlišnost byla pouze ve vstupním geometricko technologickém objektu (plocha světlomodré barvy – obr. 3). Ostatní atributy technologie byly analogické.

Obr. 4 Hrubování tvaru Fig. 4 Roughing of shape

Obr. 5 Simulace obrábění Fig. 5 Machining simulation

4 Zpracování NC programu. Současné CAD/CAM systémy jsou vybaveny řadou postprocesorů pro různé NC stroje s konkrétními řídícími systémy. Ne vždy je však k dispozici požadovaná kombinace obráběcího stroje a řídícího systému. Proto mají CAD/CAM systémy prostředky pro tvorbu postprocesorů (generátory postprocesorů), které umožňují vytvářet jejich další varianty. Dnes jsou k disposici CAD/CAM systémy umožňující tvorbu postprocesoru podle individuálních potřeb. Tato možnost posouvá tvorbu postprocesorů na kvalitativně vyšší úroveň. Zvládnutí této metody umožňuje vytvářet postprocesory pro různé kombinace obráběcího stroje a řídícího systému, ale také postprocesory, které mají speciální funkce (jako je kontrola životnosti nástroje během opracování atd. nebo přizpůsobení postprocesoru konkrétnímu stroji v oblasti speciálních nároků - formát a tvar souboru programů, tabulky nástrojů, tabulky korekcí atd.). Vyhrubovaná plocha dle NC dat vytvořených zpracovaným postrocesorem je znázorněna na obrázku 6.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 101 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 6 Plocha lopatky po hrubování Fig. 6 The blade surface after roughing

5 Digitalizace na KTO –ZČU Katedra technologie obrábění na Západočeské Univerzitě v Plzni je vybavena mimo jiné také digitalizační dotykovou sondou Renishaw SP2-1(viz obr. 7). Tato sonda je připojena do vřeteníku tříosého obráběcího CNC centra MCV 750A. Sonda je upnuta pomocí standardního kužele ISO40, vřeteno je při práci se sondou blokováno proti rotaci. Sonda pracuje s vyměnitelnými dotykovými elementy s kulovým keramickým nebo rubínovým zakončením.

Obr. 7 Dotyková sonda Renishaw SP 2-1 Fig. 7 Touch probe Renishaw SP 2-1 Pohyb vřeteníku s digitalizační sondou je řízen řídícím systémem stroje. Centrum MCV 750A je vybaveno řídícím systémem Heidnhein 426B. Tento CNC řídící systém umožňuje práci v různých režimech. Základní režimy jsou cyklus meandr, cyklus řádek a cyklus vrstevnice. První dva jsou určeny především pro snímání horizontálních ploch, poslední pak především pro plochy vertikální. U všech cyklů je možno nastavit parametry snímání. To je zejména hustota řádků, jejich úhel vůči souřadnému systému stroje a dále pak max. vzdálenost bodů, které systém uloží do paměti. Řízení respektuje tvar digitalizované součásti a na složitých plochách dochází ke zhuštění snímaných bodů. Toho je docíleno tak, že je kontrolována vzdálenost „Δ“ změřeného bodu od přímky, která prochází předchozím a následujícím bodem.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 102 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 8 Princip filtrování bodů Fig. 8 The principle of point filtration Tímto způsobem dochází k filtrování bodů a systém je tak schopen snímat menší množství bodů. Snímání pak probíhá rychleji a klade menší nároky na paměť řídícího počítače. Řídící systém si dále pamatuje tvar sejmuté křivky v předchozím průchodu a v místech s malou křivostí pak zvyšuje hodnotu posuvu, čímž se rychlost snímání dále zvyšuje. Přesnost měření tímto zařízením je závislá hlavně na přesnosti odměřování stroje, ke kterému je sonda připojena. V našich podmínkách je přesnost snímání řádově 10-2mm. Tato přesnost v mnoha strojírenských aplikací dostačuje. V případě vyšších požadavků na přesnost je nutné použít speciální digitalizační zařízení. Za speciální digitalizační zařízení lze považovat také stroj LK G-90C 6.5.4 - obr. 9. Tento proměřovací stroj je vybaven digitalizační hlavou Renishaw PH10T. Hlava je osazena dotykovou sondou TP20 s kulovým dotykovým elementem ze syntetického rubínu o průměru 3mm a délce 20mm. Zařízení je schopno pracovat s prostorovou přesností 2+L/250μm a opakovatelností 1,5μm. 5.1 Kontrola přesnosti vyrobených lopatek Vyrobené lopatky byly kontrolovány na digitalizačním zařízení LK G-90C. Pro kontrolu tvaru lopatky byl zvolen postup, při kterém jsou měřeny jednotlivé body na povrchu lopatky a ty jsou následně porovnány s teoretickými hodnotami. Snímané body jsou definovány pomocí sítě tvořené obdélníky o stranách 2 a 4mm. Tato síť leží v rovině téměř rovnoběžné s tětivou profilu lopatky. Tím je docíleno minimální deformace sítě bodů při normálném promítnutí na plochu lopatky – viz obr. 10.

Obr. 9 Digitalizační zařízení LK G-90C Fig. 9 Digitization device LK G-90C V nasnímaných bodech je pak hodnocena odchylka skutečného stavu od teoretického modelu. Odchylka je měřena v normálném směru k povrchu modelu. V ideálním případě jsou body měřeny ve stejném souřadném systému, jaký byl použit při obrábění na NC stroji. Pokud toto není možné (např. z důvodu odebrání materiálu, na kterém byl nulový bod definován) je nutné naměřené body sesouhlasit s ideálním tvarem. Řeší se pak úloha, kdy je nutné body orientovat tak, aby součet odchylek všech bodů od plochy byl minimální.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 103 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 10 Definice snímaných bodů na tvaru lopatky Fig. 10 Definition of measured points on the turbine blade Obrázek 11 zobrazuje výsledek proměřování. Na modelu lopatky jsou pak zobrazeny body, které byly naměřeny včetně směru odchylky. Výroba lopatky v NC programu byla realizována s přesností v řádu 50μm. Vyhodnocením změřených dat byla zjištěna odchylka v řádech setin milimetru. Chyba je s největší pravděpodobností způsobena nedostatečnou tuhostí soustavy stroj-nástroj-obrobek. Při dalším vyhodnocení bylo nadále zjištěno, že horní a spodní plocha jsou vůči sobě přesazeny. Toto přesazení pak způsobí, že max. výsledná odchylka od ideálního tvaru byla v řádu 0,1mm. Tato chyba byla pravděpodobně způsobena při změně upnutí, nedostatečnou přesností a tuhostí upínacích přípravků. Změna upnutí se provádí z toho důvodu, že lopatka byla vyráběna na 3 osém stroji a je nutné ji obrábět z obou stran.

Obr. 11 Naměřené odchylky od původního CAD modelu Fig. 11Measured deviation from original CAD model

6 Závěr Katedra technologie obrábění Fakulty strojní Západočeské univerzity v Plzni se podílí na řešení řady problémů a spolupracuje při aplikaci získaných poznatků s praxí a používá získané poznatky i v rámci výzkumu na spolupracujících katedrách. Zároveň jsou poznatky a zkušenosti aplikovány také ve výuce a při vývoji postprocesorů pro 2-5ti osé opracování v CAD/CAM systémech Cimatronit a Catia. Řada z těchto postprocesorů byla použita v průmyslu (Kovosvit Sezimovo Ústí, Tajmac ZPS, ŠKODA, atd.). Spolupráce s průmyslem umožňuje také pracovníkům katedry odzkoušet na konkrétních výrobcích algoritmy a programy, které není možno odzkoušet v laboratořích na vlastních strojích. Mimo problematiku obrábění a NC programování se pracovníci katedry zabývají i problematikou digitalizace a reverse engineringu (RE), kterou pak vhodně aplikují ve výše zmíněném kontextu. Na základě získaných poznatků uvedených v příspěvku byla technologie opracování lopatek upravena. Došlo ke zvýšení tuhosti obrobku a zamezilo se možnému přesazení profilu při obrábění lopatky z druhé strany. Byl navržen a vyroben speciální upínací přípravek. Jeho užitím se zvýšila jakost a přesnost opracování a zároveň výrazně vzrostla produktivita výroby těchto lopatek.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 104 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 12 Konečný tvar lopatky Fig. 12 Final shape of the blade Literatura: [1] HERMAN, Aleš; ČESAL, Marek; MIKEŠ, Petr. Deformace modelů odlitků v technologii lití na vytavitelný model. Strojírenská technologie, 2012, roč. XVII., č. 5 a 6, s. 296-303. ISSN 1211-4162. [2] Altman, K : Progresivní metody dokončování tvarových ploch, Diplomová práce, Ved. práce: Ing. Ka-rel JANDEČKA, CSc., ZČU Plzeň, Akademický rok 2003/2004

Doc.

[3] Vrabec, M, Mádl, J, : Výzkum technologie obrábění s využitím systémů CAM, Mezinárodní konference – ST Plzeň 2004, září 2004, Plzeň 2004 [4] CIMATRON Ltd. : NC VERSION 10.5, GIVAT SHMUEL, ISRAEL 1998 [5] CIMATRON Ltd. : GPP10.5, GIVAT SHMUEL, ISRAEL 1998 [6] Cimpa, M. - Jandečka, K.: „Zlatá medaile na posledním Mezinárodním strojírenském veletrhu v Brně pro MCV500CNC“. Strojírenská výroba 11-12. PRAHA 1996 [7] Heidenhain.: „Příručka obsluhy, programování v DIN/ISO TNC 426, TNC 415B, TNC 407 “. DR. JOHANNES HEIDENHAIN GmbH, D-83301Traunreut, Deutschland [8] Heidenhain.: „Příručka obsluhy, programování v dialogu TNC 426, TNC 415B, TNC 407 “. DR. JOHANNES HEIDENHAIN GmbH, D-83301Traunreut, Deutschland [9] Holešovský, F, : Zpevnění broušeného povrchu a ovlivnění jeho únosnosti, Mezinárodní konference – ST Plzeň 2004, září 2004, Plzeň 2004 [10] Houša, J., a kol.: „Konstrukce číslicově řízených obráběcích strojů“.SNTL Praha, Praha 1985. [11] Jandečka, K.: „Technologie možnosti CAD/CAM systému Cimatronit“. Strojírenská výroba 7-8. PRAHA 1996 [12] Jandečka, K.: „CAD/CAM sytém Cimatronit a obrábění složitých prostorových ploch a tvarů“. Strojírenská výroba 11-12. PRAHA 1996 [13] Jandečka, K.: „Využití moderních CAD/CAM sytémů při programování NC strojů“. ZČU Plzeň, Plzeň 1996 [14] Jandečka, K., Česánek, J : „Výroba složitých tvarových ploch a minimalizace pracnosti v rámci dokončovacích operacích [15] Jandečka, K., Česánek, J : „Využití CAD/CAM systému Cimatronit při realizaci opracování složitých prostorových tvarů“. Mezinárodní konference - RTO 98, červen 1998, Košice 1998 [16] Jandečka, K., Česánek, J, König, J: „Návrh nové technologie dokončování složitých prostorových tvarů na NC strojích“. Interní výzkumná zpráva KTO - 1/04, ZČU v Plzni, Plzeň 2004 [17] Lukovics, I : Výkonné broušení nářadí, Mezinárodní konference – ST Plzeň 2004, září 2004, Plzeň 2004 [18] Ježek, F. : „Geometrické a počítačové modelování“. Ediční středisko ZČU Plzeň, Plzeň 1996.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 105 -

(c) 2014 UJEP



[19] Kohout, M. : „Diplomová práce - Analýza technologických funkcí NC modulu CAD/CAM systému Cimatron při tvorbě forem pro stříkání plastických hmot“. ZČU, Plzeň 1998. [20] Kožmín, P. : „Diplomová práce – Počítačová podpora automatizace pracovních cyklů u nových řezných nástrojů“. ZČU, Plzeň 1999. [21] Motl, K., Horák, J. : „Základy konstruování technologických zařízení pro obrábění", ZČU Plzeň, Plzeň 1995. [22] Sova, F. : „Automatizace výrobních procesů“. Ediční středisko VŠSE, Plzeň 1986 [23] Zelený, J.: „Rychlostní, suché a tvrdé obrábění ve stavbě a užití obráběcích strojů“, Technik 4/1998. [24] Žára, F. : „Počítačová grafika“. GRADA, Praha 1986 Abstract Article: Author:

Complex surfaces machining and their measurement for aerodynamic testing Jandečka Karel, Prof., MSc., Ph.D. Česánek Jiří, Assoc. Prof., MSc., Ph.D. Hnátík Jan, MSc., Ph.D. Workplace: Faculty of Mechanical Engineering, University of West Bohemia in Pilsen Keywords: aerodynamic, turbine blades, machining, CAD/CAM system, postprocessing The Department of machining technology of UWB in Pilsen solves a number of tasks in design machining technology of complex surfaces (blades, moulds, etc.) and postprocessors of CAD/CAM systems (Catia, Cimatron). It cooperates with a number companies in industry (Kovosvit, ŠKODA Power, Machine tools Pilsen, ISCAR, Hofmeister, etc.). Machining and the production of the turbine blades was result of cooperation with the Department of design of energy machines and devices. The turbine blades are very complex shapes and they can different shape of blade. Optimal design of blade shape can be task of research. The Department of design of energy machines and devices studies different shapes o blades and evaluates result according aerodynamics tests. One results of research is blade shape which is so called “banana” blades. These blades are made from aluminum alloy. Main task of technology design was: CAD/CAM model creation – from IGES data of profile sections. Next step – design machining technology of blade surfaces (machining by two sides of blade). Next step of design process is postprocessing (NC program design). The machining at milling centre MCV 750A (KOVOSVIT Sezimovo Ústí) was last step of turbine blades production. The shape of the turbine blades is relatively complicated surface. The blades were measured after the production by the 3 axis measuring machine LK G-90C. Then it was made an accuracy check of machined surfaces based on measured points. The technology of the blade production was modified on the basis of the knowledge mentioned in the article. The rigidity of the work piece was increased and a modification was done which protected the transposition of profile on the second side of the blade. A special fixture was designed and produced. By using this fixture the quality and precision of the machining was improved and the productivity of the blades production was meaningfully increased.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 106 -

(c) 2014 UJEP


ISBN 978-80-7414-679-4


- 107 -

(c) 2014 UJEP



Diagnostics of CNC machine tools in manufacturing process with laser interferometer technology Dr.Ing.Jerzy Józwik, Department of Production Engineering, Mechanical Engineering Faculty, Lublin University of Technology, Nadbystrzycka Street 36, 20-816 Lublin, Poland. E-mail: [email protected] Prof.Dr.Ing.Ivan Kuric, Department of Automation and Production Systems, Mechanical Engineering Faculty, University of Zilina, SK-010 01 Zilina, Slovak Republic. E-mail: [email protected] Prof.Dr.Ing.Milan Sága, Department of Applied Mechanics, Mechanical Engineering Faculty, University of Zilina, SK-010 01 Zilina, Slovak Republic. E-mail: [email protected] Ing.Paweł Lonkwic, The State School of Higher Education, The Institute of Technical Sciences and Aviation, 54 Pocztowa Street, 22-100 Chełm, Poland. E-mail: [email protected] The paper analyses the influence of the feed motion speed vf on the value of measured geometric errors of the four-axis vertical machining centre CNC FV-580A with the FANUC 0IMB numerical control system. The tests were conducted with LSP 30 Compact laser interferometer (by Lasertex). Examples of modern, laser diagnostic systems of numerically controlled CNC machine tools were characterised in the article. Self-tracking laser interferometer LaserTRACER, diagnostic appliance LaserTRACER-MT, laser interferometer with XL80 with environmental parameters’ measuring module XC80 and with heat sensors along with XR20-W calibrator were presented. Measurement results and their analysis were presented graphically in the form of diagrams and tables. The conclusion section comprises the discussion of the results, summary and deduction. Keywords: manufacturing, CNC machine tools, diagnostics, diagnostic systems, laser interferometer

1.

Introduction

Most of CNC machine tool as well as CMM coordinate-measuring machine diagnostic systems are contact systems with the measuring sensor which touches the test object with the use of balls (or other elements), e.g. QC 10 Ballbar, QC 20 Ballbar, R-test) [1, 2, 6-8, 14, 17-18]. In the case of large machine working spaces, owing to a local character of contact tests, the diagnostic measurement describing the whole of requested test space is required [13-14]. Each of these methods is characterised by a specified measuring uncertainty as well as measurement accuracy of the whole measuring-diagnostic track. A considerable amount of conducted tests heavily depends on measurement results. One of essential parameters influencing the test result is the feed motion speed during which the measurement is conducted. [3-5, 7] Non-contact test methods constitute an alternative to the contact ones. The largest group of diagnostic devices are interferometric appliances (laser interferometers, self-tracking interferometric lasers, etc) [3, 4, 7, 12-13]. Diagnostic tests of the geometric accuracy of CNC machine tools relate to both machine tools in service as well as brand new – factory manufactured machines [9]. Each of them, prior to reaching the recipient, is tested and examined. The fundamental constraint of stationery interferometer methods of the machine measurements is optic settings of an interferometer, which prove time-consuming, particularly in the machines of a machining range of over a few metres [3, 7, 8, 18]. Consequently, the ability to measure the whole machining axis and obtain information regarding errors at the full range of feeds constitutes an unquestionable advantage [15, 16, 17]. One of interesting solutions of the diagnostic devices of the CNC machine tools are self-tracking interferometric lasers, e.g. LaserTRACER and LaserTRACER-MT (Mechanical Tracking) [18]. They enable documenting the technical condition of machine tools, comparison and classification of various machine tools according to their ability to provide an adequate machining accuracy. The laser interferometers by Renishaw (e.g. XL80 with meteorological station XC80 and a XR20-W calibrator) and Lasertex (e.g. LSP-30 Compact with meteorological station) provide an example of popular and widely applied in the machining industry diagnostic systems for CNC machine tools [3-4,6-8]. The diagnostics of numerically controlled machine tools is particularly relevant in the case of industries operating with large machine parks. It allows proper work scheduling organised according to particular machine tools geometric accuracy. The knowledge of the geometric accuracy of machine tools allows transferring machining tasks requiring high quality to the machines which ensure high dimensional and shape accuracy of the workpiece [10, 11, 15, 16].

2.

Laser diagnostic systems of CNC machine tools

2.1 LaserTRACER and LaserTRACER-MT Self-tracking interferometric laser, LaserTRACER and LaserTRACER-MT by Etalon (Fig.1) is an example of a non-contact diagnostic system for CNC machine tools. In such a system, the laser beam automatically

ISBN 978-80-7414-679-4

- 108 -

(c) 2014 UJEP



follows the mirror. As a results, a distance measurement is taken at an exceptionally high accuracy in every direction and, simultaneously, at high measurement speed.

Fig. 1 Non-contact diagnostic system by ETALON: a) Self-tracking interferometric laser, LaserTRACER b) LaserTRACER-MT [17] LaserTRACER is a calibration and testing device for multi-axis CNC machine tools and 3D coordinatemeasuring machines (Fig. 1a). LaserTRACER cooperates and is controlled from the level of TRACK-CAL and TRACK-CHECK software. TRACK-CHECK software and LaserTRACER enables conducting roundness tests as per ISO 230-4 norm. It boasts a high accuracy of the turn centre which, in comparison to classic, commonly applied measuring devices provides a great advantage. The accuracy results from the usage of the reference ball in the LaserTRACER construction. The ball gives an extremely high accuracy of the turn centre. The ball has a shape deviation of a few nanometres and constitutes the reference for the device. As a result, all inaccuracies of the turn of the self-tracking interferometric laser are fully compensated. Additionally, LaserTRACER has a much more compact casing than classic devices. Fig. 2a presents a self-tracking interferometric laser LaserTRACER during axis calibration of CNC machine tool, and Fig. 2b presents a diagnostic LaserTRACER-MT device. a) b)

Fig. 2 Axis calibration of a CNC machine tool with the use of diagnostic devices: a) LaserTRACER, b) LaserTRACER-MT [17] Extended measurement uncertainty for the space feed LaserTRACER at k=2 amounts to 0.2 m/m÷0.3 m/m. The measurements are conducted at a 0.001 m resolution. The measuring range is 0.2÷15 meters. LaserTRACER was designed in cooperation with National Physical Laboratory – NPL from Great Britain and PTB. Another example of a diagnostics system of CNC machine tools of small and medium overall dimensions is LaserTRACER-MT (Mechanical Tracking), Fig. 1b and 2b. LaserTRACER-MT allows: conducting an increasingly widespread volumetric calibration of coordinate machines and machine tools, rotary table calibration, machine verification according to ISO 230-2, ISO 230-6 and roundness test ISO 230-4. LaserTRACER-MT applies a high resolution laser. A distance measurement is taken between two referential points with high accuracy. LaserTRACER-MT has mechanical slideways equipped with spherical telescope joints. In LaserTRACER-MT the laser beam He-Ne is sent to the system through a light pipe. It allows maintaining compact construction with simultaneous retaining temperature influence on the measuring system. 2.2 Laser interferometer XL80 with RX10 and XR20 (Renishaw) and LSP-30 (Lasertex) Fig. 3 presents laser interferometer XL80 with XR20 attachment and with the module for environmental parameter measurement XC80. Laser interferometer XL80 allows the measurement and deviation compensation of linear and angle positioning. Owing to the XR20-W attachment, angle deviations of the rotary tables of 5-axis machine tools can be measured with the use of XL80. Similarly to linear axes, the measurement is quick and the accuracy is higher than 1”/turn. The results of the measurement are presented as diagrams, according to IS0 2302, VDI, JIS, ASME, NMTBA, BS standards. What is more, the device enables dynamic measurement and interpretation of the measurement results for various methodologies (Fourier transform) [3,6, 25-31].

ISBN 978-80-7414-679-4

- 109 -

(c) 2014 UJEP



a)

b)

c) Fig. 3 Laser interferometer XL80 by Renishaw. a) during calibration in configuration to the displacement measurement (X-axis linear positioning) with the module of environmental parameters measurement XC80 and temperature sensors, b) an example of configuration to rotary axis measurement, c) XR20-W calibrator [18] XR20-W calibrator allows fast and easy wireless testing of CNC machines of various types (for instance 5axis centres or measuring machines). XR20-W calibrator allows evaluation of the positioning accuracy of rotary axes, with an accuracy of 1 arc second. XR20-W calibrator is equipped with a handle adapter – referred to as an adapter plate, a mounting ring, and a centration aid. It makes the system applicable to a variety of machines and devices. The configuration and the measurement procedure are controlled at a RotaryXL level software. The calibration process with the use of XR20-W system is fully automated. XR20-W calibrator is equipped with a motor-drive and data collection is synchronised with axis movement. The next article will present the results of

ISBN 978-80-7414-679-4

- 110 -

(c) 2014 UJEP



tests and calibration of the rotary axis with the analysis of uncertainty of the measuring track measurement. The use of Renishaw laser system provides non-contact reference measurement of high integrity. Fig. 4 presents laser interferometer LSP-30 Compact (by Lasertex), used for testing the axes of numerically controlled machine tools, as well as coordinate measuring machines. Laser interferometer LSP-30 Compact is a highly precise and universal measuring system, which enables checking geometric accuracy of machines and machine elements.

a)

b) Fig. 4 Laser interferometer LSP-30 Compact by Lasertex: a) laser, b) adjustment of interferometer optics [19] It allows, inter alia, single and bidirectional accuracy and repetitiveness of linear, pilgrim and pilgrim 2 positioning. In addition, it is possible to conduct tests of velocity, angle division, straightness and flatness.

3

Evaluation of the condition of a CNC machine tool with laser interferometer

The research goal is the analysis of the influence of the feed motion speed vf on the value of measured geometric errors of the 4-axis vertical machining centre CNC FV-580A with the numerical control system FANUC 0IMB (Fig. 5). The measured values of errors comprise: bidirectional positioning accuracy A, single directional positioning accuracy (forward A↑; backward A↓), bidirectional positioning repetitiveness R, single directional positioning repetitiveness (forward R↑; backward R↓), axis feedback value B and mean axis feedback value Bm. Acceptable values of the above mentioned parameters, as per PN-ISO 230-2, 1999, for linear axes feeds up to 2000 mm equal to respectively: A=0.022mm, A↑=0.016mm, A↓=0.016mm, R=0.012mm, R↑=0.006mm, R↓=0.006mm, B=0.010mm, Bm=0.006mm. In order to estimate the influence of the feed motion speed vf on the value of the measured geometric errors of the 4-axis vertical machining centre CNC FV-580A, the measurements were conducted at various values of the feed motion speed vf (50, 500, 2500, 5000, 10000, 24000 mm/min).

ISBN 978-80-7414-679-4

- 111 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 5 Vertical machining centre CNC FV-580A with (Lasertex) LSP-30 installed The measurements were conducted in heat stable conditions. Thermal stability was retained in the case of both the machine and measuring equipment. Stable measurement conditions were achieved by starting the machine and the measuring equipment at a sufficiently long time prior to measurement, as specified by the producer. These conditions regard average room temperature required, maximal amplitude and the frequency range of deviations from an average temperature and room gradient temperature. Optimum conditions for the measurement are 20oC temperature of the measuring equipment and the object. In order to meet this condition, the temperature of the selected set and testing equipment has to be controlled, which is provided by meteo stations cooperating integrally with the measuring device. Then, the measurement results take into account the changes of the environmental conditions during the measurement. In the factual conditions of the conducted experiment, the ambient temperature amounted to 22oC±0.4oC and the temperature of the base – the machine tool table 22oC±0.6oC. Humidity was at the 58÷60% level, and the pressure was maintained within 992.6÷993.2hPa. The tested machine tool FV-580A has got 3 numerically controlled linear axes (X, Y, Z) and one rotary axis. During the tests, the measurements were conducted for all 3 linear axes (X, Y, Z). The machining centre allows productive machining of the workpiece of complicated aluminium, steel and cast iron shapes. Fig. 5 presents the tested machine tool with the measuring system LSP-30 (Lasertex) mounted on the machine table. The complete measuring stand consists of: FV-580A CNC machining centre, laser head, laser interferometer, linear reflectors, meteorological station with 3 temperature sensors, humidity and pressure sensor, magnetic holders and a computer i.e. the system controller. Fig. 6 presents the adjustment of the measuring system LSP-30 during the measurement of particular numerically controlled axes X, Y, Z.

Fig. 6 The scheme of adjustment of the LSP-30 measuring system during the measurement of particular numerically controlled axes: a) the orientation of axis and the machine components, b) X-axis measurement, c) Y-axis measurement, d) Z-axis measurement

All of the tests were conducted without the machine’s load. During the tests of X, Y, Z linear axes, 6 placements located at every 80mm, put at the length of 1000mm were employed. At these placements the measurements were conducted according to the standard test cycle, that is, at least 3 times in each direction.

4

Test results and analysis

The measurements were conducted according to the PN-ISO-230-2 standard. It was assumed that every measuring cycle will be repeated 3 times and it will consist of 6 measuring points. Sample results for the X linear

ISBN 978-80-7414-679-4

- 112 -

(c) 2014 UJEP



axis are presented in Table 1, which, apart from the results of experimental tests for X-axis, includes as well the measurement conditions and acceptable values of the measured errors together with the compatibility value criterion (compatible value (equal or lower) with acceptable, incompatible value – higher than acceptable). Proper gained results were compiled for X and Y axes. As a result of measurements, the following values were obtained: bidirectional positioning accuracy A, single directional positioning accuracy (forward A↑; backward A↓), bidirectional positioning repetitiveness R, single directional positioning repetitiveness (forward R↑; backward R↓), axis feedback value B, and mean axis feedback value Bm. The equation (1) presents the value of the bidirectional positioning accuracy A of the numerically controlled X-axis (Fig. 7): A=max[Xm i↑+2si↑; Xm i↓+2si↓] – min[Xm i↑-2si↑; Xm i↓-2si↓]

(1)

The bidirectional positioning accuracy A is defined as a combination of bidirectional systematic deviations and the estimator of the standard bidirectional positioning uncertainty si including the use of the cover coefficient which equals 2. Equations (2), (3) present measured, during the measuring, values of single directional positioning accuracy of the X-axis, forward A↑; backward A↓. A↑=max[Xm i↑+2si↑]– min[Xmi↑+2si↑]

(2)

A↓=max[Xm i↓+2si↓] – min[Xm i↓-2si↓]

(3)

Equation (4) presents bidirectional positioning repetitiveness R (Fig. 8): R = max [Ri]

(4)

where Ri is bidirectional positioning repetitiveness at a particular placement, described as an equation (5): Ri= max[2si↑+2si↓+|Bi|; Ri↑; Ri↓]

(5)

while Bi is the feedback value at a particular location, described as an equation (6): Bi= Xm i↑- Xm i↓

(6)

And parameters Ri↑and Ri↓ represent single directional positioning repetitiveness at a particular location, assigned from relation (7) and (8): Ri↑=4si (7) (8) Ri↓=4si Equation (9) presents axis feedback value (Fig.8): B=max[|Bi|]

(9)

The axis feedback value B is defined as the highest absolute feedback value |Bi| at all locations given along or around the tested numerically controlled axis. The feedback value at a certain location - Bi is the difference between average single directional positioning deviations obtained at an overrun from two directions to Pi location. While single directional positioning repetitiveness, at a certain location, R↑ and R↓ equals the range of the widened uncertainty of deviations of the single directional positioning at a Pi location including the use of cover coefficient 2. The bidirectional positioning repetitiveness R can be described as the highest value of the positioning repetitiveness at a certain location Pi - along or around the axis placement. The results of the measurement of the chosen numbers are presented graphically (Fig. 7÷ Fig. 9).

ISBN 978-80-7414-679-4

- 113 -

(c) 2014 UJEP



Table 1 Results of the parameters measurements in X-axis [3] Machine: FV 580A Measuring system: Laser Interferometer LSP 30 Compact by Lasertex Tolerance

50 0.0278

X-axis Number of measuring points: 6 Points distance: 80mm Feed motion speed vf [mm/min] 500 0.0248

2500 5000 A [mm] 0.0216 0.0232 Bidirectional positioning acceptable value A [mm] 0.022 accuracy compatibility value criteri- incompa- incompa- compati- incompaon tible tible ble tible A↑ [mm] 0.0278 0.0248 0.0216 0.0232 A↓ [mm] 0.0268 0.0224 0.0193 0.0188 Single directional positioning acceptable value 0.016 accuracy (forward / baA↑, A↓ [mm] ckward) compatibility value crite- incompa- incompa- incompa- incomparion tible tible tible tible R [mm] 0.0096 0.0094 0.0091 0.0090 Bidirectional positioning acceptable value R [mm] 0.012 repetitivness compatibility value crite- compati- compati- compati- compati-

10000 0.0216

24000 0.0212

compati- compatible ble 0.0216 0.0212 0.0195 0.0179 incompa- incompatible tible 0.0081 0.0086

compati- compatirion ble ble ble ble ble ble R↑ [mm] 0.0057 0.0032 0.0034 0.0029 0.0039 0.0026 R↓ [mm] 0.0054 0.0043 0.0034 0.0025 0.0034 0.0027 Single directional positioning acceptable value R↑, R↓ 0.006 repetitivness (forward / ba[mm] ckward) compatibility value criteri- compati- compati- compati- compati- compati- compation ble ble ble ble ble ble B [mm] 0.0066 0.0068 0.0065 0.0068 0.0061 0.0064 Axis feedback value

acceptable value B [mm] 0.010 compatibility value criteri- compati- compati- compati- compati- compati- compation ble ble ble ble ble ble B [mm] 0.0038 0.0042 0.0039 0.0040 0.0037 0.0037

Mean axis feedback value

acceptable value B [mm] 0.006 compatibility value criteri- compati- compati- compati- compati- compati- compation ble ble ble ble ble ble oC 22.17 22.15 22.35 22.37 22.39 22.40 oC 22.28 22.25 22.53 22.56 22.57 22,58 % 60 60 58 58 58 58 hPa 993.2 993.3 992.6 992.6 992.6 992.6

Air temperature Base temperature Humidity Pressure

Fig. 7 presents the bidirectional positioning accuracy A. Fig. 8 presents the bidirectional positioning repetitiveness R, and Fig. 9 – B feedback value of axis. All of these numbers were presented in the function of the feed motion speed vf. On the basis of Fig. 7 analysis, it can be remarked that the parameters of the Y-axis at the whole range of speed fit into the 0.022 mm tolerance, and the X-axis parameters fit only into 2500 mm/min, 10000 mm/min and 24000 mm/min speeds. For the feed speed vf=50 mm/min, bidirectional positioning accuracy exceeds the tolerance limit by 0.0058 mm, and for the feed motion speed vf=500 mm/min by 0.0028 mm and for vf=5000 mm/min the tolerance limit was exceeded by 0.0012 mm.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 114 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 7 The process of changes of the bidirectional positioning accuracy A for X, Y and Z axes [3] The process of changes of the bidirectional positioning accuracy A for Z-axis at the whole range of changes of the feeds exceeds the acceptable limit value. Moreover, from the presented graphic characteristic (Fig.7) results the nonlinear dependency of the bidirectional positioning accuracy A in the function of the feed motion speed vf. It has to be stated that in the scope of the change of the vf=500÷10000 mm/min parameter, these nonlinearities have a much more intense character than over the feed value of vf>10000 mm/min. At the feed of vf=10000÷24000 mm/min the processes of changes of the bidirectional positioning accuracy A can be described as the straight line equation. The curve for the X-axis at the initial stage differs significantly from the process of the bidirectional positioning accuracy A in X and Z axes, which follow a similar procedure. It must be noted that the meteorological conditions for all measurements were constant and appropriate for all tested axes. The temperature did not change by more than 0.6oC, humidity changed only by 4%.\ and the pressure changed by the maximum value of up to 0.6 hPa. The presented characteristic of changes of the bidirectional positioning repetitiveness R in X, Y and Z axes takes similar process as in the case of the bidirectional positioning accuracy A (Fig. 8). After the analysis of results (Fig. 8), it can be noted that the bidirectional positioning repetitiveness - R does not exceed acceptable values for all axes and at all set feed motion speeds vf. It has also been stated that the curve run for the Z-axis differs significantly from the run of other curves. The curve of the bidirectional positioning repetitiveness - R is characterised by the nonlinearity at the range of the feeds vf=500÷10000 mm/min, and for vf >10000 mm/min, the process of changes of the bidirectional positioning repetitiveness takes linear character of changes. Small gradient of linear process of changes of the positioning repetitiveness and accuracy appears to confirm insignificant impact of the feed motion speed vf on the result of the measurement.

Fig. 8 The change of the bidirectional positioning repetitiveness R of X, Y and Z axes [3]

ISBN 978-80-7414-679-4

- 115 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 9 The process of changes of the axis feedback value B for X, Y and Z axes [3] The axis feedback value B, whose process of changes in the function of the feed vf is presented in the Fig. 9, does not exceed the acceptable value in all the range of the argument change of the tested function. The diagram demonstrates that the parameter of the axis feedback value B for X-axis is significantly higher than for Y and Z axes. The reason for this may be the same length of the tested X-axis – which is the longest axis, both relatively to Y and Z axes. Consequently, the value of the reflexive clearance influences the result of the measurement in the X-axis direction. The processes of the changes of the axis feedback value B above the feed value of vf =10000 mm/min, take the character of changes which is similar to the linear one with a small gradient degree, which means insignificant influence of the feed on the result of the measurement of errors. Below the feed motion speed vf [3] FOREJT, M., PÍŠKA, M. Teorie obrábění, tváření a nástroje. 1.vyd. Brno: Akademické nakladatelství CERM, 2006. 225 s. ISBN 80-2374-9. [4] GREENWOOD, N., N., EARNSHAW, A. Chemie prvků I. Informatorium, Praha 1993, 793 s. ISBN 80-85427-38-9. [5] HOLEŠOVSKÝ, F.; JERSÁK, J. aj., Terminologie obrábění a montáže - 1. vyd. Ústí nad Labem: Universita J. E. Purkyně, ÚTŘV, 2005, Kapitola: Teorie a technologie obrábění, s. 7-66, ISBN 80-7044616-1. [6] KOCMAN, K. Aktuální příručka pro technický úsek :Svazek 7. Obrábění. Praha: Dashöfer,2001. ISBN 80-902247-2-5. [7] Kocman, K.; Prokop, J. Technologie obrábění - 2. vyd., Brno: Akademické nakladatelství CERM Brno, s.r.o., 2005; 270 s., ISBN 80-214-3068-0. [8] KROUPA, A. Kryogenní technologie chlazení reaktorů a vymrazování VOC pro chemii a farmacii. Chemagazin [online]. 2009/3 [cit. 2013-09-30]. Dostupné z: [9] Leinveber, J.; Řasa, J.; Vávra, P. Strojnické tabulky, Praha: Scientia, spol. s.r.o. [10] LONTECH, Vírové trubice [online]. Lontech.cz .

[cit.

2013-08-09].

Dostupné

z

[11] MÁDL, J.; HOLEŠOVSKÝ, F. Strojírenská technologie pro moderní výrobu - 1. vyd. FVTM : UJEP Ústí n. Labem. 2010. 56s. ISBN 987-880-7414-218-5. [12] MM SPECTRUM, Následné doladění pro obráběcí stroje. MM spektrum [online]. 2012/10 [cit. 201308-09]. Dostupné z < http://www.mmspektrum.com/novinka/nasledne-doladeni-pro-obrabecistroje.html >.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 211 -

(c) 2014 UJEP



[13] MM SPECTRUM, Obrábění za sucha – ano, či ne? MM spektrum [online]. 2001/11 [cit. 2013-09-11]. Dostupné z < http://www.mmspektrum.com/clanek/ucinek-rezneho-prostredi-na-trvanlivost-britu.html >. [14] MM SPECTRUM, V budoucnosti budou težce obrobitelné materiály obráběny za velmi nízkých teplot. MM spektrum [online]. 2012/6 [cit. 2013-08-09]. Dostupné z < http://www.mmspektrum.com/novinka/v-budoucnosti-budou-tezce-obrobitelne-materialy-obrabeny-zavelmi-nizkych-teplot.html >. [15] PAGÁČ, M. Walter představil na veletrhu EMO kryogenní chlazení. Průmysl.cz [online]. 2013 [cit. 2013-10-05]. Dostupné z < http://www.prumysl.cz/walter-predstavil-na-emo-kryogenni-chlazeni/ > [16] PAZDERA, J. Oxid uhličitý v roli ochrance životního prostředí. Osel.cz [online]. 2005 [cit. 2013-1005]. Dostupné z < http://www.osel.cz/index.php?obsah=6&akce=showall&clanek=1216 > [17] Petřík, V. Využití různých systémů chlazení pro obrábění materiálů, Diplomová práce, UTB ve Zlíně, 2011. [18] POPOV, A. Obrobitelnost materiálů a řezivost řezných nástrojů (podklad pro výuku Teorie obrábění), [cit. 3. května 2013], dostupné na http://www.technomat.cz/data/katedry/kom/KOM_TO_ PR_13_CZE_Popop_Obrobitelnost_materialu_a_rezivost_reznych_nastroju.pdf. [19] ŘASA, J.; GABRIEL, V. Strojírenská technologie 3 - 1. díl - Metody, stroje a nástroje pro obrábění. 1. vyd. Praha: Scientia, spol. s.r.o., 2000. 256s. ISBN 80-7183-207-3. [20] VODIČKA, J. Kryogenní chlazení při obrábění. Ininet [online]. 2011 [cit. 2013-09-30]. Dostupné z < http://www.ininet.cz/index.php?option=com_content&view=article&id=44:kryogenni-chlazenipriobrabeni&catid=7:clanky&Itemid=14 > [21] ZEMAN, P. Účinek řezného prostředí na trvanlivost břitu. MM spektrum [online]. 2005/12 [cit. 201309-11]. Dostupné z < http://www.mmspektrum.com/clanek/ucinek-rezneho-prostredi-na-trvanlivostbritu.html >.


ASSESSMENT OF THE EFFECT OF PROCEDURAL GASES IN THE MILLING TECHNOLOGY Ledvina Miloslav, MSc.; Karasek Jiri, MSc.; Dvorackova Stepanka, MSc. Ph.D. Department of Machining and Assembly, Faculty of Mechanical Engineering, Technical University of Liberec milling, gas cooling, cutting force, tool durability, accuracy

This article is aimed at assessing the effect of advanced methods of cooling process gases during milling technology on the resulting surface quality of the workpiece and the tool durability. Milling by using liquefied CO2 and subcooled air supplied through the vortex tube was compared with a milling without process medium (reference conditions). In assessing the effect of process gases were monitored forces, tool durability, the rate of cooling of the machined layers of material, surface quality and dimensional accuracy. During the experiments was used device as the piezoelectric dynamometer KISTLER, the evaluation unit PP65, profilometer Surftest Mitutoyo SV-2000N2, tool microscope Carl Zeiss - Jena. The issue was addressed in the project TACR - TA03010492. The effect of both process gases to the cutting forces was evident when evaluating, but milling using subcooled compressed air (vortex tube - VT) showed lower values of forces Fy and Fz than milling using CO2. Only value of force Fx was lower by using CO2. Both gases had a positive effect on the reduction of cutting forces. The second measured parameter was the tool durability, where VT and CO2 had waveform of wear very similar and the final VBmax was different by only 0,01 mm. Also was tested the effect of temperature to the workpiece during the milling process. Mainly the surface quality was determined, which is defined by the surface roughness and dimensional accuracy. The output of the temperature measurement was a graphic record and the table of values for all applied environments. The resulting values of surface roughness parameters show that subcooling of the workpiece during milling has a negative effect on the resulting surface quality of the workpiece. The greater subcooling was achieved, the worse surface roughness parameters were measured. In assessing the dimensional accuracy is impossible to say the same clearly final verdict. In the groove depth was achieved the most accurate result without cooling of the workpiece, but in the groove width was achieved the most accurate result by using liquefied CO2, thus at the maximum subcooling of the workpiece. Overall, the highest rated process gas in the examined parameters was subcooled compressed air applied by the vortex tube (Cold Air Gun).

ISBN 978-80-7414-679-4

- 212 -

(c) 2014 UJEP



Quality evaluation of surface layer in highly accurate manufacturing

Stanislaw Legutko, Faculty of Mechanical Engineering and Management, Poznan University of Technology, 3 Piotrowo Street, 60-965 Poznan, Poland. [email protected] Grzegorz Krolczyk, Faculty of Production Engineering and Logistics, Opole University of Technology, 76 Prószkowska Street, 45-758 Opole, Poland. [email protected] Jolanta Krolczyk, Department of Biosystems Engineering, Opole University of Technology, 76 Prószkowska Street, 45758 Opole, Poland. [email protected] Precise characterization of surface topography is very important in many engineering industries. This paper describes potential possibilities of using optical 3D (three dimensional) measurement methods in surface metrology. Surface integrity describes the status and attributes of the machined surface. This paper presents possibilities of using and measurements of surface integrity, namely the surface topography and the physical parameters of which are analysis of microstructure and microhardness of the surface layer.

Key words: machining, optical microscopy, surface morphology, topography

1 Introduction The accuracy of finished parts after machining is defined as the elimination of dimensional deviations , the deviation of surface roughness, geometric shape and position. Geometrical accuracy obtained after finishing machining is usually the most important from the point of view of functional properties of components used in all areas of industry. The most important factor affecting the geometric accuracy is the accuracy of the machine tool, cutting tool and machining parameters [1]. The quality of machining should not affect the type of fixing and clamping, provided that the clamping force will not cause deformation of the elements. According to Smith [2 ] mechanisms occurring during machining are so complicated that you cannot state clearly whether a workpiece to be cut "good" or "bad". According to Mahovic Poljacek et al. [3], a precise characterization of surface topography is of prime importance in many engineering industries. According to Klocke et al. [4], surface quality is of major importance for the in-use component. To ensure better surface integrity and surface quality, special attention must be paid to when choosing cutting parameters [5, 6], tool material and geometry [7] and wedges coatings [8].

2 Trends in Measurement Technology The last half century of geometrical aspects of surfaces metrology was extremely rich in events related to equipment’s design as well as data treatments dealing with parameters and standardized rules. Therefore it is difficult, pretentious and also dangerous to tempt the reliable prediction a fortiori to be counterpart of the 12th International Conference on Metrology and Properties of Engineering Surfaces. Specific contributions of British, German, United States of America, Russian, French and Polish schools caused considerable progress of techniques of measurement, methods of characterization with development of European Union and International standards [9]. Despite a great development of optical and other techniques a tactile profilometer is still the most common roughness measuring device in mechanical industry. Yet, since Abbott and Firestone’s [10] construction from 1933 it has gone a long way. First of all modern software allows computing of approximately 300 parameters of roughness profile and dozens of topography parameters. Roughness can be measured on 200 mm length and 100 mm width with the deviation of guide equal to the fraction of micrometers, and further software support of accuracy can be applied. In this case the slide is measured by a laser interferometer and its errors are collected in the microprocessor’s system and used for the correction of indication. Besides the measuring instruments often offer simultaneously measurement of roughness and outline with greater range – even above 2 mm with 0.6 nm resolution. The interesting element of this device is a probe – magneticically fixed, which prevents damage (break), because during any impact or overload of the part, the diamond needle is separated from the body on a three points magnetic holder [9]. Optical methods like stylus methods require the isolation of devices from the external environment. Both thermal effects and vibrations change influence on reliability of the result. Very careful cleaning of the sample surface is necessary from the point of view of industrial application. However measurements based on a stylus profilometer in 3D surface topography of the surface are time consuming, which is a significant limitation. A possibility of overcoming this inconvenience is spiral sampling [11] (see Fig. 1).

ISBN 978-80-7414-679-4

- 213 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 1. Application of spiral sampling [11] The last ten years of surface metrology was rich for purchasing devices allowing precisely define the quality of the surface. Particular attention is paid to creative process of new sensors for explicit applications in terms of better or less known transfer functions due to materials natures and range of topographical features. The 3D measurement of technical surfaces is a crucial part in checking and controlling the properties and the function of materials or engineering parts. Traditionally 3D measurements have been performed merely by tactile devices but new devices use optical system with vertical scanning. Therefore the optical methods have been described in-depth in the scientific literature, e. g. in Bennett’s [12, 13] Tiziani’s [14], Leonhardt’s [15] and others articles. New solutions have introduced CCD lines and arrays to detect the light signal, used i.e. in light scattering methods. These techniques can be used successfully in roughness measurements in preventive inspection, and their vertical measuring range reaches one micrometer. The specimen is placed onto the motorized stage and is illuminated with modulated white light. The coaxial white light is provided by a light source delivered through a beam splitter to a series of selectable, infinity-corrected objectives contained in a six-place nosepiece. The specimen’s reflected light is projected through the beam splitter onto a color digital sensor. Optical measurement devices have become increasingly popular in view of their ability to perform area based measurements which are a prerequisite for many powerful surface texture parameters. Undoubted advantage of optical devices is that they operate in a non-contact way and therefore do not damage the surface. In the field of optical surface metrology many technologies have become increasingly popular recently. Among them are methods based on white light interferometry, phase shifting interferometry, structured light techniques, chromatic probe microscopy, confocal laser scanning microscopy CLSM, scanning electron microscopy SEM and atomic force microscopy AFM. Some important of these new methods are presented below [16]. The principle of operation of each described technique is briefly detailed within the following sub-sections and Table 1 provides an overview of the relevant details for the systems. The figures provided in Table 1 are all quoted from manufacturers’ technical specifications and therefore, do not show consistent accuracies due to the necessary grouping of systems within the scientific principles [16]. Vertical Scanning Interferometer A beam of white light from the source initially passes through a neutral density filter preserving the short coherence length of the white light. A beam splitter then separates the beam into two parts; directing one part towards the sample via an objective lens and interferometer, and the other onto a reference mirror. Recombination of the two reflected beams forms a high contrast pattern of interference fringes when the waves are in phase i.e. when the sample surface is in focus. The fringes appear as bands of light and dark that connect points of equal height. Their number and spacing is determined by the relative tilt between the sample and surface mirror. Due to the short coherence of the filtered light source, only shallow depths of field are in focus, hence the sensor head must scan over a vertical height range. This generates a series of interference patterns, which are captured by a charge-coupled device (CCD) camera to produce interferograms. The interferograms are then analysed by a computer program to determine the surface height at each pixel through the measurement of fringe coherence. The software can then output various graphical representations of the surface including a topographic 3D model. The principle of vertical scanning is presented in Fig. 2. Unfortunately, the resolution of VSI is in the nanometers range, not in fractions of nanometers.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 214 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 2. Principle of a vertical scanning interferometry [17] Point Laser Profilometers These sensors typically use a triangulation or confocal method to acquire displacement measurement data on a CCD. Two of the systems evaluated use the triangulation method and the other two employ the confocal method. The latter method is a more recently developed system and has the advantage of tolerating changes in surface colour without calibration [18]. The triangulation method focuses the laser beam onto the surface of the sample using a lens. The relative position and intensity of the resultant beam spot is detected by a CCD in the sensor head. This information is used measure the topography of the sample by computing the coordinate position of the beam spot as it traverses or scans the sample. The laser within the confocal sensor head is focused upon the sample by a vibrating objective lens. When the sample surface is in focus, the reflected beam converges through a pinhole and strikes the CCD. The position of the objective lens enables the height (in the z-axis) to be determined; out of focus light does not enter the pinhole or reach the CCD. Only one of the systems enabled a choice in the magnification of the objective lens, which utilised throughthe-lens (TTL) focusing. Confocal Microscopes This technique employs a similar principle to that of the confocal point laser profilometers in that it combines the ability of the optical microscope to use inter-changeable objective lenses to achieve greater magnification and surface resolution. Of the two systems tested, one used a laser light source while the other used white light. The white light system also employed a multi-pinhole principle, rather than a single pinhole, on a rotating disk within the microscope. This spinning or Nipkow disk has pinholes arranged in a spiral shape. The multiple pinholes enables the microscope to effect a scanning multiple light source to expand the analysis area to that of the objective lens field of view. Focus-Variation Microscope This microscope uses an operating principle that combines the small depth of field of an optical system with vertical scanning function to collate images and depth information over a large depth of field. Images with almost 1000 times greater depth of field can be imaged in comparison to a conventional light microscope. The light source is modulated white light that travels to the sample surface via a beam splitter and an infinity-corrected objective. The reflected light is then projected back through the beam splitter onto a colour CCD. At each vertical scanning height an image is captured and for each position on the object sharpness is calculated. It is the variation in sharpness that is used to extract the depth information and generate a 3D model of the surface. Table 1. Chosen optical 3D measurement systems [16] Vertical Scanning Interferometer Light Source Objective Lens Magnification Working Distance

ISBN 978-80-7414-679-4

Point Laser Profilometers

Confocal Microscopes

Focus – Variation Microscope

White light

Laser

Laser or White light

White light

1x to 50x

Typically N/A (TTL 0.5x to 2.0x)

10x to 100x

10x to 100x

7.4 (at 10x)

4 to 38

10.1 to 0.3

23.5 to 3.5

- 215 -

(c) 2014 UJEP



(mm) Resolution (µm) Vertical

0.03

0.01 to 0.05

0.01 to 0.001

0.1 to 0.01

Resolution (µm) Lateral

Not stated

1 to 30

3.1 to 0.12

1.1 to 0.4

Max. Surface Angle (°)

13.1 (higher for nonspectacular surfaces)

70

70 (85 in future)

90

3 Examples of applications This paper focuses on measurement techniques and their possibilities of using in surface metrology in Research and Production. All examples presented in this paper were performed using Infinite Focus Measurement Machine (IFM). IFM is an optical 3D measurement device which allows the acquisition of datasets at a high depth of focus. IFM used to measure Focus-Variation method. This method uses an operating principle that combines the small depth of field of an optical system with vertical scanning function. Images made by IFM has 1000 times greater depth of field in comparison to a conventional light microscope. The light source is white light that travels to the sample surface via a beam splitter and an infinity-corrected objective. Optical 3D measurement systems are successfully used as tool measurement devices for cutting wedge measurement, as roughness measurement devices and as form measurement devices in high resolution. The surface topography is commonly used to analyze surfaces after different types of machining – typical/conventional [19, 20] and unconventional [21-25]. Fig. 3 shows a surface after conventional and unconventional cutting.

b)

a)

Fig. 3. Surface morphology: a) after conventional cutting, b) after unconventional cutting Topographic analysis of the surface is also used in Failure Analysis. With use of this method the surface of a machine parts is tested at different stages of failure (Fig. 4 - corrosion analysis, fracture science, surface damage).

a)

b)

c)

Fig. 4. Surface morphology of a) corrosion analysis, b) fracture, c) surface damage Using a 3D Optical measurement method one can perform measurements of material properties such as surface hardness. Hardness measurements on the micro scale, we are able to read measuring cavity made by the diamond indenter. This measurement method enables the visualization of the measured shape and because of the possibility of high

ISBN 978-80-7414-679-4

- 216 -

(c) 2014 UJEP



magnification - precise quantitative assessment of even two-phase structures also. Figure 5 shows the trace of the indenter on the surface of a two-phase ferritic - austenitic duplex steel. Furthermore, the optical analysis allows the precise measurement of the bottom of indentations due to possible rotation of the virtual sample.

Fig. 5. Trace the indenter on the surface of duplex steel (dark: ferrite, bright: austenite) Probably the most common form of use of a 3D Optical measurement method is the possibility of its to use in quantitative analysis of the surface quality, such as the profile roughness analysis (Figure 6) and load capacity curves - Abbott - Firestone curves) (Fig. 7) depending on the various machining conditions.

Fig. 6. Surface roughness profile

Fig. 7. Load capacity curve Another very often represented in scientific publications [26-29] form of using optical 3D measurement method is analyzing the wear of cutting wedges. Thanks to the possibilities offered by optical measurement there is possible to analyze problems related to the tool wear mechanism (Fig. 8).

ISBN 978-80-7414-679-4

- 217 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 8. Topography of the tool point wear

4 Conclusions The paper presents selected possibilities of using optical measurement methods for the analysis of surface topography. Analysis of surface topography is gaining popularity both in research and in the design and control in the practice of manufacturing companies. Increasing the competitiveness of companies in the global market and the availability of high-tech measuring devices promotes the pursuit of further areas of application in industry and research opportunities. Optical 3D measurement methods of surface topography replace traditional methods of measurement of touch with the stylus. Among other things, this is due to the fact that the optical methods capable of performing much faster measurements and minimize the limitations associated with the shape of the surface.

References [1] Bana, I. V. (2006). Manufacturing of High Precision Bores. Netherlands. [2] Smith, G. T. (2008). Cutting Tool Technology. Industrial Handbook. London, Springer –Verlag. [3] Mahovic Poljacek, S.; Risovic, D.; Furic, K.; Gojo, M. (2008). Comparison of fractal and profilometric methods for surface topography characterization, Applied Surface Science, 254, 3449–3458. [4] Klocke, F.; Settineri, L.; Lung, D.; Claudio Priarone, P.; Arft, M. (2013). High performance cutting of gamma titanium aluminides: Influence of lubricoolant strategy on tool wear and surface integrity, Wear, 302, 1-2, 1136-1144. [5] Krolczyk, G.; Legutko, S.; Stoić A. (2013). Influence of cutting parameters and conditions onto surface hardness of duplex stainless steel after turning process, Tehnički Vjesnik - Technical Gazette, 20, 6, 1077-1080. [6] Krolczyk, G.; Legutko, S. (2013). The machinability of duplex stainless steel – solutions in practice, Manufacturing Technology, 13, 4, 473 - 478. [7] Krolczyk, G.; Gajek, M.; Legutko, S. (2013). Effect of the cutting parameters impact onto tool life in duplex stainless steel turning process, Tehnički Vjesnik - Technical Gazette, 20, 4, 587-592. [8] Krolczyk, G.; Legutko, S.; Raos, P. (2013). Cutting wedge wear examination during turning of duplex stainless steel, Tehnički Vjesnik - Technical Gazette, 20, 3, 413-418. [9] T. G. Mathia, P. Pawlus, M. Wieczorowski (2011). Recent trends in surface metrology, Wear, 271, 494–508. [10] E. J. Abbott, F. A. Firestone, (1933). Specifying surface quality, Mech. Eng., 55, 569–572. [11] M. Wieczorowski, (2001). Spiral sampling as a fast way of data acquisition in surface topography, Int. J. Mach. Tools Manuf., 41 2017–2022. [12] J. M. Bennett, (1991). Overview: sensitive techniques for surface measurement and characterization, Proc. SPIE, 1573 152–158. [13] J.M. Bennett, (1992). Recent developments in surface roughness characterization, Meas. Sci. Technol., 3 1119– 1127.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 218 -

(c) 2014 UJEP



[14] H. J. Tiziani, (1989). Optical methods for precision measurements, Opt. Quant. Electron., 21 256–282. [15] K. Leonhardt, et al., (1988). Optical methods of measuring rough surfaces, Proc. SPIE, 1009 22–29. [16] Rachel S. Bolton-King, J. Paul O Evans, Clifton L. Smith, Jonathon D. Painter, Derek F. Allsop and Wayne M. Cranton, (2010). What are the Prospects of 3D Profiling Systems Applied to Firearms and Toolmark Identification? AFTE Journal, 42, 1, 23-33. [17] J. C. Wyant, (2009). Optical Testing and Testing Instrumentation, College of Optical Sciences, University of Arizona. [18] Yoshizawa, T., (2009). Handbook of optical metrology: Principles and applications, CRC Press, Boca Raton, Florida, USA. [19] Dosbaeva, G.K.; Veldhuis, S.C.; Elfizy, A.; Fox -Rabinovich, G.; Wagg, T. (2010). Microscopic Observations on the Origin of Defects During Machining of Direct Aged (DA) Inconel 718 Superalloy, Journal of Materials Engineering and Performance, 19, 8, 1193-1198. [20] Veldhuis, S.C.; Dosbaeva, G. K.; Elfizy, A.; Fox-Rabinovich, G. S.; Wagg, T. (2010). Investigations of White Layer Formation During Machining of Powder Metallurgical Ni-Based ME 16 Superalloy, Journal of Materials Engineering and Performance, 19, 7, 1031-1036. [21] Grzesik, W.; Kiszka, P.; Kowalczyk, D.; Zak, K.; Rech, J. (2014). Investigation of the machining process of spheroidal cast iron using cubic boron nitride (CBN) tools, Metalurgija, 53, 1, 33-36. [22] Stępien, P. (2011). Deterministic and stochastic components of regular surface texture generated by a special grinding process, Wear, 271, 3–4, 3, 514–518. [23] Hloch, S.; Valíček, J.; Kozak, D. (2011). Preliminary results of experimental cutting of porcine bones by abrasive waterjet, Tehnicki Vjesnik - Technical Gazette, 18, 3, 467-470. [24] Boud, F.; Carpenter, C.; Folkes, J.; Shipway, P.H. (2010). Abrasive waterjet cutting of a titanium alloy: The influence of abrasive morphology and mechanical properties on workpiece grit embedment and cut quality, Journal of Materials Processing Technology, 210, 15, 2197–2205. [25] Makedonski, A. (2011). Unconventional machining method for enhancing the durability of tools and strength of the specimens bonded, Manufacturing Technology, 11, 49-55. [26] Celik, A.; Yaman, H.; Turan, S., Kara, A.; Kara, F. (2014). Effect of heat treatment on green machinability of SiAlON compacts, Journal of Materials Processing Technology, 214, 4, 767–774. [27] Karandikar, J. M.; Abbas, A.E.; Schmitz, T.L. (2014). Tool life prediction using Bayesian updating. Part 1: Milling tool life model using a discrete grid method, Precision Engineering, 38, 1, 18-27. [28] Krolczyk, G.; Legutko, S.; Gajek M. (2013). Predicting the surface roughness in the dry machining of duplex stainless steel, Metalurgija, 52, 2, 259-262. [29] Náprstková, N.; Svobodová, J.; Cais, J. (2013). Influence of strontium in AlSi7Mg0.3 alloy on the tool wear, Manufacturing Technology, 13, 3, 368-373.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 219 -

(c) 2014 UJEP



Evaluation of the mechanical properties samples printed by FDM method Miloslav Linda, Ing., Department of Electrical Engineering and Automation, Faculty of Engineering, Czech University of Life Sciences in Prague, E-mail: [email protected]. Miroslav Müller, Asc. Prof., Ing., Ph.D., Department of Material Science and Manufacturing Technology, Faculty of Engineering, Czech University of Life Sciences in Prague, E-mail: [email protected]. Rostislav Chotěborský, Asc. Prof., Ing., Ph.D., Department of Material Science and Manufacturing Technology, Faculty of Engineering, Czech University of Life Sciences in Prague, E-mail: [email protected]. To ensure optimal conditions of instruction in technical subjects it is fundamental to have laboratory trainings where students learn methods of the material measuring and they get pieces of knowledge about a test equipment. Financial cost of samples leads to minimizing laboratory trainings. It can be solved by fused deposition modelling (FDM). The aim the research was to test a possibility to use test samples made by means of FDM method for an implementation within the practical training. Within the research two standard materials determined for FDM (that means ABS plastic and PLA) were used. Test samples were made / printed by a printer EASY3DMAKER with using a software G3DMAKER. Test of an abrasive wear, a hardness Shore D measurement, a tensile strength and an impact strength were carried out for verifying a functionality of the test samples printed by FDM method for laboratory experiments. Keywords: laboratory training, testing, research, fused deposition modeling

1 Introduction Teaching students of technical fields for industry is essential and desirable [1, 2]. To ensure optimal conditions of instruction in technical subjects it is fundamental to have laboratory trainings where students learn methods of the material measuring and they get pieces of knowledge about a test equipment. In many cases, the present trend leads to the minimization of practical training and it is focused on theoretical lessons. The typical reasons are financial and capacity one. The cost of producing test samples can be currently addressed using fused deposition method FDM. With minimal financial cost these methods of the FDM are able to prepare sufficient quantities of specimens for a practical experiment within the laboratory training. To understand the mechanical testing often it is sufficient only to demonstrate. This is possible to use specimens produced by FDM. A similar beneficial the problems is not only to in teaching but it is also in practice and the application of virtual reality technology [3]. In part of the technical disciplines relate to the production of specimens, especially courses focused on material properties eg. static tensile test, creep test, Charpy impact test, wear test, etc. In the production of such standardized test samples is carried out many manufacturing operations as turning, milling, grinding, etc.[4, 5, 6, 7, 8]. The above operations are costly and time-consuming [5, 6]. Within the framework the practical training and the associated significant consumption of test specimens are particularly problematic laboratory practice which is focused on measuring Brinell, Vickers, Rockwell, Shore A, Shore D and testing hardenability, heat treatment of steels - quenching, tempering. The opposite problem is characterized of the practice focused on tensile test, impact test according to Charpy and determination of resistance to abrasion on the device with rotating drum. Production of specimens for these tasks is very expensive and time consuming due to the budget department. The goal of the article is to test a possibility to usage test samples made by FDM method for an implementation within the practical training. Within the research two standard materials determined for FDM (that means ABS plastic and PLA) were used. Test samples were made / printed by a printer EASY3DMAKER with using software G3DMAKER. Test of an abrasive wear, a hardness Shore D measurement, a tensile strength and impact strength were carried out for verifying a functionality of the test samples printed by FDM method for laboratory experiments.

2 Methodology Currently allows prototyping using FDM. The standard polymeric material for printing prototype components and products is acrylonitrile butadiene styrene (ABS plastic) or polylactide (PLA). In the field of education it is a relatively simple way to obtain test specimens in the relevant standards. This article goal to verify the possibility of cheap production of test specimens designated for testing the properties of materials within education students. Samples used for the production of test specimens designated for training have been printed EASY3DMAKER (The configured resolution was 0.125 mm, the core layers of 100 %, the preheating temperature of the pad and the extruder 65 °C, 230 °C) using the software G3DMAKER 1.0 (STL file data type has been generated Autodesk Inventor). The basic material from which the samples have been printed, the wire diameter of 1.75 mm made of ABS plastic. The principle of the test specimens using FDM is based on the modeling of the deposition of the melt. This is an extended technology for the creation of three-dimensional objects, the principle

ISBN 978-80-7414-679-4

- 220 -

(c) 2014 UJEP



of which is the introduction of deposit material in the print head, which is melted and then pushed out a small nozzle. The system moves over the press table and the resulting object created by layering material. The shape and dimensions of the test specimens are defined by plan documentation prepared in Autodesk Inventor. Subsequently it is carried out according to the documentation, the actual process of depositing. Example of production of test specimens designated for the static strength is obvious from Fig. 1.

FIG. 1 T HE TEST SPECIMEN CREATED BY FDM During testing the suitability FDM specimens has been performed as follows: The abrasive wear resistance was tested on rotating cylindrical drum device with the abrasive cloth of the grain size P120 according to the standard CSN 62 1466 [9]. The testing machine with the abrasive cloth consists of the rotating drum on which is affixed the abrasive cloth by means of a bilateral adhesive tape – fig. 2. The testing specimen is hold in the pulling head and during the test it is shifted by means of the mowing screw along the abrasive cloth from the left edge of the drum to the right one. The testing specimen is in the contact with the abrasive cloth and it is cover the distance 60 m. During one drum turn of 360° it is provoked the testing specimen left above the abrasive cloth surface. Consequent impact of the testing specimen simulates the concussion. The pressures force is 10 N [10]. The test principle corresponds to “two-body abrasion with impact” when firmly bonded hard particles penetrate the surface and harder particles wear out softer material during the mutual motion of the particles [10]. This process leads to the material separation and consequently to the mass and volume material losses.

Fig. 2 Device for abrasive wear testing of polymeric materials The hardness SHORE D was measured according to the standard ČSN EN ISO 868 [11]. The mean of the testing specimens was 15.5 ± 0.1 mm and their height was 20 ± 0.1 mm [9]. The testing samples determined for the specification of the cohesive strength by means of the tensile strength were prepared according to the requirements of the standard CSN EN ISO 3167 [12]. Testing specimens were tested on a universal testing machine. A speed of a cross beam motion was 1 mm·min-1. The setting of the tensile characteristics was carried out in accordance with the standard CSN EN ISO 527 [13]. Test machine is LabTest 5.50ST. The experimental procedure microcharpy test contains a few steps: Making samples of microcharpy type – width 5 mm, high 5 mm and length 27 mm, specimens for impact test are without notch. The samples were cast in casting mold which was made from LUKOPREN. Instrumented microcharpy tester with nominal energy 25 J was used for evaluation impact strength of adhesives. Instrumental edge with a semiconductor strain gauge was joints to PCI 1716 card with a maximal samples

ISBN 978-80-7414-679-4

- 221 -

(c) 2014 UJEP



rate 200k per second (Advantech Company), the software was developed with using Microsoft Visual Basic Express 2010. For a computing energy were used discrete data. The bending length was calculated from Eq. 1.

(2.1) Where v0 is impact velocity (m.s-1), t is time after impact (s) when the bending length is calculated, Lp is length of pendulum (m), MH is horizontal pendulum moment (N.m), F(t) is force (N) at time after impact, s(t) bending length of sample (m) at time after impact, g is gravitation accelerate (m.s-2). Impact energy was calculated from Eq. 2.

(2.2) For each of the temperature were used five samples, in the results is presented their mean value.

Fig. 3 Microcharpy test

3 Results and discussion In teaching the abrasive wear demonstrated by two points. Results of laboratory experiments FDM printed test specimens showed different resistance of different polymers. This result is consistent with the results of the tested polymers and composites mentioned in several works [10, 13, 14]. 0,50 Mass loss (g)

R2

ABS=

0,88

R2

PLA=

0,91

0,25

0,00 60

120

220

Sanding screens ABS

PLA

ABS

PLA

Fig. 4 Abrasive wear From the results evident in Figures 4 and 5 it is not clear that establish a direct correlation between the hardness (Shore D method) and resistance to abrasive wear. This assumption is also the correction of the other authors dealing with wear of the polymeric materials and composites based on a polymer matrix [10, 13, 14, 15].

ISBN 978-80-7414-679-4

- 222 -

(c) 2014 UJEP



Hardness Shore D

100

R2

ABS=

0,78

R2

PLA=

0,71

50

0 surface

ABS

1 mm under surface PLA

5 mm under surface

PLA

ABS

Fig. 5 Hardness Shore D From the results presented in Figure 6 the tensile test is clear the different behavior of the same type of plastics. The disadvantage of test specimens created by FDM is their characteristic texture, which is evident from Figure 6. 50 PLA 1

ABS 1

ABS 2

PLA 2

40

Stress (MPa)

30 20 10 0 0

2000

4000

6000

8000

10000 12000

Trajectory (mm)

Fig. 6 Some results from tensile test

Fig. 7 Fracture surface of the specimen after tensile test PLA samples show the typical behavior a brittle material, which after reaching the maximum force occurs to unstable crack propagation in the cross section of the sample. For samples of ABS can be monitored delamination of the individual layers applied 3D-printing, when after the failure of one layer is deformed following layers until fracture. The overall progress is misleading because of the failure of the first layer is the sum of the forces to deform the layers and delamination (shear force) layer has been damaged, so the force-time (deformation) increases again to the value of forces greater than that of the first layer. The high standard deviation for ABS is then given by a set of samples for the test had a very diverse internal structure of 3D printing, which very much depends on the connection between the individual layers of the coating "wire". Figure 9 shown typical fracture surface of the plastic (ABS) after impact.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 223 -

(c) 2014 UJEP



500 450 400 Strength (N)

350 300 250

ABS

200

PLA

150 100 50 0 0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

Time (ms)

Fig. 8 Force-time dependence tested specimens

Fig. 9 Fracture surface

4 Conclusion University graduates entering the manufacturing enterprises often encounter testing process in different stages of the production cycle. High schools should not only educate theoretically well prepared graduates. For graduates technically oriented fields of study, especially in the Bachelor's program is essential knowledge of possibilities mechanical testing of various materials and associated operation conventional testing equipment. The idea of the implementation of specimens fabricated using FDM printing has proven to be successful. The reasons are as follows: • cheaper production of test specimens shape and size-appropriate requirements of the standards, • the possibility of practical examples of testing procedures, • variability in the production of test specimens, • the possibility to use free capacity in the workshops for science and research, • Limits the purchase price of FDM printers. The results of the research focused on the possibility of implementation of specimens created using FDM printing clearly demonstrated the possibility of using this technique in the preparation of specimens for learning.

Acknowledgement Supported by Internal grant agency of Faculty of Engineering, Czech University of Life Sciences in Prague no. 31200/1312/3125.

References [1] NÁPRSTKOVÁ, Nataša. Using of Catia V5 Software for Teaching at Faculty of Production Technology and Management. In Proceedings from 10th International Scientific Conference Engineering for Rural Development, Volume 10, May 26-27, 2011, Jelgava, Latvia University of Agriculture, Faculty of Engineering, pp. 554 –557.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 224 -

(c) 2014 UJEP



[2] NÁPRSTKOVÁ, Nataša; NÁPRSTEK, Vladimír; HOLEŠOVSKÝ, František. Nettings of Students to the Grinding Process Monitoring, Engineering for Rural Development, 2008, Latvia University of Agriculture Faculty of Engineering, pp. 296 –299. [3] NOVAK-MARCINCIN, J., FECOVA, V., BARNA, J., JANAK, M., NOVAKOVA- MARCINCINOVA, L.: Using of the Virtual Reality Application with the Scanning Device Kinect for Manufacturing Processes Planning. Manufacturing technology, roč. 13. č. 2, 2013, s. 215 – 219. [4] MÜLLER, Miroslav; VALÁŠEK, Petr. Abrasive wear effect on Polyethylene, Polyamide 6 and polymeric particle composites, Manufacturing technology, 2012, vol. 12, no. 12, p. 55-59. [5] NOVÁK, Martin. Surfaces with high precision of roughness after grinding. Manufacturing technology, 2012, vol. 12, no.12, p. 66 -70. [6] NOVÁK, Martin. Surface quality of hardened steels after grinding. Manufacturing technology, 2011, vol. 11, no. 11, p. 55 -59. [7] NESLUŠAN, Miroslav; ROSIPAL, Martin; KOLAŘIK, Kamil; OCHODEK, Vladislav. Application of barkhausen noise for analysis of surface integrity after hard turning. Manufacturing technology, 2012, vol. 12, no. 11, p. 60-65. [8] HOLEŠOVSKÝ, František; NÁPRSTKOVÁ, Nataša; NOVÁK, Martin. GICS for grinding process optimization, Manufacturing technology, 2012, vol. 12, no. 11, p. 22-26. [9] ČSN 62 1466: 1993. Rubber, determination of abrasion resistance using a rotating cylindrical drum device. Prague: Federal office for standard and measuring, 1993.12 p. [10] MÜLLER, Miroslav; VALÁŠEK, Petr. Abrasive wear effect on Polyethylene, Polyamide 6 and polymeric particle composites, Manufacturing technology, 2012, vol. 12, no. 12, p. 55-59. [11] ČSN EN ISO 868: 2003. Plastics and ebonite – Determination of indentation hardness by means of durometr (Shore hardness). Czech Standard Institution, Prague, 2003. 10 p. [12] ČSN EN ISO 3167 (1997): Plastics - Multipurpose test specimens. Czech Standard Institute, Prague. [13] ČSN EN ISO 527-1 (1997): Plastics - Determination of tensile properties - Part 1: General principles. Czech Standard Institute, Prague. [14] VALÁŠEK, Petr; MÜLLER, Miroslav. Polymeric composite based on glass powder – usage possibilities in agrocomplex. Scientia Agriculturae Bohemica, 2013, vol. 44, p. 107–112. [15] VALÁŠEK, Petr; MÜLLER, Miroslav. Composite based on hard-cast irons utilized on functional areas of tools in agrocomplex. Scientia Agriculturae Bohemica, 2013, vol 44, p. 172–177.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 225 -

(c) 2014 UJEP



Provozní spolehlivost brousicích strojů Imrich Lukovics, prof. Ing. CSc., Jiří Čop, Ing., Petr Lukovics, Ing., Ústav výrobního inženýrství, FT UTB ve Zlíně. Zajištění vysoké jakosti výrobků vyžaduje moderní a přesné výrobní stroje, technologie a kvalitní zařízení průmyslové metrologie. Příspěvek uvádí možnosti snímání vibrací výrobních zařízení v důsledku změn technologických podmínek, dále uvádí přístroje a metodiku hodnocení amplitudy kmitání pomocí laserinterferometru, který využívá pro hodnocení Michelsenův princip. Další v předloženém článku použitý způsob hodnocení amplitudy kmitání je dotyková metoda využívající piezoelektrický snímač kmitání přístroj Balantron 2001. V příspěvku je experimentálně a statisticky určován vliv technologických podmínek na jakost funkčních ploch vyjádřenou pomocí průměrné aritmetické drsnosti. Práce dále hodnotí vliv technologických podmínek při rovinném broušení na amplitudu kmitání brousicího vřetene a uvádí korelaci mezi amplitudou kmitání brusky a jakostí výrobku. V práci je dále sledována změna amplitudy kmitání c průběhu činnosti stroje v tříleté pracovní činnosti a predikuji se výrobní možnosti a přesnost stroje v pětileté činnosti. Klíčová slova: Vibrace, Jakost povrchu, Broušení, Drsnost povrchu

1 Úvod V oblasti výroby nářadí se nejvíce uplatňuje dokončování funkčních ploch pomocí vhodně upravovaných a upevněných brousicích zrn. Výroba nářadí a zvláště dokončovací metody výroby funkčních ploch jsou finančně velmi náročné. Hodnocení procesu ukazuje, že tyto metody představují více než polovinu výrobních nákladů. Proto v rámci výzkumně-vývojové činnosti jsme se zaměřili na tuto skupinu metod dokončování povrchů. Požadavky na tyto metody jsou kromě charakteristik jakosti zaměřené též na zvyšování výkonnosti těchto technologických činností. Laserové měřící systémy nacházejí v technické praxi široké uplatnění. Lze je použít též v diagnostice strojů. Technická diagnostika je velmi významným oborem nejen v technických aplikacích. Jednou z nejvýznamnějších částí technické diagnostiky je vibrodiagnostika. Nachází uplatnění při hodnocení nejrůznějších rotačních a jiných pohybujících se uzlů strojů, vyznačujících se mechanickým chvěním. Vibrodiagnostika se zabývá zjišťováním technického stavu strojů, zařízení, přístrojů, převážně bezdemontážními a nedestruktivními postupy. V předloženém příspěvku se zaměříme na hodnocení vlivu technologických podmínek na kmitání technologické soustavy a na otázky určení vlivu amplitudy kmitání na nedokonalost povrchu výrobků v delším časovém horizontu.

Obr. 1. Princip Michelsonova interferometru Fig. 1. The principle of Michelson intereferometr Pro hodnocení výsledků experimentu byl použit laserinterferometr využívající Michelsonův princip. U tohoto zařízení bývá zdrojem světla většinou dvoufrekvenční plynový helium-neonový laser. Ten emituje světelné paprsky na dvou velmi blízkých frekvencích. Tyto dva paprsky jsou navzájem ortogonálně polarizované, což umožňuje jejich rozdělení pomocí polarizačního filtru.

2 Experiment Pro dlouhodobé sledování procesu broušení byla použita rovinná bruska BRH 20.03 F. Při předešlých experimentech byly nejpřesnější výsledky získány pomocí brousicího kotouče s vrstvou diamantu D100 K100 B-VI.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 226 -

(c) 2014 UJEP



Pro opakované experimenty proto byl použit tento nástroj. Diamantový brousicí kotouč byl před použitím vyvážený pomocí přístroje Balantron 2001. Pro broušení byl použit etalonový materiál 100Cr6+QW (14 109.4 – kalený na 61HRC). Při experimentech byly technologické podmínky měřeny v rozsahu hloubky úběru ap=0,005mm (jemné broušení) až 0,04mm (hrubovací broušení) a posuvové rychlosti vf v rozsahu 2,5 až 25 m/min. Brusky pracují s řeznou rychlostí 32,4 m/s. Parametry struktury povrchu Ra, Rz byly hodnocené pomocí přístroje Surfest S 301 (Mitutoyo). Pro hodnocení charakteristik kmitání technologické soustavy byl použit bezdotykový laserový interferometr (Reinshaw XL 80) a dotykový přístroj (Balantron 2001). V obou případech byl v prvním kroku (na základě měření a matematicko-statistického zpracování a pomocí Fourierovy transformace) zaznamenán amplitudový časový diagram. Vzhledem k tomu, že maximální nevývažek objevující se na brousicím kotouči (tj. hlavní příčina kmitání technologické soustavy) odpovídá první harmonické frekvenci, byl pomocí vhodného softwaru získaný graf první harmonické frekvence (maximální amplituda- Obr. 2.).

První harmonická frekvence

Obr. 2. První harmonické frekvence naměřené pomocí přístroje Balantron Fig. 2. First harmonic frequency measured by Balantron Charakteristické veličiny z tohoto grafu pak posloužily pro určení korelačních vztahů mezi amplitudou první harmonické frekvence vznikající při broušení a jednotlivými technologickými podmínkami. V rámci experimentálního šetření byl určován vliv hloubky úběru na průměrnou aritmetickou drsnost. Z naměřených dat vyplývá, že se zvětšováním hloubky úběru se zvyšuje tloušťka třísky oddělovaná jedním zrnem, zvětšují se “drážky“, které vytváří brousicí zrno na obrobené ploše, což znamená, že se úměrně zvyšuje průměrná aritmetická drsnost funkční plochy. Dále na základě zákonů matematické statistiky dle výsledků experimentu, byla zpracována závislost průměrné aritmetické drsnosti na posuvové rychlosti. Výsledky byly získány lineární regresí s vysokou hodnotou indexu determinace mezi vyrovnanými (vypočtenými) a empirickými (naměřenými) daty. Objemový výkon (odebrané množství materiálu za časovou jednotku) výrazně ovlivňuje posuvová rychlost stolu brusky. Zvyšováním posuvové rychlosti dochází k růstu plochy dotykového oblouku (tvaru odebrané třísky) a tím k postupnému nárůstu jak průměrné aritmetické drsnosti Ra, tak též největší výšky profilu drsnosti Rz. Zvětšuje se tepelně a mechanicky ovlivněná povrchová vrstva vzniklá v brousicím procesu. Zvyšování posuvové rychlosti se zvětší dotykový oblouk, postupně se zvyšuje periodicky se měnící síla, která vyvolá zvětšení hodnoty průměrné aritmetické drsnosti, tj. parametru, který se nejčastěji uvádí ve výkresové dokumentaci. Posuvová rychlost způsobuje výraznější ovlivnění reliéfu povrchu (v porovnání s ap), ale její změna, daná možnostmi brusky je relativně menší. Kmitání (vibrace, chvění) stroje je velmi citlivým ukazatelem namáhání, technického stavu stroje a jeho funkce. Tato skutečnost je masivně využívána pro monitorování stavu strojů a jejich diagnostiku. Nejjednodušší formou je realizace širokopásmových měření celkových úrovní vibrací. Statisticky zpracované výsledky experimentů ukazují na přímou úměrnost mezi amplitudou kmitání technologické soustavy 1. harmonické frekvence a parametry Ra a Rz. Na základě vyhodnocené amplitudy lze lineárně učit parametry drsnosti broušených ploch včetně předpokládaných rozptylů. Zintenzivněním technologických podmínek se zvyšuje amplituda kmitání soustavy stroj – nástroj – obrobek – upínač a zhoršuje se jakost obrobených ploch.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 227 -

(c) 2014 UJEP



Na základě dříve měřených a zpracovaných dat lze získat závislosti vlivu technologických podmínek na parametry struktury povrchu a na změnu parametrů kmitání technologické soustavy. Data byla sledována na stroji ve výrobním podniku po dobu tří let. Stroje pracovali v dvousměnném provozu v sériové výrobě. Po ročních intervalech bylo provedené experimentální měření a vyhodnotily se výsledky experimentů. V procesu oddělování třísky dochází ke změně amplitudy kmitání. S nárůstem technologických podmínek roste i amplituda 1. harmonické frekvence. Budeme-li sledovat tyto změny, zjistíme že hloubka úběru má téměř pětkrát větší vliv než posuvová rychlost. Při experimentálním šetření byly zvolené technologické podmínky tak, aby se využil celý rozsah možných změn (maximální posuvová rychlost brusky BRH 20.03F je 25 m/min). Rozsah hloubky úběru byl dán skutečností, že při největší hodnotě ap (0,04) již nastal rezonanční jev, došlo k drnčení, rozkmitání technologické soustavy, dále se nedala zvyšovat hloubka úběru. V technologické praxi často jsou výrobní stroje rozdělené na hrubovací a dokončovací zařízení. Stroje pro jemné dokončovací operace jsou méně zatížené, intenzita opotřebení je menší, lze pomocí těchto zařízení získat lepší hodnoty parametrů struktury. Proto jsme sledovali změnu jednotlivých parametrů v časové závislosti (za 1., 2., 3. rok) při jemném a hrubovacím broušení kotoučem s diamantovou vrstvou. Pro získání dat u jemného, dokončovacího broušení byla zvolena hodnota hloubky úběru ap=0,005mm, pro hrubovací broušení ap=0,04 mm (hodnota kde se ještě neobjevil rezonanční jev). Výsledky experimentů jsou statisticky zpracovány na Obr. 3 a Obr.4.

Obr. 3. Závislost průměrné aritmetické drsnosti Ra v čase tři let pro jemné a hrubovací broušení Fig. 3. Mean arithmetic roughness Ra in three years for fine and rough grinding Jak jsme dokázali již dříve, parametry struktury povrchu se mění v závislosti na technologických podmínkách. Neméně důležitá je změna těchto dat v závislosti na době činnosti výrobního stroje v technologickém procesu. Bylo proto nutné sledovat změnu parametrů struktury povrchu v závislosti od technologických podmínek a v neposlední řadě změnu amplitudy 1. harmonické frekvence v časové závislosti. Lineární průběh v závislosti na době činnosti výrobního stroje vykazuje i amplituda 1. vlastní frekvence kmitající technologické soustavy. I v tomto případě se zvyšování roků provozu výrobního stroje lineárně se zvyšuje amplituda 1. vlastní frekvence. Konstanty charakterizující proces opotřebení stroje jsou uváděné v grafických závislostech. Budeme-li vycházet z výsledků tříletého sledování jakosti výrobních zařízení, lze na základě zákonů matematické statistiky predikovat průběh sledovaných parametrů v delší časové závislosti, tj. v době delší než experimentálně sledované 3 roky provozu brusky.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 228 -

(c) 2014 UJEP



Obr.4. Predikce průměrné aritmetické drsnosti Ra pro hrubovací broušení Fig. 4. Prediction of mean arithmetic roughness Ra for rough grinding Predikce výstupních parametrů procesu broušení byla vypracována s použitím metod matematické statistiky. Ve všech případech jsme předpokládali a dokázali, že naměřená data mají normální rozložení. Průměrná aritmetická úchylka posuzovaného profilu se mění lineárně v rozsahu odpovídající statistickým datům. Na základě těchto výsledků lze hodnotit přesnost a výrobní možnosti brusky. Podle stejných zásad byly vypracované predikce pro určení největší výšky profilu drsnosti a amplitudy 1. harmonické frekvence kmitající soustavy. Vzhledem k tomu, že grafy uvádí též konfidenční intervaly lze předpovídat, v jakém rozmezí se budou pohybovat parametry struktury povrchu v jednotlivých letech. Z experimentálně určených dat lze též vyčíst, že se zvyšováním zatěžování brousicího nástroje se úměrně zvyšuje rozptyl naměřených hodnot. Tento jev zřejmě souvisí se změnou tuhosti technologické soustavy a se změnou a fázovým zpožděním tlumení kmitů. Predikce výstupních parametrů procesu broušení byla vypracována s použitím metod matematické statistiky. Ve všech případech jsme předpokládali a dokázali, že naměřená data mají normální rozložení. Průměrná aritmetická úchylka posuzovaného profilu se mění lineárně v rozsahu odpovídající statistickým datům. Na základě těchto výsledků lze hodnotit přesnost a výrobní možnosti brusky. Vzhledem k tomu, že grafy uvádí též konfidenční intervaly lze předpovídat, v jakém rozmezí se budou pohybovat parametry struktury povrchu v jednotlivých letech.

Obr. 5. Určení parametru Ra v závislosti od amplitudy kmitání Fig. 5. Determination of the roughness parameter Ra according to amplitude of vibration

ISBN 978-80-7414-679-4

- 229 -

(c) 2014 UJEP



Vycházíme –li z výsledků měření hodnot 1. harmonické frekvence při hrubovacím broušení ve třetím roce provozu, zjistíme, že této době provozu odpovídá průměrná amplituda 1. harmonické frekvence μ= 0,01mm. Z matematické závislosti parametru Ra – amplituda první harmonické frekvence lze zjistit dosažitelnou jakost broušené plochy (viz Obr. 5). Z matematických závislostí lze určit hodnotu průměrné aritmetické úchylky posuzovaného profilu Ra = 1,145±0,045μm. S pravděpodobností 95% lze tvrdit, že experimentálně určené hodnoty parametru Ra budou v zobrazeném konfidenčním intervalu.

3 Závěr Při operacích broušení funkčních ploch dílů nástroje; je obecně známo, že rozměrová přesnost a parametry struktury povrchu jsou ovlivněné jakostí brousicího kotouče, technologickými podmínkami, vlastnostmi broušeného materiálu a v neposlední řadě tuhostí stroje a stabilitou řezného procesu. Jak prokázaly naše experimenty, kmitání technologické soustavy výrazně ovlivňuje jakost broušených ploch. Z parametrů kmitání jakost obrobených funkčních ploch nejlépe charakterizuje amplituda 1. vlastní frekvence. V procesu broušení na rovinné brusce se mění hloubka úběru a posuvová rychlost. Ze zvolených parametrů struktury tj. Ra a Rz, jak rostoucí hloubka úběru, tak zvětšující se posuvová rychlost, lineárně zvyšují hodnoty průměrné aritmetické drsnosti a největší hloubky profilu drsnosti. Velikost parametrů struktury povrchu lze hodnotit též pomocí charakteristik kmitání technologické soustavy. Změna velikosti amplitudy 1. vlastní frekvence přímo úměrně zvyšuje jak průměrnou aritmetickou drsnost, tak též největší výšku profilu drsnosti. Dlouhodobé experimentální sledování procesu broušení pomocí vibrodiagnostiky umožňuje jak predikci jakosti funkčních ploch, tak také stav a výrobní možností technologických zařízení. Na základě získaných experimentálních dat a statistických metod lze určit přesnost a dosažitelné parametry struktury povrchu a tím predikovat možnosti použití strojů případně určit intervaly údržby a oprav výrobních zařízení na základě měření amplitudy kmitání technologické soustavy během výroby. Hodnocení procesu broušení pomocí charakteristických parametrů kmitání technologické soustavy, umožní analyzovat technologický proces bez přerušení výroby. Z prvků technologické soustavy, tj. stroj-nástrojobrobek-upínač, má značný vliv na velikost parametrů struktury nástroj-brousicí kotouč. Je velmi důležité dokonalé vyvážení rotujícího brousicího kotouče s přírubami. U větších šířek nástroje je nutné kromě statistické vyvažování provádět dynamické vyvažování. Poděkování Tento článek je podporován Interní grantovou agenturou Univerzity Tomáše Bati ve Zlíně - IGA/FT/2014

Literatura [1] BÍLEK, O., LUKOVICS, I. Model of Dynamics within Highspeed Grinding Process. In DUSE, D.M. ; BRINDASU, P.D.; BEJU, L.D. (eds.). MSE 2009: Proceedings of the Manufacturing Science and Education. Sibiu, Romania, June 4-6. Sibiu: Lucian Blaga University of Sibiu, 2009, p. 11-14. ISSN 18432522. [2] HOLEŠOVSKÝ, F., NOVÁK, M., MICHNA, Š. Studium změn broušené povrchové vrstvy při dynamickém zatěžování. Strojírenská technologie. s. 73-76. ISSN 1211-4162. [3] JERSÁK, J. Vliv dynamického vyvážení brousícího kotouče na drsnost povrchu obrobených součástí. Strojírenská technologie. 2012, roč. 16, s. 27-33. ISSN 1213-2489. [4] KUNDRÁK, J. Alternative machining procedures of hardened steels. Manufacturing technology. 2011, vol 11, no. 11., pp. 32-39, ISSN 1213-2489. [5] KUNDRAK, J., MAMALIS, A. G., GYANI, K., BANA, V. Surface layer microhardness changes with high-speed, The International Journal of Advanced Manufacturing Technology. Volume 53, Issue 14 (2011), pp.105-112 DOI: 10.1007/s00170-010-2840-y [6] LUKOVICS, I., BÍLEK, O. High Speed Grinding Process. Manufacturing Technology, 2008, 8, 12-18. ISSN 1213248-9. [7] LUKOVICS, I., BÍLEK, O. Precise Grinding. 7th International Tools Conference. Zlín, 3.-4.2.2009. ISBN 978-80-7318-794-1. [8] LUKOVICS, I., BÍLEK, O., HOLEMÝ, S., Development of Grinding Wheels for Tools Manufacturing. Manufacturing Technology, 2010, No.10, p.10-16. ISSN 1213-2489 [9] LUKOVICS, I., ČOP, J. Hodnocení Kmitání Technologických Zařízení. Strojírenská technologie XVIII, no. 4 (2013). str. 254–258. ISSN 1211–4162.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 230 -

(c) 2014 UJEP



[10] LUKOVICS, I., ROKYTA, L. Influence of the Technological Conditions on Quality by Grinding. Strojírenská technologie, 2010, roč. 14, s. 151-154. ISSN 1211-4162 [11] MÁDL, J. Surface Properties in Precize and Hard Machining. Manufacturing Technology. 2012, č. 13. ISSN 1213-2489. [12] NOVÁK, M. Možnosti hodnocení kvality obrobených povrchů. Strojírenská technologie. 2010, zvl. vydání, Ústí n. Labem : FVTM UJEP, s. 195-198. ISSN 1211-4162. [13] NOVÁK, M. a R. DOLEŽAL. G-Ratio in hardened steel grinding with differentes coolant. Manufacturing Technology. 2012, roč. 13, p. 192 - 197. ISSN 1213-2489. [14] NOVÁK, P., MÁDL, J. Effective Evaluation of Measured Dynamic Values of Cutting Forces and Torques. Manufacturing Technology, vol. I, 2001, pp 56-62, ISSN 1213248-9.

Abstract Article:

Operation reliability of grinding machines

Authors:

Imrich Lukovics, prof. Ph.D. Jiří Čop, MSc. Petr Lukovics, MSc.

Workplace: Faculty of Technology, Tomas Bata University in Zlin. Keywords: Vibration, Grinding, Surface quality, Roughness It is generally known that the dimensional accuracy and surface texture parameters during the finishing operations are influenced by the quality of grinding wheel, technological conditions, properties of the machined material and last but not least by machine rigidity and stability of the cutting process. As we have proved by our experiments, vibration of technological system significantly affects the quality of ground surfaces. The quality of machined functional surface is characterized most by oscillation parameters called amplitude of the first natural frequency. Parameters as cutting depth and feed speed during grinding process were changed. With growing cutting depth and feed speed there linearly increase the value of arithmetic average roughness and a maximum height of the roughness profile, i.e. Ra and Rz. The value of surface structure parameters can be also determined by vibration characteristic of technological system. Change in deviation size of the amplitude of the first harmonic frequency at assessed profile Ra directly affects both arithmetical average roughness and maximum height of roughness profile. Long-term experimental observation of grinding process by vibrodiagnostic allows the prediction of surface quality and also the state and production possibilities of technological machines. Achievable parameters of surface structure can be determined by statistical methods of experimental measured dates which leads to prediction the range of applications of using machines or determined the interval of maintenance and repairs of the production machines by measuring the vibration amplitude of the technological system during production. The evaluation of grinding process by vibration characteristic of technological system allows diagnosis of the technological process without interruption of the production process. Machine-tool-workpiece-fixture as the components of the technological system have a significant influence on the size of grinding wheel structure parameters. The balance of grinding wheel with flanges is very important. Wider grinding wheels need to be balanced statisticaly and also dynamically.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 231 -

(c) 2014 UJEP



Požadavky a analýza současného stavu systému managementu pro bezpečnost a zdraví při práci dle normy OHSAS 18001 ve společnosti GTW Malý Josef, Bc., Katedra technologie obrábění, Fakulta strojní, ZČU v Plzni Článek se zabývá systémem řízení bezpečnosti a ochrany zdraví při práci (SMBOZP) dle normy BS OHSAS 18001:2007, která se stala dominantní mezinárodně uznávanou normou. Společnost GTW BEARINGS s.r.o., projevila zájem o zavedení a certifikaci systému řízení BOZP dle již zmíněné normy. Nejprve se tento článek zabývá konceptem a předmětem samotné normy. Dále jsou podrobněji popsány požadavky na SMBOZP jako jsou všeobecné požadavky, politika BOZP a plánování obsahující identifikaci nebezpečí, posuzování rizika, požadavky právních a jiných předpisů, a cíle a programy. Další část je zaměřena na analýzu stávající úrovně BOZP ve společnosti pomocí dotazníku. Dotazník je koncipován pro zaměstnance a obsahuje celkem 46 položek, které jsou rozděleny do sedmi specifických oblastí BOZP. Výsledky dotazníku jsou znázorněny pomocí koláčového grafu. V závěru je zmíněna hlavní myšlenka, jak dosáhnout úspěšného a efektivního SMBOZP. Klíčová slova: BOZP, norma BS OHSAS 18001:2007, požadavky na systém řízení BOZP

1 Úvod do bezpečnosti a ochrany zdraví při práci [1,5] V posledních letech se pro udržení konkurenceschopnosti společnosti stala nezbytná certifikace systémů řízení, protože dlouhodobý úspěch společnosti závisí na její schopnosti zdokonalování provozu, reorganizace a dosažení výzev v rychle se měnícím tržním prostředí. Toto je důvod, proč bylo vytvořeno velké množství norem za posledních pár desetiletí, které usnadňují mezinárodní výměnu výrobků a služeb, a rozvíjejí kooperaci ve vědecké, technologické a ekonomické sféře. Po úspěchu norem ISO 9001 (systém řízení kvality) a ISO 14001(systém řízení životního prostředí) a jako odpověď na požadavek společností o model řízení BOZP, který by byl snadno integrovatelný s normami ISO 9001 a 14001 a nabízel možnost hodnocení a certifikace systému řízení právě v oblasti BOZP, byla vydána norma OHSAS 18001 roku 1998. Na jejím vytvoření se podílely certifikační orgány ze tří kontinentů a byla tak vytvořena první globální norma pro certifikaci SMBOZP(Systém managementu BOZP) s účinností od 15.4.1999. Od její publikace již získala uznání po celém světě u podniků různých odvětví a velikostí. Aktuálně již byla revidována a nahrazena novým vydáním BS OHSAS 18001:2007.

2 Koncept a předmět normy BS OHSAS 18001:2007 [2, 3, 8, 9] V závislosti na pozitivním přijetí norem a současném trhu se do popředí zájmů vrcholových manažerů stále častěji dostává požadavek systému integrovaného řízení (IMS), jelikož pro řadu podniků zabezpečení jejich úspěšnosti izolovanými systémy řízení je příliš nákladné. Při výrazném zjednodušení se IMS sestává z řízení a aplikace tří základních složek (systémů řízení kvality, životního prostředí a bezpečnosti a ochrany zdraví při práci). Strategií je tedy splývání jednotlivých složek v jeden kompaktní celek, jeden systém řízení, který bude základem pro totální zabezpečování kvality (TQM). Struktura norem ISO 9001, ISO 14001 a OHSAS 18001 byla zpracována tak, aby byly kompatibilní, tedy snadnější možnost jejich integrace pro společnosti, které si to přejí.

Obr. 1 Model integrovaného systému managementu [6] Fig. 1 Model of Integrated Management System [6]

1 ISBN 978-80-7414-679-4

- 232 -

(c) 2014 UJEP



Jak bylo zmíněno výše, základní složky IMS mají stejný koncept. Konkrétně SMBOZP dle normy OHSAS 18001 je koncipován pěti základními elementy, které jsou na Obr.2. Uzavřený cyklus tak podporuje filozofii neustálého zlepšování. Vlastní norma OHSAS 18001 slouží tedy pro posuzování BOZP a specifikuje požadavky na SM BOZP. Tudíž společnosti mají příležitost řídit svá rizika a zlepšovat výkonnost v oblasti BOZP. Neuvádí však podrobné specifikace pro navrhování systému řízení a není určena k řešení jiných oblastí zdraví, mezi které patří programy tělesné a duševní pohody zaměstnanců, bezpečnost výrobku a další. Detailnější informace pro implementování SMBOZP uvádí norma OHSAS 18002 – Směrnice pro implementaci OHSAS 18001:2007.

Obr.2 Pět klíčových částí OHSAS 18001 [5] Fig.2 Five key elements of OHSAS 18001[5]

3 Požadavky na systém managementu BOZP [2, 3, 7, 11] Stěžejní součástí normy jsou právě požadavky na SMBOZP, které jsou určeny k tomu, aby byly začleněny do jakéhokoliv SMBOZP. Rozsah jejich uplatnění je závislý na povaze činnosti podniku, složitosti vykonávaných činností a rizik s nimi spojenými. Všeobecné a specifické požadavky jsou rozděleny do podkapitol dle normy, kde budou popsány jejich stěžejní body. 3.1 Všeobecné požadavky Tento požadavek normy je všeobecným ustanovením charakterizujícím implementaci a udržování SMBOZP, včetně jeho zdokumentování a určení rozsahu, na který se systém řízení vztahuje. K tomuto účelu poslouží úvodní přezkoumání ve společnosti poskytující užitečné informace, které se dále mohou využít při vytváření plánů implementace. V průběhu implementace je doporučováno především ověřit či zajistit:         

Výpis z obchodního rejstříku, Kolaudační rozhodnutí, Normu ČSN OHSAS 18001:2008, Rozsah SMBOZP, OZO BOZP, Smlouvu s poskytovatelem pracovně lékařských služeb, Kategorizace prací (zpracování, aktualizaci), Řízení rizik, Smlouvy o nájmu či pronájmu.

3.2 Politika BOZP Stanovení politiky BOZP úzce souvisí i se stanovením cílů, které jsou obsahem podkapitoly Plánování, a je tedy nutná obezřetnost při jejím vytváření. Především by v politice měly být zakotveny následující zásady:  závazek k prevenci vzniku úrazů a poškození zdraví,  závazek k respektování a naplňování právních a ostatních předpisů,  závazek k neustálému zlepšování SMBOZP. Uvedené závazky v politice musí být vzaty v úvahu ve všech rozhodovacích procesech podniku. Dále je nutné respektovat politiku mateřského podniku, posoudit obsah stávající politiky, případně integrovat s ostatními systémy řízení. V neposlední řadě je třeba zapracovat morální kodex podniku nebo obdobné zásady, a zveřejnit politiku BOZP v podniku pro zaměstnance a zaslat všem zainteresovaným stranám či uveřejnit na internetu.

2 ISBN 978-80-7414-679-4

- 233 -

(c) 2014 UJEP



3.3 Plánování BOZP Tato podkapitola je zaměřena na tři základní složky, které jsou mezi sebou provázány a vychází z nich i politika BOZP. Patří sem požadavky právních předpisů, cíle a programy BOZP. Klíčovým prvkem celé podkapitoly i normy je především řízení rizik, které je zásadním požadavkem právních předpisů pro oblast BOZP, neboť s každou činností jsou spojena rizika. Význam rizika je u každé činnosti vyjádřen pravděpodobností jeho možného výskytu a závažností úrazu. 3.3.1

Řízení rizik

Jak bylo řečeno, s každou činností jsou spojená určitá rizika, tedy potenciální nebezpečí, které může způsobit úraz či poškození zdraví člověka. Proto je nutné identifikovat nebezpečí před tím a následně ho nejlépe odstranit či ho alespoň snížit, pokud ho nelze odstranit. Společnost musí tak vytvořit, implementovat a udržovat postupy pro průběžnou identifikaci nebezpečí, posuzování rizik a určení způsobu nezbytného řízení, zaujmout proaktivní (preventivní) přístup předcházení úrazům. Volba metody a způsobu, jak toho lze dosáhnout, je již na podniku (registr rizik). Přehled procesu identifikace nebezpečí a posuzování rizik je zobrazen na Obr. 3.

Obr. 3Přehled procesu identifikace nebezpečí a posuzování rizik[3] Fig. 3Overview of the hazard identification and risk assessment process[3] Vlastní metodiku řízení rizik je vhodné zpracovat jako vnitřní směrnici. Samotné téma řízení rizik je velice obsáhlé, z toho důvodu bude zaměřeno přednostně na základní požadavky jejich řízení stanovené normou OHSAS 18001:                  

Běžné činnosti–všechny posuzovat v registru rizik Mimořádné činnosti – řešit i občasné činnosti zaměstnanců vykonávané 1-2x do roka Rizika pro dodavatele – prokazatelně předat dotčeným společnostem Rizika od dodavatelů – rizika cizí společnosti, předat vlastním zaměstnancům Návštěvníci – relevantní informace o řízení vlastních rizik Specifické informace pro zaměstnance – členění podle pracovních činností Specifické informace pro návštěvníky (návštěvy s dětmi, řidiči kamionů) Nebezpečí mimo pracoviště – nebezpečí není pod kontrolou společnosti Nebezpečí v okolí pracoviště – je pod kontrolou společnosti Infrastruktura – definovat a řídit její rizika Další vybavení organizace – půjčené stroje, jízdní kola Materiály a zboží– vstupy do výroby Pronajímatelé a nájemníci – vyjasnit vztahy a odpovědnosti Změny v organizaci – např. změny v dokumentaci SMBOZP Změny v řízení rizik – v odůvodněných případech, vzata v úvahu při udržování SMBOZP Právní a jiné požadavky předpisů – vzaty v úvahu při udržování registru rizik Návrhy pracovišť / procesů – před realizaci nových či změně stávajících Zařízení a stroje– zapracovat relevantní informace

3 ISBN 978-80-7414-679-4

- 234 -

(c) 2014 UJEP


          3.3.2


Ostatní vybavení – zapracovat relevantní informace Vnitřní předpisy – zapracovat relevantní informace Organizace práce – zvažovat při řízení rizik Lidské schopnosti – zvažovat při řízení rizik Prevence před nápravou – upřednostňovat vždy proaktivní přístup Soubor / registr rizik – stanovit priority rizik Řízení rizik – dokumentovat a realizovat opatření na minimalizaci rizik Před zavedením změn – zajistit řízení rizik Řízení rizik – postupovat vzestupně od odstranění rizika po OOPP Registr rizik anebo obdobný dokument – zdokumentovat a udržovat informace v aktuálním stavu

Požadavky právních a ostatních předpisů

Legislativa se neustále vyvíjí jak v ČR, tak i v evropském měřítku a je proto velmi důležité jí stále věnovat zvýšenou pozornost a implementovat nové právní závazky do systému řízení společnosti. K předpisům souvisejícím se zajištěním bezpečnosti a ochrany zdraví při práci patří zákony, nařízení vlády, vyhlášky, směrnice a normy. V souvislosti s harmonizací právních předpisů Společenství EU s naším národním právem jsou postupně rušeny dosavadní předpisy a vydávány nové, zcela nebo částečně harmonizované. V zákoníku práce a v postupně vycházejících nařízeních vlády jsou implementována všechna podstatná ustanovení směrnic EU pro oblast BOZP. Základem všech opatření vedoucích k ochraně zdraví a bezpečnosti práce je v zemích Evropské unie princip stálého zlepšování. Soubor právních předpisů k zajištění BOZP a technických zařízení je složen ze tří hlavních částí:  Zákoník práce, zákon o zajištění dalších podmínek BOZP, prováděcí nařízení  Vyhlášky vydané ČÚBP, resp. Ve spolupráci s ČÚB  Základní nařízení vlády pro otázky hygieny práce Podnik je povinen vytvořit a udržovat postup pro zajištění přístupu k požadavkům právních předpisů a k jiným požadavkům na BOZP, které se na podnik vztahují. Musí také udržovat aktuální základní registr právních a dalších předpisů. Aplikovatelné požadavky předpisů mají být dále brány v úvahu při vytváření a udržování SMBOZP. Významné je, aby společnost neopomenula závazek souladu právních a jiných předpisů zapracovat do své politiky BOZP. 3.3.3

Cíle a programy BOZP

Při zavádění kteréhokoliv systému je podstatné stanovení cílů, které je možné posléze dosáhnout. Tato kapitola stanovuje zásady pro vytvoření a udržování cílů a programů BOZP pro příslušné funkce a úrovně v rámci organizace. Náležitosti:         

Stanovené cíle BOZP – směřovat k neustálému zlepšování Funkce - stanovit cíle / programy pro funkce v rámci organizace Úrovně – stanovit cíle / programy pro úrovně v rámci organizace Soulad cílů – s politikou a s právními a jinými předpisy Měřitelné cíle – stanovit kritéria pro měření splnění cílů Zainteresované strany – zvážit jejich názory Programy – musí mít vazbu na cíle Odpovědnosti a pravomoci stanovit – včetně zdrojů a termínu Přezkoumávání programů provádět – v pravidelných a plánovaných intervalech

4 ISBN 978-80-7414-679-4

- 235 -

(c) 2014 UJEP



4 Analýza současného stavu SMBOZP ve společnostiGTW [2, 10, 11] Pro lepší představu bude nejprve ve stručnosti představena společnost GTW BEARINGS s.r.o.. Společnost se specializuje na vývoj, konstrukci a výrobu kluzných kompozicových ložisek. Areál podniku je složen z administrativní budovy a tří výrobních hal o celkové výrobní ploše 2500m2. Zaměstnává okolo 130 zaměstnanců. Společnost je certifikována od roku 2006 dle EN ISO 9001:2000. V současné době je již recertifikována dle novější revize EN ISO 9001:2008, dále roku 2012 došlo i k certifikaci dle EN ISO 14001:2004. Záměrem podniku je také certifikace bezpečnosti ochrany zdraví při práci (BOZP) dle BS OHSAS 18001:2007 a poté sjednocení všech zavedených systémů (kvality, životního prostředí a BOZP) do IMS, který by přinesl silnou nejenom konkurenční výhodu společnosti na trhu. Na počátku zavádění nového systému řízení (konkrétně SMBOZP) je třeba nejprve zhodnotit ten stávající ve společnosti, v tzv. vstupním přezkoumání, které může být pojato různými způsoby (např. interním auditem), ale cíl je společný a to zhodnotit právě stávající systém řízení, úroveň BOZP, připravenost a reakci na rizika, analyzovat rizika a shodu s platnou legislativou. Pro vytvoření si představy o současné úrovni BOZP z pohledu pracovníků byl mezi celkem 17 zaměstnanců s odlišným pracovním zaměřením a různého věku rozdán dotazník. Dotazník je rozdělen do sedmi podkapitol, které jsou zaměřeny vždy na určitou oblast dané problematiky o celkovém počtu 46 položek. Položky byly připraveny na základě zpětné vazby ze související literatury a teorie BOZP, a pokrývaly otázky ze sedmi oblastí (manažerský závazek, školení o bezpečnosti práce, zapojení pracovníku, komunikace ohledně BOZP a zpětná vazba, bezpečnostní předpisy a postupy, bezpečnostní propagační politiky, bezpečné chování). K hodnocení jednotlivých položek dotazníku je použita tříbodová stupnice (souhlasím, nevím, nesouhlasím). Aby bylo možno zachovat anonymitu respondentů, vyplnění jména, věku a pracovní pozice bylo dobrovolné. Celkově výsledky dotazníku přinesly vcelku pozitivní reakce (viz. Obr. 4), ale i užitečné informace o slabých stránkách BOZP ve společnosti, na které bude především zaměřena pozornost při přezkoumání SMBOZP. Jedná se především o ty položky, kde byla buďto nadpoloviční většina negativních odpovědí, malý počet odpovědí pozitivních či převaha odpovědi nevím, která buďto vypovídá o nejasném položení otázky nebo nedostatek relativních informací zaměstnanců díky špatné komunikaci a informovanosti mezi vedením a pracovníky. Další kroky se budou ubírat v budoucnu především směrem ke zpracování analýzy požadavků normy OHSAS 18001 ve společnosti, tedy analýze řízení rizik, ověření shody s platnou legislativou atd.

Výsledky dotazníku BOZP pro zaměstnance v GTW 12% 22% 66%

pozitivní odpověď

nevím

negativní

Obr. 4 Celkové výsledky dotazníku týkající se BOZP Fig. 4The overall results of the OHSAS questionnaire

5 ISBN 978-80-7414-679-4

- 236 -

(c) 2014 UJEP



5 Závěr [8, 10] Norma OHSAS 18001 může sehrát roli jako strategický nástroj nabízející příležitost firmám, které chtějí být konkurenceschopné a dosáhnout silné pozice na globálním trhu jako nynější jednička. Implementace OHSAS 18001 vede k nepřetržitému zlepšování managementu přes integraci BOZP ve všech hierarchických a organizačních úrovních. Nicméně pouhé zavedení OHSAS 18001 systému nestačí. SMBOZP je možné efektivně realizovat tehdy, jestliže společnost má plně identifikované a popsané hlavní činnosti, má zmapovány všechny vnější a vnitřní požadavky, které se týkají těchto činností, a plně angažované vrcholové vedení i zainteresované zaměstnance. A teprve správným monitorováním a měřením činností je SMBOZP schopen dokladovat plnění všech požadavků normy.

Obr. 5 Metodika zavádění a udržování systému OHSAS 18001 [4] Fig. 5 Procedure of implementing and maintaining an OHSAS 18001 system [4]

6 ISBN 978-80-7414-679-4

- 237 -

(c) 2014 UJEP



Literatura [1] Beatriz Fernández-Muñiz, José Manuel Montes-Peón, Camilo José Vázquez-Ordás, Safety climate in OHSAS 18001-certified organisations: Antecedents and consequences of safety behaviour, Accident Analysis & Prevention, Volume 45, March 2012, Pages 745-758, ISSN 0001-4575, http://dx.doi.org/10.1016/j.aap.2011.10.002. [2] ČSN OHSAS 18001: 2008 Systémy managementu bezpečnosti a ochrany zdraví při práci – Požadavky. Praha: Úřad pro technickou normalizaci, metrologii a státní zkušebnictví, 2008. 40 s. [3] ČSN OHSAS 18002: 2009 Systémy managementu bezpečnosti a ochrany zdraví při práci – Směrnice pro implementaci OHSAS 18001:2007. Praha: Úřad pro technickou normalizaci, metrologii a státní zkušebnictví, 2009. 102 s. [4] ISO 14001. EISO.cz [online]. © 2006 [cit. 2013-09-14]. Dostupné z: http://www.eiso.cz/poradenstvi/zavadenisystemu/iso-14001/ [5] Mohd Arif Marhani, Hamimah Adnan, Faridah Ismail, OHSAS 18001: A Pilot Study of Towards Sustainable Construction in Malaysia, Procedia - Social and Behavioral Sciences, Volume 85, 20 September 2013, Pages 51-60, ISSN 1877-0428, http://dx.doi.org/10.1016/j.sbspro.2013.08.337. [6] Služby. ISO poradce [online]. © 2009 [cit. 2013-09-14]. Dostupné z: http://www.isoporadce.cz/sluzbybezpecnost-a-ochrana-zdravi.php [7] Soubor právních předpisů k zajištění bezpečnosti práce a technických zařízení. 6., aktualiz. a rozš. vyd. Praha: Wolters Kluwer Česká republika, 2012, 240 s. Bezpečnost práce v praxi. ISBN 978-807-3577-278. [8] Strojirenská technologie: časopis kateder obrábění a montáže a kateder příbuzných České a Slovenské republiky. Ústí nad Labem: ÚJEP, Březen 2006, č. 1. ISSN 1211-4162. [9] Strojirenská technologie: časopis kateder obrábění a montáže a kateder příbuzných České a Slovenské republiky. Ústí nad Labem: ÚJEP, Červen 2005, č. 2. ISSN 1211-4162. [10] Studie zavedení systému managementu pro bezpečnost a ochranu zdraví při práci dle normy OHSAS 18001 ve společnosti GTW. In: Rizika podnikových procesů: [3. ročník mezinárodní vědecké konference : Ústí nad Labem 21.-22. listopadu 2013]. Vyd. 1. Ústí nad Labem: Univerzita J.E. Purkyně v Ústí nad Labem, Fakulta výrobních technologií a managementu, 2013, s. 94-102. ISBN 978-80-7414-628-2. [11] ŠENK, Zdeněk. Bezpečnost a ochrana zdraví při práci: prakticky a přehledně podle normy OHSAS. 2. aktualiz. vyd. Olomouc: ANAG, 2012, 311 s. Práce, mzdy, pojištění. ISBN 978-80-7263-737-9.

Použité symboly a zkratky BOZP

Bezpečnost a ochrana zdraví při práci

IMS

Integrated Management System

ISO

International Standard Organisation

OHSAS

Occupational Health and Safety Advisory Services

OOPP

Osobní ochranné pracovní pomůcky

SMBOZP

Systém managementu BOZP

TQM

Total Quality Management

7 ISBN 978-80-7414-679-4

- 238 -

(c) 2014 UJEP



Abstract Article:

OH&S Requirements and analysis current state of the management system in compliance with OHSAS 18001 standard in company GTW

Author:

Malý Josef, Bc.

Workplace:

Department of Machining Technology, Faculty of Mechanical Engineering, University of West Bohemia in Pilsen

Keywords:

Occupational Health and Safety, Management System, BS OHSAS 18001:2007standard, OH&S management system requirements

During the last decade academic literature has emphasised the central role of occupational health and safety management as a key long-range strategy, as it helps improve health at work and alleviate the different costs of work accidents. Occupational health and safety management has shifted from a narrow view with a regulatory compliance orientation more linked to technical aspects of occupational risk and workers’ control towards a more complex holistic approach where various aspects of occupational risk management are taken into account within the strategic framework of the organisation. Nowadays, occupational health and safety systems comprise a wide array of proactive instruments that not only help minimise occupational risks, but also contribute to the continuous assessment of safety management practices within the firm. The Occupational Health and Safety Assessment Series (OHSAS) 18001 is becoming the dominant international standard for evaluating safety management processes at the firm level. Similarly, the company GTW BEARINGS s.r.o. expressed interest in establishing and certification a health and safety management system according to OHSAS 18001 standards. Whole procedure of implementing and maintaining an OHSAS 18001 system is shown on Fig.5. Firstly, this paper discusses the concept and scope of OHSAS 18001 standard. It also describes the fundamental requirements of the standard, which include General requirements, OH&S policy and Planning (Hazard identification and risk assessment, Legal requirements, Objectives and programmes). Second part is focused on questionnaire which aimed to evaluate how employees associate with the current safety level in company. The questionnaire includes together 46 items that are divided to seven parts (management commitment, safety training, safety communication and feedback, workers’ involvement, safety rules and procedures, safety promotion policies and safety behaviour). Every question in the questionnaire was given in Czech. Space was provided beside each question to mark the preference in the 3-point Likert scale (I disagree, no idea, agree). To maintain anonymity of the respondent, information such as name, age or work profession was voluntary in the questionnaire. Obtained results are represented by pie charts on Fig.4. In conclusion, main idea is mentioned how to achieve a successful and efficient OH&S management system.

8 ISBN 978-80-7414-679-4

- 239 -

(c) 2014 UJEP



Zpracování dat z robotického měřicího pracoviště Melichar Martin, Ph.D. Ing., Fakulta strojní, Západočeské univerzita v Plzni E-mail: [email protected] Kubátová Dana, Bc., Fakulta strojní, Západočeské univerzita v Plzni Kutlwašer Jan, Ing., Fakulta strojní, Západočeské univerzita v Plzni Integrita povrchu nabývá nebývalého významu a tím i některé oblasti v dílenské metrologii se velmi intenzivně rozvíjí. Ve spojení s oblastí 3D měřící techniky hraje i velkou roli v oblasti kontroly. V článku se dočtete o možnosti propojení požadavku na 100% kontrolu dílů s automatizovaným měřením v automobilovém průmyslu právě ve spojení s 3D měřicím přístrojem Equatorod společnosti Renishaw. Dále se v článku objevuje základní charakteristika přístroje a jeho možnosti umístění v pracovním prostoru. Dále je popsán jeden ze způsobů, jak lze dopravovat a označovat díly v procesu měření. Hlavním tématem jsou však informace o možnosti zpracování dat dle způsobu zakládání dílů do prostoru měření a návazná úskalí při vyhodnocování dat získaných z měření v automatickém režimu. Klíčová slova: Měřicí přístroje, Equator, AstroBox, zpracování dat, čárový kód

1 Úvod „V době, kdy je prvořadá otázka jakosti a s ní související získávání důvěryhodnosti je zřejmé, že bude nutno vykonat další nejnáročnější krok.“[5] Právě integrita povrchu v dnešní době nabývá nebývalého významu. Pod tímto pojmem si však každý představí něco jiného. Při posuzování povrchu z hlediska dílenské metrologie se vyhodnocuje jen omezené množství parametrů. Firma Astro-Kovo s.r.o. sleduje zejména geometrické parametry, úchylky tvarů a polohy. Pro kontrolu těchto parametrů je několik možností určování. Jednou možností je ruční kontrola dle předem daných postupů. Další, pronikavě se rozvíjející varianty, probíhají za použití 3D měřících zařízení. Právě druhou možnost si zvolila firma Astro-Kovo jako svoji cestu.

Obr. 1 Logo společnosti Astro-Kovo Plzeň s.r.o.[9] Fig. 1Llogo Astro-Kovo Plzeň s.r.o.[9]

2 Představení firmy Astro-Kovo s.r.o. Firma Astro-Kovo s.r.o. je ryze česká společnost se sídlem v Třemošné u Plzně. Byla založena v roce 1994. Nyní firma zaměstnává 52 zaměstnanců ve třísměnném provozu. Její činnost je zaměřena na automatizované obrábění kovů. Specializací jsou kooperace dle dokumentace dodané zákazníkem. Společnost je vybavena vysoce výkonnými soustružnickými centry, které denně produkují série o tisících kusů výrobků, převážně z automobilového průmyslu. V době před aplikací automatizace dílenského měření byla firma nucena investovat mnoho času na 100% kontrolu těchto dílů, jenž zákazníci v automobilovém průmyslu většinou vyžadují. Firma Astro-Kovo s.r.o. až do roku 2012 používala ruční měření pro 100% kontrolu dílů. Od roku 2012 přešla na automatizovanou kontrolu dílů pomocí 3D měřícího přístroje Equator od firmy Renichaw.[1]

3 Měřicí zařízení Proč zrovna Equator? Při výběru, posuzování a porovnávání co který přístroj nabízí, v jeho prospěch hovoří zejména flexibilita při měření, snadná obsluha, výkon měření za časovou jednotku a v neposlední řadě schopnost práce v automatickém režimu, pro který je přístroj velmi kvalitně předpřipraven. Své konkurenty 3D měřící zařízení devalvuje ojedinělou konstrukcí, založenou na funkci paralelní kinematiky. Nahrazuje nutnost běžného měření a nabízí 100% kontrolu v rozsahu celého objemu výroby dílů, limitované jak z hlediska počtu kusů za čas tak z pohledu tvarové složitosti. Po změření dílu přístroj umí vyhodnotit, zda je měřený kus dobrý anebo zmetkový a výstupy zobrazit na displeji ovládacího PC. Základní princip procesu měření je založen na komparačním porovnávání kontrolovaného dílu k dílu „zlatému“. „Zlatý“ díl je takový, jenž je vyroben jako model pro masterování = justace parametrů před, anebo

ISBN 978-80-7414-679-4

- 240 -

(c) 2014 UJEP



v průběhu měření při změně teploty, dosažení limitního počtu kontrolovaných kusů, či vyčerpání časového limitu mezi nastavováním atd.[2] 3.1. Umístění přístroje Velkou předností přístroje je, že nevyžaduje udržení stálých klimatických podmínek. Zařízení může být umístěno, jak v klimatizovaném prostoru uzavřené ohrady v prostoru metrologické laboratoře, tak umí pracovat i v prostoru bez klimatizace přímo na hale, kde se teplota neustále mění. Toto umístění umožňuje vlastnost zařízení, která při změně teploty, v intervalu hodnot o hodnotu zadanou uživatelem, okolního prostoru nebo dílů, sám začne požadovat nové remasterování. Ve firmě Astro-Kovo s.r.o. je přístroj umístěn v pracovním (měřícím) boxu s klimatizací přímo v prostoru výrobní haly. Toto umístění zjednodušuje manipulaci s díly a zkracuje čas pro to potřebný.

Obr. 2 Měřicí přístroj Equator [9] Fig. 2 Measuring device Eguator[9] 3.2. Měřící box Měřící box = AstroBox je automatizované měřící pracoviště pro non-stop měření bez ovlivnění lidským faktorem. Box je vyhotoven v excelentní kvalitě designu, díky kterému jeAstroBox předmětem obdivu všech zákazníku. Při použití přístroje je zajištěna požadovaná100% kontrola všech dílů. Okruh potenciálních uživatelů a tím i možnost širšího uplatnění zařízení AstroBox zajišťuje jeho schopnost kontroly nejen pro kovové díly, ale také pro díly zhotovené z plastu, keramiky atd. AstroBox je osazen řadou prvků, které jsou unikátní a pomohou zjednodušit a zrychlit práci. Patří sem dálkový ovladač s dotykovým displejem umístěným na venkovní straně boxu, jenž usnadňuje práci při programování ramena robota, nebo v horní části boxu jsou umístěny světelné nápisy, které dle toho, zda jsou díly v toleranci nebo mimo, signalizují příslušnými barvami atd. Při návrhu boxu je myšleno i na bezpečnost odpovědné osoby. Ve vstupních dveřích do prostoru AstroBoxu je umístěn koncový spínač, jenž vypne běh všech zařízení při otevření dveří. Dále přímo nad základním ovládacím panelem je umístěno pomocné ovládání do ruky, a nachází se zde i jeden z nejdůležitějších ovladačů a to tlačítko centrální stop a přepínání mezi automatickým a manuálním režimem. Výhodou boxu je modularita tedy možnost použití více boxů pro různá měřící zařízení v různě koncipovaných sestavách. Podoba AstroBoxu viz obr. 3. AstroBox[6]

4 Zakládání a manipulace s díly v prostoru měřícího boxu Pro zakládání dílů do měřícího prostoru přístroje je možno použít ruční vkládání dílů nebo pro plnou automatizaci

ISBN 978-80-7414-679-4

- 241 -

(c) 2014 UJEP



měření a zapojení do plné automatizované linky, k čemuž je zařízení předurčeno, možnost použití robota. Firma AstroKovo s.r.o. vzhledem k požadavkům právě na plnou automatizaci měření používá robota Kuka. Tento robot plně vyhovuje požadavkům snadné komunikace mezi přístroji, požadavkům na snadné ovládání a programování a hlavně přesnost polohování ramene robota. Tyto schopnosti jsou hlavním důvodem výběru jmenovaného robota.

Obr. 3AstroBox [9] Fig. 3AstroBox [9] Pro zkvalitnění procesu měření firma Astro-Kovo s.r.o. na přepravu dílů k měřícímu zařízení nechala vyrobit vozíky na míru. Každý vozík je označen štítkem s čárovým kódem, ve kterém je nahráno:  rozměry výrobku  odkaz na měřící program  množství dílů na paletě  kdo díly vyrobil  označení série  atd. Data z kódu jsou načtena pomocí snímací hlavy umístěné na rameni robota Kuka. Vozíky jsou stejné a je zajištěna opakovatelnost ustavení v prostoru měřícího zařízení pomocí speciálního upínacího systému, na míru vyrobeného pro firmu Astro-kovo s.r.o. O ustavení vozíku do měřícího prostoru je zařízení informováno díky narážkám v upínacím systému. Po změření jsou díly umístěny na vozíky se štítkem „změřeno“ a označené zeleně nebo červeně, dle toho zda díl je v toleranci nebo mimo ni. Po zavezení vozíku s díly, načtení informací z čárového kódu palety a připravení přístroje pro měření dojde k založení dílu do měřícího prostoru. Následně po zjištění dílu v měřícím prostoru dojde ke změření dílu pomocí přístroje Equator. Přístroj si dle měřícího programu odebere zavedený měřící dotyk a dojde ke změření dílu. [3]

ISBN 978-80-7414-679-4

- 242 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 4 Manipulační vozík s paletami[3] Fig. 4 Wheeled pallets [3]

5 Analýza dat při manuálním režimu Naměřené hodnoty slouží k vyhodnocení kvality dílu. V tomto okamžiku jsou opět dvě varianty posouzení. Záleží na tom, zda je díl do měřícího prostoru zaveden ručně nebo s pomocí manipulátoru (robota). Zařízení je vybaveno softwarovými nástroji pro ovládání přístroje MODUS Organiser a MODUS Equator. První verze je instalována vždy a slouží pouze pro operátory, druhá verze je za příplatek a slouží pro programátory. Právě součástí MODUS Organiser je i softwarové vybavení Modus REPORTER na vyhodnocování dílu. Ovládání a zpracovávání dat v tomto programu je velmi jednoduché a intuitivní. Modus Reporter je založen na stejné podobě zobrazení ovládacích prvků jako prvky od společnosti Microsoft. Z tohoto důvodu i ovládací tlačítka najdeme na stejných místech a s velmi podobným deklarováním funkcí pod nimi schovaných. V softwaru je možno nastavit velké množství informací, které mají být statisticky zpracovávány. Po zapnutí programu se zobrazí ovládací prvky v pásu na horní straně obrazovky. Pod tímto pásem se nabízí 4 základní okna, jež se dají dle požadavků zapínat a vypínat. Do těchto oken patří:  The Report Data Window  Database Window  The report Page  The report Properties Window V každém z těchto oken je možno nastavit mnoho prvků a parametrů. Software je založen na databázovém zpracování dat, tedy podobu výstupních informací, kterou ze softwaru dostaneme, můžeme nastavit na několika místech a vždy se tyto data budou objevovat ve výsledné podobě zprávy např.: když v okně Database Window nastavíme, požadavek měřit prvky s tolerancí ±0,1mm a poté v okně The Report Page nastavíme tolerance ±0,2 mm, přístroj nás upozorní na kolizi. Z tohoto důvodu je zpracování dat velmi jednoduché, podrobné a bezproblémové. Nejdůležitější je zde vlastní podoba zprávy, kterou dostaneme z měření, a kterou si můžeme nastavit v grafickém poli The report Page. Toto vše jde velmi snadno a intuitivně ovládat bez velkých a časově náročných školení. Bohužel veškeré tyto informace jsou pro firmu Astro-Kovo s.r.o. nepodstatné z důvodu, že software je možno použít pouze při ručním zakládání dílů do měřícího prostoru. Při automatickém měření a zpracování dat se MODUS Reportér nedá použít.[2,4]

6 Analýza dat při automatickém režimu Pro zpracovávání dat z dílů zakládaných manipulátorem v současné době není možno přímo ze softwaru od firmy Renishaw data zpracovávat. V tomto případě zařízení umí pouze vyhodnocovat, zda je díl v toleranci nebo mimo toleranci a zobrazit výsledek na displeji. Toto je nastaveno přímo z výroby stroje. Ve firmě Astro-Kovo s.r.o. se data po zobrazení na displeji ukládají do souboru PDF. Tento formát souboru se dá jen velmi obtížně dále zpracovávat. Z důvodů těchto nedostatků firma Astro-Kovo s.r.o. již v této oblasti podnikla kroky ke zdokonalení. Nechala si na

ISBN 978-80-7414-679-4

- 243 -

(c) 2014 UJEP



zakázku vyrobit software, který umí z načtených dat z již výše zmíněných čárových kódů získat informaci, kdo výrobek vyrobil a vyhodnotit data dobrých/zmetkových kusů s ohledem na konkrétního pracovníka a toto zobrazit na displeji ovládacího PS viz obr. 5. Ovšem ani toto nestačí.

Obr. 5 Monitor s výstupem z měření[3] Fig. 5 Display with the output of the measurement[3] Velkým nedostatkem je, že se data nedají nebo jen velmi obtížně, dále statisticky vyhodnocovat pokud jsou uložena ve formátu PDF. Z důvodu tohoto nedostatku se v současné době na zpracování dat získaných při měření v automatickém režimu přístrojem Equator firma zaměřila. Hlavní přínos spatřuje v možnosti budoucího rozvoje a lepší konkurenceschopnosti na trhu, zejména v automobilovém průmyslu. V počátku bylo důležité se zaměřit na změnu formátu ukládání dat získaných z Equatoru. K formátování souboru bylo možno použít několik typů formátů souborůnapř: PDF, CSV, RTF, RES, XML, OUT,… Přičemž jako nejvhodnější se ukázalo textové formátování xxx.CSV. Z tohoto formátu je možno data konvertovat do libovolného dalšího programu tudíž změnit formát dat. Pro zpracování dat byl zvolen MS EXCEL pro schopnost zpracování velkého množství dat. Pro každý díl se připravuje jeden xxx.CSV soubor, který bude propojen pomocí makra s programem MS Excel. Po zapnutí MS Excel se buď data budou moci přímo zpracovávat anebo se data znovu pomocí makra ukrytého pod tlačítkem „načtení dat“ zavedeného v programu, aktualizují a poté se budou zpracovávat. Předpoklad je, že se do souboru budou denně přidávat stovky naměřených údajů. Informace, která mají být získány z naměřených údajů, se stanovily dle požadavků firmy a specifikací od zákazníků. Informací které mají být získány z vyhodnocení je mnoho, ale vždy se požadují 3 základní typy informace o dílech. Mezi požadované informace patří:  vyhodnocení počtu dílů v toleranci a mimo toleranci  kritickou hodnotu –vybraná hodnota, která je dle změřených dat nejčastěji mimo toleranci  hodnotu indexů cp a cpk – „Jednoduše řečeno, index cp naznačuje potenciální možnosti procesu a cpk jeho skutečnou úroveň.“[5] Další údaje, které jsou požadovány, ale ne u každé zprávy z měření, je např. rozložení dílů v tolerančním poli, způsobilost procesu, průběh procesu, a to vše je možno vyhodnotit dle člověka, směny, série, dávky atd. Vše se ve výsledné podobě zobrazí ve zprávě z měření, která by se vystavovala každý den a po vytvoření se opět pomocí makra odesílala odpovědné osobě na email. Data ve zprávě by se měla zobrazovat na základě výběru zaškrtávacích políček na začátku spuštění programu MS Excel.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 244 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 6 Makro na načtení dat z CSV souboru Fig. 6 Macro to retrieve data from a CSV file

7 Nástroje kvality Získání těchto informací potřebných pro vyhodnocení měření je podmíněno užitím několika ze sedmi základních nástrojů kvality. Pro získání rozložení v tolerančním poli bude použit histogram. Jedná se o sloupcový diagram, jenž umožňuje vidět tvar datových hodnot a interpretovat je v zájmu hodnocení procesu. Jedná se o velmi jednoduché a názorné grafické zobrazení rozložení v tolerančním poli. Různé tvary grafu nám naznačují, zda je proces vyvážený, zda jsou shromažďovaná data správná ke správnému dílu, anebo zda nejsou data před vyhodnocováním protříděna dopředu. Pro stanovení způsobilosti procesu, průběhu procesu v čase, je předpoklad použití statistické regulace procesů (tedy SPC = Statistical Process Control). SPC představuje zpětnovazební systém udržení procesu v předem stanovených mezích. SPC je založeno na strategii prevence, která předchází vzniku neshodných výrobků. Svoji pozornost zaměřuje tam, kde jakost kolísá a lze ji ještě v průběhu ovlivnit.[7,8]

ISBN 978-80-7414-679-4

- 245 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 7 Vyhodnocovací formulář Fig. 7 Evaluation form

8 Závěr „Současná doba se vyznačuje v podnikatelském prostředí extrémním tlakem na záruku kvality výrobků. Výrobci v automobilovém průmyslu, do kterých spadá i naše firma Astro-Kovo s.r.o., jsou tlačeny k tomu, aby maximálně 5 dílů z 1 000 000 bylo mimo toleranci výroby, což je velmi obtížné dosáhnout a udržet, ale jde to. Důležité je vědět, že špatné díly se budou vyrábět vždy, ale nesmí se dostat k zákazníkovi!“ slova pana Miroslava Duška ředitele firmy Astro-Kovo s.r.o.[6] Právě za použití měřicího boxu (AstroBoxu) je toto možno zajisti a dosáhnout. Měřicí box je plně automatizovaný měřicí prostor osazen měřicím přístrojem Equatro, od firmy Renishaw, ke kterému díly ze speciálních, na zakázku vyrobených palet, dodává robot Kuka. Ovšem ani toto nestačí k tomu, aby bylo možno říci, že je zařízení dokonalé. Až po započetí zpracování dat získaných z měření se měřicí box může titulovat dokonalé měřicí zařízení. Zpracování dat je založeno na použití několika vybraných nástrojů kvality ze 7 základních. Data z tohoto získaná pomohou dokladovat dodržování podmínek daných zákazníkem a udržují firmu na špičce konkurence ve výrobě pro automobilový průmysl. Použití automatického měřicího boxu a automatického zpracování dat je nejen výhodou při dokladování dodržení předepsaných výrobních tolerancí, ale hlavně ušetří značné množství času a finančních nákladů, jak při kontrolování dílů, tak při jejich vyhodnocování a tvoření dokladů o jejich kontrole. Sice počáteční náklady na pořízení boxu jsou vyšší než za použití klasických metod ruční kontroly dílů, ale veškeré náklady spojené s lidskou prací a následným zpracováním se po nedlouhé době činnosti zařízení vrátí. Literatura: [1] www.astro-kovo.cz. [online]. [cit. 2013-11-06]. [2] www.renishaw.cz/cs/equator-univerzalni-merici-system--13465. [online]. [cit. 2013-11-06]. [3] HOLUB, Antonín. Automatizace dílenského měření ve firmě ASTRO KOVO. Plzeň, 2013. Diplomová práce (Ing.). Západočeská univerzita v Plzni, Fakulta strojní. Vedoucí práce Jiří Česánek. [4] manuál pro ovládání MODUS Reporter V1.4 SP1 [5] ZVONEČEK, František. Geometrické přesnosti výrobních strojů - nástroje řízení jakosti. Strojírenská technologie. 2002, VIII, č. 4, str. 10 - 14. [6] MEASURING AstroBox – Robotické měření dílů pro 100% kontrolu produkce (poustr společnosti Astro Kovo s.r.o.) [7] www.ikvalita.cz/tools.php?ID=24. [online]. [cit. 2013-12-18] [8] www.ikvalita.cz/tools.php?ID=29. [online]. [cit. 2013-12-18]. [9] Interní zdroje společnosti Astro-Kovo s.r.o.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 246 -

(c) 2014 UJEP



Abstract Article:

Robotic measuring unit data processing

Author:

Kubátová Dana,Bc. MelicharMartin,Ph.D. Ing. Kutlwašer Jan, Ing.

Workplace:

Faculty of Mechanical Engineering,ZČUin Plzeň

Keywords:

Measuring unit, Equator, Data Processing, Bar code,

Surface integrity in today's time means a lot. Under this concept is hiding copious amounts of information and concepts from the field study surface and surface properties work pieces. The examination of the surface from the point of view metrology deals with only a limited number parameters. The company Astro-Kovo monitors in particular geometric parameters of shapes. Control ofthese parameters offers different variants realization. The first is manual evaluation by predetermined procedures. Second, dynamically developing, takes place for the use of automatic comparation 3D measurement. The second option has chosen company Astro-Kovo as your journey. From a comprehensive analysis 3D measuring machines was the selected machine amendment from a company Renishaw. This is a gauge on the principle working comparing. Its big priority lies in the fact that it does not require necessarily maintain constant environmental conditions during process. In the company's Astro-Kovo instrument is installed directly in the space production hall, which is especially effective for transport components in the space of apparatus. Amendment primarily designed and high-quality ready for integration into automated lines, in particular on the link between instruments with some manipulator, in this particular case it is connected to the robot Kuka. To practical application problem arose with a mutual compatibility issues when setting up the area into measuring area using the robot, you cannot use the software of software instruments. In this case the device can only evaluate whether the piece is in the tolerance and show the result on the display and subsequently measured data to print PDF file. For the reasons these shortcomings it was necessary to take steps to improve process of mutual communication. Special software has been created, of which bar code data that is located on the palette with the products automatically processes attributes; evaluate data and good/former cuts with a view on a particular worker. The data is then displayed on the Display control PC. But even this is not enough. The great challenge is that the data can be very difficult to evaluate statistically. Due to this lack is currently developing an extensive analysis and experiments on Data Processing on the interface amendment - the whole measuring unit.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 247 -

(c) 2014 UJEP



Concept of repairing branch pipes on high-pressure pipelines by using split sleeve Mičian Miloš, doc. Ing., PhD., Department of Technological Engineering, Faculty of Mechanical Engineering, University of Žilina, Univerzitná 1, 010 26 Žilina, Slovak Republic. E-mail: [email protected]. Patek Marek, Ing, Department of Technological Engineering, Faculty of Mechanical Engineering, University of Žilina, Univerzitná 1, 010 26 Žilina, Slovak Republic. E-mail: [email protected]. Sládek Augustín, prof. Ing., PhD., Department of Technological Engineering, Faculty of Mechanical Engineering, University of Žilina, Univerzitná 1, 010 26 Žilina, Slovak Republic. Repairs of branch connections defects on high-pressure pipelines allied to gas-escape are nowadays difficult processes. The reason is necessity of performing sections of damaged pipeline that is connected with transport medium layoff or with using technology of by-pass installing around damaged part of pipeline. In article, a concept of technology of branch connections repairing by split pressure sleeve is presented, which is in recent times realised only at straight sections of pipelines. Concept consist of split sleeve design along with wall thickness optimization in simulation software ANSYS. Concept of internal space of sleeve sealing up from welding workspace using appropriate seals placed at its sealant carriers is presented, too. Dimensions, material of carriers and sealant location were designed according to experimental measure of temperature, together with subsequent validation of heat transfer by numerical simulation in software SYSWELD. Described repairing method concept seems to be an appropriate alternative of branch connection repairing that allows fast and safe correction with lowered operational costs on realisation of repair and possibility of speeding-up and simplifying emergency conditions solution. Keywords: gas-escape repair, pressure sleeve, high-pressure gas pipelines, SYSWELD, ANSYS

1 Introduction The various types of integrity break can be discovered on pipes during the service time of high-pressure distribution network pipelines. Statistically, the most common cause of pipeline failure to 2010 was external interference (48.4 %), followed by construction defects/material failure (16.7 %), corrosion (16.1 %), ground movement (7.4 %), hot-tap made by error (4.8 %) and the rest were other and unknown causes (6.6 %) [1]. Very dangerous are defects that have sharp geometrical shape and which acts like local stress concentrators [3]. An example it can be cracks initiated by welding technology that arose during welding process or during cooling of welded joints. The example of branch connection defect allied connected to gas-escape is shown in Fig. 1. Crack extension at heat affected zone (HAZ) of fillet circumferential weld started most probably from assembly error of weld joint in combination with bending moment forcing at branch connection evoked by mass of installed pipe armatures nearby branch connection at previous repairing.

Fig. 1 DN150 branch from header pipeline DN300 for gas feeding of regulation station: left – unisolated part of branch connection at the place of gas-escaping, right – detail of fillet weld with longitudinal crack in HAZ of circumferential fillet weld Obr. 1 Odbočka DN150 z hlavního plynovodu DN300 pro napájení regulační stanice: vlevo – odizolovaná část odbočky i pláště v místě úniku, vpravo – detail na koutový svar s podélnou trhlinou v TOO obvodového koutového svaru Every detected defect has to be eliminated immediately by appropriate repairing technology. Within the framework of distribution network in Slovakia, it is possible to apply various permanent repairs on damaged

ISBN 978-80-7414-679-4

- 248 -

(c) 2014 UJEP



areas according to advices of technical rule TPP 702 11. Choosing of permanent repair method is determined by review of the following parameters:  character, dimensions and position of defect;  gas-escape;  type, quality of pipeline steel and pipe dimensions;  operational conditions and pipeline pressure;  external effects and stressing of repairing part of pipeline except of internal overpressure [2]. Best-known, but also technically and economically most difficult, is repairing method by performing section of damaged part of pipeline, during which it is necessary to delay gas delivery or to perform by-pass using complicated closing technology (T.D. Williamson). In some cases, there is a possibility to make same repairs without interrupting of medium transport under certain conditions. One of possible options is repair using pressure sleeve with sealant, neck and stopper plug (Fig. 2). During the repairing process by this technology, internal space of sleeve is sealed up in such way that it is possible to make site welds at its circuit. Along with it, at the time of assembly operations, internal space of sleeve is degassing to place without explosion possibility. Practically, the split pressure sleeves are used only at repairs of straight sections of gas pipelines in recent times.

Fig. 2 Pressure sleeve with sealant, neck and stopper plug before (left) and after assembling (right) Obr. 2 Tlaková objímka s těsněním, hrdlem a zátkou před (vlevo) a po montáži (vpravo)

2 Split pressure sleeve design inputs Dimensions design of split sleeve for branch connections repairing has been based on dimensions of simulated pipeline sample (pipeline solid body) as well as on final operational conditions. In terms of standard STN EN 13480-3 is branch connection on pipe characterised as lonely hole (opening) and it is necessary to consider neediness of mechanical reinforcement of header pipe near opening. Opening reinforcement can be provided by multiple methods as follows:  by increasing of wall thickness on header pipe,  by increasing of wall thickness on branch pipe,  by welding of reinforcement elements (so-called reinforcement collars),  by combination of mentioned methods [5].

Fig. 3 Definition of calculating parameters for header pipe reinforcement by reinforcement collar for angle-wise branch Obr. 3 Definování parametrů pro výpočet vyztužení válcového pláště zpevňovacím límcem pro šikmou odbočku At most cases, reinforcement of openings on gas pipelines is provided by reinforcement collars. Designed

ISBN 978-80-7414-679-4

- 249 -

(c) 2014 UJEP



dimensions (thickness and wideness) are in terms of methodology presented in STN EN 13480-3 standard controlled, whereby verification is performed by assigning of reinforcement areas (Fig. 3) and following requirement must be valid: (1) , where: p – allowed overpressure (MPa), pc – computational pressure (MPa). Allowed overpressure at such geometry is calculated according to relation: ∙ 2 (2) , where: f – allowed stress, Afs – area of header cross-section (mm2), Afb – area of branch cross-section (mm2), Afpl – area of reinforcement cross-section (mm2), Ap – applied pressure area (mm2). Reinforcement areas are defined by equations (3) to (6), to which calculating dimensions enter defined by equations (7) to (10). 2∙ ∙ (3) 2∙ ∙ (4) 2∙ ∙ (5) ∙ (6) 2 ∙ ∙ ∙ cos 2 cos 2 (7) (8) (9) ∙ (10) ∙ where: Deq – equivalent diameter of header pipe (mm), deq – equivalent diameter of branch pipe (mm), ls – length of opening influence on header (mm), lb – length of opening influence on branch (mm), lpl – length of reinforcement addition (mm) Do – external diameter of header pipe (mm), do – external diameter of branch pipe (mm), eas – wall thickness of header pipe (mm), eab – real wall thickness of branch pipe (mm), eapl – reinforcement thickness (mm) φ – inclination angle of branch pipe to header measured from vertical line (°), Di – internal diameter of header pipe (mm), di – internal diameter of branch pipe (mm). Operational conditions are defined by computational pressure of pipeline. Based on internal pressure, there is a possibility to define minimal wall thickness by using calculating based on surface stress at sleeve shape evocated by regular pressure on internal wall that initiates strain in wall in every direction. Consequent shape of sleeve also depends on sealing up technique, properties and location of sealing elements and on influence of performing assembling welds on individual sealing elements.

3 Design and optimization of split pressure sleeve shape Part of shape and size design of split sleeve for branch connections repairing on high-pressure pipelines are appropriate pipeline samples design that simulates real conditions during repairing, split sleeve shape design together with wall thickness optimization in ANSYS programme and internal space of sleeve sealing up solution design. 3.1 Pipeline samples design For design concept, construction and afterwards for prototype manufacturing of split sleeve a model situation on angle-wise branch connection of high-pressure pipeline has been chosen (pressure layer PN63; computational pressure pc = 6,3 MPa). Pipeline sample (Fig. 4) has dimensions that satisfy criteria declared in [4], namely: Do = 159 mm; eas = 4,5 mm; do = 60,3 mm; eab = 4 mm,  = 30°; Di = 150 mm; di = 52,3 mm.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 250 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 4 Pipeline sample Obr. 4 Potrubní vzorek At the pipeline sample, reinforcement collar was chosen with thickness that equals to header pipe wall thickness eapl = eas = 4.5 mm. Chosen minimal wideness of reinforcement has a value of lpl = 35 mm. Pursuant to relations (3) to (10), reinforcement areas for suggested dimensions has been determined with the following values: Afs = 273.24 mm2, Afb = 120.08 mm2, Afpl = 315.00 mm2, Ap = 9654.95 mm2. Maximal allowed overpressure with value p = 10.25 MPa has been calculated for designed material of reinforcement collar (Re = 235 MPa, Rm = 343 MPa), which satisfies condition (1) for computational pressure pc = 6.3 MPa. Proposed dimensions of reinforcement around opening are satisfying and they agree with respected standards. 3.2 Internal space of sleeve sealing up design Whereas internal space of sleeve will be exposed to escaping gas throughout assembling, it is necessary to ensure its ideal sealing up. In case of insufficient sleeve sealing up, inflammation of transported medium can occurs while assembling weldment is welded that might lead to destruction of repaired part of pipeline. Internal space of split sleeve sealing up has been designed with using seals fixed to so-called “sealant carriers” similarly, as it is shown in Fig. 2 (left). Sealant carriers will be copying all separation surfaces of sleeve, as well as holes at the places of connecting sleeve with pipeline. 3.2.1 Experimental measure of thermal cycles at sealant carrier To avoid sealant failure during assembly weldments production, it is necessary to ensure minimal distance of sealant from weld. For primary design of material and dimensions of sealant carriers, experimental measure of temperature flow at the sealant carrier surface on places of possible sealant positions was carried out. Steel sheets from S355 material with thickness 10 mm has been used for experiment, which represented walls of pressure sleeve. Steel sheet, made of the same material with 5 mm thickness, has been welded to one of used sheets, which represents sealant carrier, according to scheme in Fig. 5. Temperature has been scanned by 4 thermocouples type K at the scanning frequency 0.5 Hz that is sufficient for capturing of examined process. Welded joint has been formed by three layers executed by welding method 111 without preheat with parameters present in Tab. 1. Basic electrode OK 48.00 has been used as a filler material.

Fig. 5 Scheme of experimental sample simulating welding of split sleeve longitudinal assembling welds

ISBN 978-80-7414-679-4

- 251 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 5 Schéma zkušebního vzorku simulujícího svařování podélných montážních svarů dělené objímky Tab. 1 Welding parameters Tab. 1 Svařovací parametry Bead Electrode diameter  (mm) 1. root bead 2.5 2. filler bead 3.2 3. cover bead 3.2

Welding current Iz (A) 85 110 115

Welding voltage Uz (V) 23 22 22

In Fig. 6, time behaviour of temperature measured at thermocouples T1 to T4 is displayed at which thermal cycle goes through three maximum values given by electric arc passing at making three beads of “V” weld. Maximal value of temperature rising is result from thermal saturation of material and also by reason of increasing heat input for consequent beads.

Fig. 6 Graphic representation of temperature curves measured on thermocouples T1 to T4 installed on sealant carrier Obr. 6 Grafické znázornění průběhu teploty na termočláncích T1 až T4 instalovaných na nosiči těsnění Temperature on sealant carrier at assumed locality of sealant position (30 mm from bottom edge of pressure sleeve cover) doesn’t extend temperature 115 °C during the welding of root bead and 253 °C during the welding of third (cover) bead. If we assume that root bead will close internal space against potential gas-escape through weld, sealant can be dimensioned to lower value of temperature 115 °C. 3.2.2 Numerical simulation of heat flow Pursuant to performed experiment, numerical simulation of welding in simulation software SYSWELD has been configured. First phase of numerical simulation configuration is model creation and its following discretization to finite element mesh. Basement for model formation has been macrostructural photograph of welded joint created by experimental measure (Fig. 7). Model created in AutoCAD programme has been consequently converted in meshing programme Visual-Environment to finite elements mesh composed of 5,695 2D elements (base material and individual beads) and 1,051 1D elements (heat exchange and trajectory of heat source moving). Numerical simulation has been performed on 2D model while heat affection has been solved as three-dimensional heat source crossing through 2D model.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 252 -

(c) 2014 UJEP



Fig 7 Macrophotography of welded joint Obr. 7 Makrostruktura svarového spoje As heat sources at welding simulation has been used Goldak’s models of heat source (Fig. 8), which parameters has been particularly defined for every bead. Values of individual parameters of Goldak’s models of heat source are presented in Tab. 2. Material properties of particular model parts has been used from database.

Fig. 8 Goldak’s double ellipsoid model of heat source [6, 7, 9] Obr. 8 Goldakův dvojelipsoidný model zdroje tepla Tab. 2 Parameters of Goldak’s models of heat source for individual welding beads Tab. 2 Parametry Goldakových modelů zdroje tepla pro jednotlivé svarové housenky Qr af ar b c x0 Bead Qf (W.mm-3) (W.mm-3) (mm) (mm) (mm) (mm) (mm) No. 1. 7,315 5,5 2 4 3,4 5 0 2. 9,31 7 2 4 5,2 3,5 0 3. 15,96 12 2 4 8 1,8 0

ay (°)

y0 (mm)

z0 (mm)

0 0 0

0 0 0

5,1 7,5 10,5

Legend: Qf, Qr – heat input; af ar,b,c – melted area dimensions; x0 – movement of local coordinate system along the X axis; y0 - movement of local coordinate system along the Y axis; z0 - movement of local coordinate system along the Z axis; ay – inclination angle of local coordinate system. After definition of input parameters, thermal analysis has been realised. Among the most important results of thermal analysis belong thermal fields of welding and thermal cycles generated at chosen nodes of mesh. Size and location of thermal fields during welding of individual weld beads obtained by simulation are shown at Fig. 9. Extension of fused areas after simulation copies size of welding beads on experimental sample.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 253 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 9 Thermal field of individual weld beads Obr. 9 Teplotní pole jednotlivých svarových housenek Fig. 10 displays thermal cycles generated in nodes that responded real location of thermocouples during experiment. Simulated temperature behaviours are in notable coincidence with measured values. Based on this fact, numerical simulation with alike conditions can be used also during projection of sealant position in case of sleeve dimensions change.

Fig. 10 Simulation temperature curves generated at places corresponding with thermocouples position at real experiment Obr. 10 Simulovaný průběhy teplot vygenerovány v místech zodpovídajících umístnění termočlánků při reálním experimentu 3.3 Construction concept design of split sleeve Essential technical parameters for sleeve prototype (Fig. 11) has been summarised to the following points:

ISBN 978-80-7414-679-4

- 254 -

(c) 2014 UJEP


   

 


split pressure sleeve consist of three parts in such way, that secure installation to repaired branch connection will be ensured, manufacturing of individual parts by machining (upper part) and weldment of thick-walled pipe (lower part) is assumed, every part from semi-manufactured products of strength category S355, wall thickness according to computation at pressure layer PN63 (6,3 MPa), sealant, installed on appropriate sealant carrier, that safely isolate welding zone from internal space during welding and that has to resist a temperature radiated from weld space for a time of performing assembling welds, closing assembling welds (longitudinal and fillet welds) will be performed according to proposed pWPS by 111 welding method, at time of welding, escaping gas will be taken away from internal space of sleeve through upper neck to the space beyond the fire hazard of natural gas and at the same time through lower neck, inert gas is supplied.

Fig. 11 Split pressure sleeve model at half cutting Obr. 11 Model dělené tlakové objímky v polovičním řezu 3.4 Strength computing of split sleeve cover loaded by internal overpressure Designed sleeve will serve as a permanent repair of branch connection, which means its internal pressure will be loaded by the same pressure as individual pipeline parts. For that reason, it was necessary to dimension size of sleeve (especially wall thickness) in such way that there will not occur straining of material by safely load stress. Because of complex shape of sleeve and because it is hard to determine wall thickness by analytical computation, computing has been processed in simulation software ANSYS. Problem has been solved as symmetrical, at which model with nonlinear characteristic for material S355 has been used. Boundary conditions of numerical analysis are shown at Fig. 12. Computing has been processing at straining of internal space of sleeve by inner overpressure with value 6.3 MPa. While appropriate wall thickness has been searching, several variants with various wall thickness has been analysed. The most optimal solution has been sleeve with wall thickness 16 mm and with thickness of sealant carriers 8 mm. Sealant carriers are 35 mm width and they will be also serve as reinforcing elements. Extent of reduced stresses according to Von Mises theory on inner side of sleeve at specific conditions is illustrated in Fig. 13.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 255 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 12 Boundary conditions of split sleeve strength computing: A – symmetry plane; B, C and D – fixed gripping; E – loading vector of internal pressure pc = 6.3 MPa Obr. 12 Okrajové podmínky pevnostního výpočtu dělené tlakové objímky: A – rovina symetrie; B, C, D – fixní uchycení; E – vektor zatížení vnitřním přetlakem pc = 6,3 MPa

Fig. 13 Distribution of reduced stresses on inner surface of sleeve Obr. 13 Rozložení redukovaných napětí na vnitřním povrchu objímky Resultant stress in the whole volume of sleeve reaches values within the framework of allowed values for used material with strength category S355.

4 Conclusion Novel solutions possibilities of damaged branch pipeline connections repairing allied to gas-escape require increased attention, especially because of technological and economical difficulty of recent repairing methods. Split pressure sleeves putting to use, as it is inscribed in this article, can bring significant decreasing of elaborateness and speeding-up of repairing process at this domain. On grounds of designed shape, dimensions, wall thicknesses of sleeve and sealant carriers by static strength computational, split sleeve will be manufactured and real testing of designed solution will follow. It will be mainly welding of sleeve to pipeline sample and NDT testing of welded joints at required range given by actual legislative. After successful pressure test, complete welded part will be tested by cyclic stress, at which two examined pipeline samples are compared (with and without split sleeve). As a part of next process, destructive testing and other analysis are planned.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 256 -

(c) 2014 UJEP



Acknowledgement The article has been created within the framework of VaV task assigned by SPP-D Company, also nr. 561/PG04/2011 supported by uninvesting fund EkoFond, which founder is company SPP, a.s. and by SPP-D Company. This paper has been arisen also thanks to supply of grant project VEGA-1/0547/11, KEGA-039ŽU4/2011.

Literature [1] EGIG. Gas Pipeline Incidents – 8th Report of the European Gas Pipeline Incident Data Group. 2011. 43 pp. [2] TPP 702 11 Repairing of steel high-pressure pipelines with the highest operational pressure to 40 bar included (in Slovak) [3] GAJDOŠ, Ľ. Reliability of gas pipelines. 1. ed. Praha : Vydavatelství ČVUT, 2000. 217 s. ISBN 80-0102-143-2. (in Czech) [4] STN EN 13480-3 Metallic industrial piping. Part 3: Design and calculation [5] MIČIAN, M. - LEŽDÍK, V. - PATEK, M. - SLÁDEK, A. Split pressure sleeve for repair escape gas on branch VTL pipelines. In 41. International Conference WELDING 2013, 20.-22.11.2013, Tatranská Lomnica, Slovak Republic, pp. 144-159. ISBN 978-80-89296-16-3. [6] NOVÁK, P. – MEŠKO, J. – ŽMINDÁK, M. Finite element implementation of multi-pass fillet weld with phase changes. In: Manufacturing technology: journal for science, research and production, 2011, vol. 13, no.1, pp.79-85. ISSN 1213-2489. [7] MEŠKO, J. - FABIAN, P. - HOPKO, A. - KOŇÁR, R.: Shape of heat source in simulation program SYSWELD using different types of gases and welding methods. In Strojírenská technologie, 2011, nr. 5, pp. 6-11. [8] ASME. Power Piping. ASME code for pressure piping, B31. 2001. 198 pp. [9] KOŇÁR, R. – MIČIAN, M. – HOPKO, A. Analysis of boundary conditions for the simulation of welding at the repair of gas pipelines with steel sleeve. In. Communications, 2011, vol. 13, pp. 36-39. ISSN 1335-4205. [10] KOŇÁR, R. – MIČIAN, M. Numerical simulation of residual stresses and distortions in butt weld in simulation programme SYSWELD. In Communications, 2012, vol. 14, pp. 49-54. ISSN 1335-4205. [11] NOVÁK, P. – ŽMINDÁK, M. A new filling material for cold sleeve. In Communications, 2012, vol. 14, issue 4A, pp. 85-89. ISSN 1335-4205. [12] KHARAT, A.R. – KADAM, S.J. – BHOSALE, S.G. Study of different type reinforcement in cylindrical pressure vessel. In International Journal of Engineering Research & Technology, 2013, vol. 2, issue 10, pp. 3178-3181. ISSN 2278-0181.

Abstrakt Název:

Návrh technologie oprav odboček vysokotlakých plynovodů použitím dělené objímky

Autor:

Mičian Miloš, doc. Ing., PhD. Patek Marek, Ing. Sládek Augustín, prof. Ing., PhD.

Pracoviště:

Katedra technologického inžinierstva, Strojnícka fakulta, Žilinská univerzita v Žiline

Klíčová slova:

oprava úniku plynu, tlaková objímka, vysokotlaké plynové potrubí, SYSWELD, ANSYS

V čase provozu vysokotlakých plynovodů distribuční sítě se na potrubích můžou objevit různé typy porušení celistvosti plynovodních trubek. Vzniklé chyby často představují veliké riziko havárie potrubí, proto je třeba všechny chyby bezodkladně odstranit použitím vhodné technologie. Nejznámějším, jako i technicky a ekonomicky nejnáročnějším způsobem opravy odbočky vysokotlakého potrubí je oprava výřezem poškozené části potrubí, při které je potřebné odstavit dodávku plynu nebo vykonat obtok pomocí náročné uzavírací technologie. Technické pravidlo TPP 702 11 umožňuje za provozu potrubí také použití opravy tlakovou objímkou s těsněním, hrdlem a zátkou (obr. 2), která je v současnosti používaná jen na opravy rovných úseků plynovodů. Předkládaný článek rozebírá návrh opravy odboček plynovodních potrubí použitím nové technologie opravy s využitím tlako-

ISBN 978-80-7414-679-4

- 257 -

(c) 2014 UJEP



vé dělené objímky. První části návrhu bylo zvolení reprezentativního potrubního vzorku (obr. 4), na kterém bylo aplikované zpevnění otvoru použitím zpevňovacího límce s rozměry určenými na základě normy STN EN 13480-3. Další části návrhu bylo navrhnutí vhodného utěsnění vnitřního prostoru dělené objímky tak, aby bylo možné za provozu vysokotlakého potrubí vyrábět montážní svary po obvodu objímky. Utěsnění vnitřního prostoru bylo navrhnuté s využitím těsnění umístěných na tzv. „nosičích těsnění“. Rozměry, materiál nosičů těsnění a umístění těsnění byli navrženy experimentálním měřením průběhu teplot (kapitola 3.2.1) a následným ověřením šíření tepla numerickou simulaci v softwaru SYSWELD (kapitola 3.2.2). Tloušťka stěny výsledné dělené objímky (obr. 11) byla navrhnuta na základě pevnostního výpočtu od zatížení objímky vnitřním přetlakem v simulačním programu ANSYS. Výpočtem byla určena výsledná tloušťka stěny, při které redukované napětí (obr. 13) dosahovalo hodnoty nižší, než jsou dovolené pro materiál třídy S355. Na základě navrženého tvaru, rozměrů, tlouštěk stěn objímky a nosičů těsnění bude dělená objímka vyrobena a bude následovat reální zkoušení navrženého řešení. Uvedený návrh způsobu opravy se zdá jako vhodná alternativa řešení oprav plynovodních odboček, umožňující rychlou a bezpečnou opravu při snížených nákladech na realizaci opravy s možností urychlení a zjednodušení řešení havarijního stavu.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 258 -

(c) 2014 UJEP



Micromagnetic study of cutting conditions and grinding wheel wear influence on surface integrity Marián Mičúch Ing., Mária Čilliková, doc., Ing., PhD., Miroslav Neslušan prof., Ing., Dr., Anna Mičetová, prof., Ing., PhD. University of Žilina, Faculty of Mechanical Engineering, Department of Machining and Manufacturing Technology E-mail: [email protected] Článok sa zaoberá problematikou vplyvu opotrebenia brúsneho kotúča, rezných podmienok a reznej kvapaliny na integritu povrchu vyjadrenou prostredníctvom Barkhausenovho šumu. Článok poukazuje na skutočnosť, že ak je opotrebenie brúsneho kotúča zvýšené v prípade nedostatočného prísunu kvapaliny do miesta rezu je veľké riziko tepelného poškodenia obrobku. Článok prezentuje základné informácie ohľadne vyššie uvedených vplyvov, na základe ktorých je možné realizovať optimalizáciu cyklov brúsenia ako aj analyzovať kritické časti operácii. Klíčová slova: Barkhausenov šum, integrita povrchu, brúsenie, ložisková oceľ

1 Introduction Continuous rotation of magnetic field results in discontinuous Bloch Wall (BW) movement. This discontinuity is called Barkhausen noise (BN). An increasing density of elastic energy leads to a change in domains configuration to minimize internal energy (in the case of ferromagnetic materials). Barkhausen noise a physical phenomenon occurs due to existence of lattice imperfections such as dislocation cells, grain boundaries, carbides, other precipitates, etc. These imperfections represent the pinning sites in which BW motion is pinned. BW motion can be induced either by mechanical load and the corresponding stress effect or due to external magnetic field. When the strength of external magnetic field is low, BW is pinned in its positions. As soon as magnetic field exceed the critical value equal to the potential energy of pinning sites BW movement is form of jumps occur [1], see Fig. 1. BN strongly depend of stress state, surface microstructure and hardness in a synergistic manner. Thermal tensile stresses results in increasing domains parallel with the direction of magnetic field, while the domains perpendicular to the load are decreasing. The compressive stresses effect is contrary [2, 3].

Obr. 1 Fyzikálna podstata Barkhausenovho šumu [2] Fig. 1 Physical origin of Barkhausen noise [2] The external magnetization parallel with tensile stress leads to increase of domains parallel with magnetization orientation. The parallel orientation results in more intensive movements of BW. The compressive stress causes rotation of walls into the direction of exciting magnetic field and eliminates movements of Bloch walls. Except stress state, Bloch wall movement also depends on hardness and structure of inspected surface. While high magnetoelastic responses can be obtained for soft structures, hard structures give poor magnetoelastic signals [4]. Hardness of structure in steels is usually associated with dislocation density. Being so, hard structure of high dislocation density emits low magnetoelastic responses, while soft structure of low dislocation density much higher BN. The main advantages of Barkhausen noise (BN) method is associated with very fast surface response (in sconds), portability of BN systems and ability to be easily integrated into automatic cycles and robotic cells. Nowadays this method is successfully adopted for inspection of surface burn after grinding operations since the strong thermal load of machined surface increases the thickness of thermally affected zone under the surface during grinding [5, 6]. As the consequence of intensive heat flux, more pronounced tensile stresses are obtained together with thermal softening of surface as well as subsurface layers. Therefore, grinding burn can be easily

ISBN 978-80-7414-679-4

- 259 -

(c) 2014 UJEP



detect via BN technique since both effects tensile stresses and structure softening enhance BW ability to move and result into increasing BN values obtained for surface with grinding burn. Grinding operations can be affected by many variables from the different points of view. Cutting conditions and grinding wheel wear take also the significant role. Moreover, insufficient coolant supply or lack of coolant can lead to intensification of friction processes in wheel – workpiece interfere and the corresponding surface burn [7, 8]. Therefore, this paper deal with influence of cutting conditions, significance of coolant supply and grinding wheel wear on surface integrity by the use of BN technique and the corresponding conventional measurement of surface microhardness, structure and stress state. This study was carried out as a particular task of the more complex research solved for manufacturer of large bearing for wing power station. The main goal of this research is to improve surface integrity of ground parts associated with mainly thermal softening of the surfaces as a significant reason for premature failures of rings in operations.

2 Experimental conditions Specific experiment was conducted to investigate influence of cutting conditions (mainly infeed speed), grinding wheel wear and coolant supply in the laboratory conditions. This study was carried out on the 120 rings made of 100Cr6 bearing steel of hardness 62 HRC 55 mm in external diameter, 41 mm in internal diameter and 12 mm in width are ground. The rings were divided into 3 series and ground under the different cutting conditions and coolant feeding:  40 rings were ground with infeed vp = 0,005 mm.s-1 and coolant feeding speed Qf = 20 l.min-1  40 rings were ground with infeed vp = 0,01 mm.s-1 and coolant feeding speed Qf = 20 l.min-1  and 40 rings were ground with infeed vp = 0,005 mm.s-1 and coolant feeding speed Qf = 5 l.min-1. Rings were mounted on the shaft as Fig. 2 indicates. Grinding wheel was redressed before each series and 40 rings were ground under the constant condition to develop a certain grinding wheel wear. Micromagnetic testing was performed by use of Rollscan 300 and software package Microscan in the frequency range from 70 to 200 kHz (mag. frequency 125 Hz, mag. voltage 10 V). Each ring was measured in 8 points in the center of a ring width. BN values represent the average value calculated from 8 measurements. Grinding wheel: 350x50x127, A98 80 J9V Cutting condition: vc = 30 m.s-1, vf = 11 m.min-1, single crystal diamond dresser, Ecocool 3%, rough and finishing grinding: stock 0,3 mm. Each ring was mounted on the shaft as it is illustrated in Fig. 2. Vickers microhardness measurement was conducted by Hanneman micro-hardness tester by applying force 300 N for 10 seconds. To reveal the microstructure transformation induced by grinding 10 mm long pieces were cut from the rings and routinely prepared for metallographic observations. Microstructures were observed in the centre of the ring width to match the positions of metallographic observation with positions where BN were measured.

Obr. 2 Znázornenie krúžku upnutého na upínacom tŕni Fig. 2 Illustration of a ring mounted on the shaft

3 Results of experiments Microstructures of ground surface depict Fig. 3. This figure illustrate that structure alteration of the ground surface is strongly affected by grinding wheel wear as well as infeed speed. While structure of the ground surface stays nearly untouched in the initial phases of grinding cycle (Fig. 3a), progressive grinding wheel wear (corresponding with the number of ground rings) results into gradual increase of thickness of Heat Affected Zone (HAZ), see Fig. 3b, c. Heat Affected Zone in grinding operations is induced by over tempering of the surface due to heat generated in the wheel – workpiece interface. This heat dissipated into workpiece and causes near surface thermal softening. Fig. 3 also shows that character of thermal softening and the corresponding structure alteration differs. The typical blue thermally softened layer can be found after grinding with lower infeed speed vp = 0,005 mm.s-1. On

ISBN 978-80-7414-679-4

- 260 -

(c) 2014 UJEP



the other hand, „sandwich“ structure can be found at high removal rates (at higher infeed speed vp = 0,01 mm.s-1). Brown transient zone in the near-surface region is followed by thermally softened (blue) zone and untouched white (or gray) in deeper zones. Thermally softened layer (blue) beneath the surface represent the structure of reduced dislocation density and the corresponding lower hardness than that found in the untouched raw structure, see Fig. 8. Since BW interact with dislocations, the higher BN values found in the later phases of grinding process are associated with lower density of dislocation cells in the thermally softened layer [9], see Fig. 5. Values indicated in Fig. 5 represent the average values obtained from the 8 point measured on the ring periphery. Fig. 4 shows the typical record of the raw BN signals through the 6 cycles of hysteresis loop.

b) transient and thermally softened surface, ring n. 29, BN = 300 mV, high infeed and high coolant speed

a) nearly untouched surface, ring n. 2, BN = 100 mV, low infeed and high coolant speed

b) thermally softened surface, ring n. 26, BN = 145 mV, low infeed and high coolant speed

d) transient and thermally softened surface, ring n. 29, BN = 300 mV, high infeed and high coolant speed, detail

Obr. 3 Mikroštruktúry brúsených povrchov Fig. 3 Micrographs of ground surfaces

ISBN 978-80-7414-679-4

- 261 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 4 BN signál tepelne popusteného povrchu, krúžok č. 29, zvýšený prísuv a prívod procesnej kvapaliny Fig. 4 Raw BN signal for thermally softened surface, ring. n.29, high infeed and coolant speed Fig. 5 shows the progressive increase of thermal softening effect along with progressive grinding wheel wear in all cases. However, grinding conditions and coolant feeding also strongly affect the thermal load of ground surface and the corresponding BN values especially when grinding wheel wear becomes more developed (in the final phases of grinding cycle). Fig. 5 also shows that only moderate increase of BN values is obtained at low infeed rate and high coolant feeding rates. Reduced coolant supply and mainly higher infeed rate causes more pronounced thermal load of ground surfaces. Moreover, structure alteration, as it is indicated by Fig. 3c (with the typical blue thermally softened zone), can be found at low infeed and high coolant feeding rates whereas the „sandwich“ structure shown in Fig. 3b, d indicates more pronounced surface overheating and the corresponding higher cooling rates at high removal rates or insufficient coolant feeding.

400 vp = 0,005 mm/ot, Qf = 20 l/min

350

vp = 0,01 mm/ot, Qf = 20 l/min vp = 0,005 mm/ot, Qf = 5 l/min

300

BN, mV

250 200 150 100 50 0 0

5

10

15 ring n.

20

25

30

35

40

Obr. 5 Vplyv opotrebenia brúsneho kotúča na BN hodnoty Fig. 5 Influence of grinding wheel wear on BN values Thermal softening, indicated by structure observation, correlates with Peak Position parameter extracted from the raw BN signal. Peak position is defined as a value in which the burst curve of BN reaches the maximum, see Fig. 6. Burst curves shifter to the higher magnetic field and the corresponding higher Peak Positions correspond

ISBN 978-80-7414-679-4

- 262 -

(c) 2014 UJEP



with the structure of higher pinning strength [9, 10]. In other words, higher energy is needed when BW is getting over pinning sites. Being so, pure thermal softening result in gentle drop of Peak Position at low removal and high coolant feeding rates in the initial phase of grinding cycle whereas the typical “sandwich” structure (where brown transient zone is followed by blue region) corresponds with gradual increase of Peak Position at higher infeed or low coolant feeding rates, see Fig. 7. Fig. 7 also shows that the “sandwich” structure occurs in the initial phases of grinding cycle at high removal rates (and saturates afterwards). On the other hand, more pronounced increase of Peak Position can be found in the final phases at low coolant feeding rates.

Obr. 6 Vplyv opotrebenia brúsneho kotúča na obalové krivky BN Fig. 6 Influence of grinding wheel wear on BN bursts

22 progressive decrease of Peak Position

21

Peak position, ma

20 19 18 increase of Peak Position

17

vp = 0,005 mm/ot, Qf = 20 l/min 16

vp = 0,01 mm/ot, Qf = 20 l/min vp = 0,005 mm/ot, Qf = 5 l/min

15 0

5

10

15 ring n.

20

25

30

35

40

Obr. 7 Vplyv opotrebenia brúsneho kotúča na pozíciu maxima Fig. 7 Influence of grinding wheel wear on Peak position Fig. 9 illustrates that the shift of Peak Position does not affect FWHM (Full Width at Half Maximum). FWHM stays nearly constant for all cutting conditions. Moreover, this parameter stays nearly untouched when grinding wheel wear is progressively developed. Being so, it indicates that over tempering and the corresponding temper – burn of ground surface dominates a no aggressive overheating and re-hardening in the form of white layer induced by grinding occurs. It means that dislocation density in HAZ is reduced but grain size in the HAZ corresponds with untouched raw structure found in thermally untouched surfaces. Nearly constant FWHM indicates that the shape of BN burst stays nearly the same for all investigated surface. More or less pronounced thermal load of the ground surface only shifts the burst to the lower (in the case pure thermal softening and oc-

ISBN 978-80-7414-679-4

- 263 -

(c) 2014 UJEP



currence only typical blue HAZ) or higher (in the case „sandwich“ thermal softening and occurrence only mixed blue and brown HAZ) magnetic fields.

1400 1200

Microhardness, HVm

1000 800 600

low infeed and high coolant speed, ring n.4 low infeed and high coolant speed, ring n.37

400

high infeed and coolant speed, ring n.29 200 0 0

10

20

30

40

50

60

-2

distance from surface x 10 ,mm Obr. 8 Profily mikrotvrdosti Fig. 8 Microhardness profiles

30 28 26 24

FWHM, ma

22 20 18 16 vp = 0,005 mm/ot, Qf = 20 l/min 14

vp = 0,01 mm/ot, Qf = 20 l/min

12

vp = 0,005 mm/ot, Qf = 5 l/min

10 0

5

10

15 ring n.

20

25

30

35

40

Obr. 9 Vplyv opotrebenia brúsneho kotúča na FWHM Fig. 9 Influence of grinding wheel wear on FWHM

ISBN 978-80-7414-679-4

- 264 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 10 indicates the additional aspect of grinding wheel wear. This figure represents the relation in which magnetoelastic responses expressed in BN values are plotted against grinding wheel wear (associated with the number of ground rings) with indicated scatter bars. Fig. 9 illustrate that thermal load of ground surface in the initial phases of grinding cycle in more homogeneous that those when grinding wheel wear is more developed. More pronounced non-homogeneity of BN values is due to variable thermal load of the ground surface as a result of grinding wheel vibration. This type of grinding chatter is associated with progressive grinding wheel wear, increase of passive force and limited dynamic stiffness of grinding machine. Being so, evaluation of surface integrity at higher grinding wheel wear exhibits more pronounced dispersion of measured values than those found in the initial phases of grinding cycles. It seems that monitoring of surface integrity becomes less reliable. However, evaluation of surface integrity is associated with detection of the maximum value found on the ground surface. When the maximum value found on the ground surface exceeds the critical value a ground part is classified as damaged. 450 chatter free grinding more homogenous surface lower BN values

400 350 300

BN, mV

250 200 150

grinding chatter non homogeneity of ground surface high BN values

100 50 0 0

5

10

15 ring n.

20

25

30

35

40

Obr. 10 Vplyv opotrebenia brúsneho kotúča na hodnoty BN s ich rozptyl Fig. 10 Influence of grinding wheel wear on BN values with scatter bars

4 Conclusion This study was initiated as a result of specific problems during grinding bearing rings of higher diameters (of diameter between 600 up to 1000 mm). It was found that grinding conditions take only a minor role in grinding bearing rings of low diameter from the point of grinding burn. On the other hand, higher BN values occur after grinding bearing rings of higher diameters. Results of this study are significant from the abovementioned points of view. It should be discussed that grinding wheel wear becomes more significant aspect of grinding operation in the case of grinding of rings of higher diameter since under the constant stock for finishing grinding volume of removed material and wheel wear increases along with ring diameter. Being so, initial phases of grinding cycles indicates in this study corresponds with grinding rings of low diameter whereas the later stages of grinding cycle are associated with grinding of rings of high diameter. For this reason, surface integrity of rings of low diameter stays nearly untouched despite variable grinding conditions whereas progressive increase of BN values for rings of higher diameter is due to more developed wheel wear. As a result of wheel wear developed with increasing volume of material, grinding cycles should be optimized in the case of grinding of rings of higher diameter to obtain the surface of acceptable quality. Acknowledgment This article was edited under the financial support of VEGA (project No. 1/0223/11 and 1/0097/12) and KEGA (project No. 023TUKE-4/2012) agencies.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 265 -

(c) 2014 UJEP



References [1] BARKHAUSEN, H.: Phys. Zeitschrift 20. 1919. 201. [2] KAPRUCHEWSKI, B.: Introduction to micromagnetic techniques, In: ICBM1 report, Hannover. 2002. [3] ALTPETER, I., THEINER W., BECKER, R.: Eigenspannungsmessung an stal deer Güte 22 NiMoCr 37 mit mag-netischen und magnetoelastischen Prüfverfahren, 4th Intern.Conf.on NDE in Nuclear Industry, Lindau. [4] VASHISTA, M., PAUL, S.: Novel processing of Barkhausen noise signal for assessment of residual stresses in surface ground components exhibiting poor magnetic response, In: J. of Magnetism and Mag. Materials 323, 2011. [5] MOORTHY, V., SHAW. B. A., BRIMBLE, K., ATKINS, I.: Evaluation of heat treatment and deformation induced changes in material properties in gear steels using magnetic Barkhausen noise analysis, In: 3rd International Conference on Barkhausen noise and micromagnetic testing, pp. 1 – 20, 2001. [6] NESLUŠAN, M., ROSIPAL, M., OCHODEK, V.: Analysis of some aspects of surface integrity after grinding and hard turning trough Barkhausen noise. In: 9th International Conference on Barkhausen noise and micromagnetic testing : June 28-29, 2011, Hejnice - Czech Republic. [7] BRINKSMEIER, E., HEINZEL, C., WITTMAN, M.: Friction, cooling and lubrication in Grinding, CIRP Vol. 48/2/199. [8] MALKIN, S., GUO, C.: Thermal Analysis of Grinding, CIRP 56, p. 760 – 782. 2007. [9] MOORTHY, V., SHAW, B. A., BRIMBLE, K., ATKINS, I.: Evaluation of heat treatment and deformation induced changes in material properties in gear steels using magnetic Barkhausen noise analysis, In: Proceedings of 3rd international conference on Barkhausen noise and micromagnetic testing, July 2-3, Tampere, Finland, 2001. [10] SORSA, A., LEVISKA, K., SANTA AHO, S., LEPISTO, T.: Quantitative prediction of residual stresses and hardness in case-hardened steel based on the Barkhausen noise measurement, NDTand E 46, p. 100-106, 2012. [11] NOVÁK, M.: Surfaces with high precision of roughness after grinding. In: Manufacturing technology, 2012, p. 66-70, ISSN 1213-2489. [12] MIČIETA, B., ŠTOLLMANN., V.: Design and improvement of production processes, DAAAM International Scientific Book 2009, ISSN 1726-9687, ISBN 978-3-901509-69-8. [13] MIČIETA, B., GREGOR, M., HALUŠKA, M., BIŇASOVÁ, V.: Definition of the requirements in order to achieve sustainable production, European international journal of science and technology. ISSN 2304-9693, 2013, Vol. 2, No. 4 (2013), p. 125-130 [14] JERSÁK, J., PALA, Z., GANEV, N.: The Effect of Cooling Process on Residual Stresses in a Surface Layer of Ground Components. In: Manufacturing Technology, p. 1-5, volume 8, December 2008. ISSN 1213-2489. [15] NOVÁK, M.: Surface quality of hardened steels after grinding. In: Manufacturing Technology, p. 5559, volume 11, December 2011. ISSN 1213-2489.

Abstract Article: Author:

Workplace: Keywords:

Micromagnetic study of cutting conditions and grinding wheel wear influence on surface integrity Marián Mičúch, Ing. Mária Čilliková, doc., Ing., PhD. Miroslav Neslušan, prof., Ing., Dr. Anna Mičietová, prof., Ing., PhD. University of Žiliny, Faculty of Mechanical Engineering, , Department of Machining and Manufacturing Technology Barkhausen noise, surface integrity, grinding, bearing steel

This paper is a part of the more detail research focused on the specific problems during grinding of bearing rings of diameters in the range of 600 up to 1000 mm. Some experiments were conducted in the laboratory of our department (grinding of ring of small diameters) and specific measurements were carried out in the practice

ISBN 978-80-7414-679-4

- 266 -

(c) 2014 UJEP



(rings of large diameters). This paper discusses the specific aspects of surface burn after grinding associated with insufficient coolant feeding as well as the variable grinding conditions. Measurements are based on micromagnetic evaluation of ground surfaces due to large diameter of inspected rings and very fast response of the proposed technique. Magnetic inspection of parts is based of physical phenomenon originating from irreversible Bloch Wall motion well known as Barkhausen noise. This phenomenon is briefly described in the theoretical part of the paper. Results of experiments show that cutting conditions do not take a significant role considering surface burn induced by grinding itself. On the other hand, very high Barkhausen noise values can be found after grinding of ring of large diameter. This aspect is associated with the progressive development of grinding wheel wear along with increasing volume of removed material. Grinding wheel wear leads to the more pronounced heat generation, increasing temperatures in the grinding wheel – workpiece contact which in turn contributes to the elevated temperatures, surface burn and high Barkhausen noise values. Initial grinding cycles presented in the paper corresponds with grinding of bearing ring of middle or small diameters while the later cycles correspond with grinding rings of large diameters. Being so, initial phases of grinding cycles usually do not causes surface burn despite the variable cutting conditions whereas the progressive increase of Barkhausen noise values can be found in the later phases of grinding cycles for all cutting conditions. This study also discusses alteration of surface microhardness of ground surface as well as structure transformations. Gentle alteration of structure transformation correlates with Peak Position parameter of Barkhausen noise.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 267 -

(c) 2014 UJEP



Influence of adhesives storing temperature on adhesive bond strength Miroslav Müller, Asc. Prof., Ing., Ph.D., Department of Material Science and Manufacturing Technology, Faculty of Engineering, Czech University of Life Sciences in Prague, E-mail: [email protected]. Adhesive bonds are very often applied in various climatic conditions and environments. Each environment is of specific properties which basically influence entire strength and reliability of an adhesive bond. The influence of the surroundings temperature on the strength and service life of the adhesive bond is one of the most important factors which has to be taken into regard by a designer when designing the bond. However, during a transit or a storing the adhesives can meet much higher or lower temperatures than it is recommended by a producer. The aim of the experimental part is a determination of the influence of the storing temperature in the interval -20 to 100 °C on the resultant strength of the adhesive bond. Twocomponent epoxy and acrylate adhesives which are used as the constructional ones were used for experiments. The subject of the research was the adhesives which are not specially determined for using in high or low temperatures. From the results it is obvious that the packing type is essential for a transfer of surroundings temperature into the adhesive. Higher storing temperatures (temperatures exceeding 60 °C) affect in a negative way the adhesive bond strength. Keywords: adhesive bonding technology, packing, surroundings temperature, strength

1 Introduction Adhesive bonds are very often applied in various climatic conditions and environments [1]. Each environment is of specific properties which basically influence entire strength and reliability of an adhesive bond [2]. The problem is a resistance of above mentioned systems to degradation processes e.g. temperature and liquid contaminants – cutting fluid, transmission oil [2, 3, 4, 5, 6]. The influence of the surroundings temperature on the strength and service life of the adhesive bond is one of the most important factors which has to be taken into regard by a designer when designing the bond [7]. Influencing of the adhesive bond strength by the temperature can be divided into three basic groups:  the surroundings temperature which affects the bond during its service life,  the temperature in which the adhesive hardens,  the surroundings temperature which affects the adhesives during the transit and the storing (before the adhesive bonding process) [8, 9]. Messler [9] ascertained causes of the adhesive bond failure by its analyzing among which unsuitable storing conditions also belong. During the transit or the storing the adhesives can meet much higher or lower temperatures than it is recommended by a producer (a sun radiation, a sun radiation through a glass, a transit in a car, a storing in an unheated stock etc.) [2, 10]. Just the temperature affects problems namely in winter months from the logistics point of view. Another problematic area is a prescribed way of repairs e.g. in a quality manual for given type of a bond. The temperature factor makes considerably difficult repairs outside in winter months. The temperature – 20 °C is commonly reached in winter months in European climate. On the contrary, higher temperatures to 100 °C can be reached in summer at a direct sun radiation or at affecting the adhesives tubes by the sun radiation through the glass. However, the temperature can be considerably influenced by the packing colour. The first assumption for preventing a rise of undesirable changes is suitable storing conditions and keeping an expiration time [10, 11]. The aim of the experimental part is a determination of the influence of the storing temperature in the interval -20 to 100 °C on the resultant strength of the adhesive bond. Two-component epoxy and acrylate adhesives which are used as the constructional ones were used for experiments. The subject of the research was the adhesives which are not specially determined for using in high or low temperatures.

2 Methodology The basis of adhesive bonds laboratory testing was the determination of the tensile lap-shear strength of rigid-to-rigid bonded assemblies according to the standard CSN EN 1465 [12]. Laboratory tests were performed using the standardized test specimens made according to the standard CSN EN 1465 (dimensions 100 ± 0.25 x 25 ± 0.25 x 1.6 ± 0.1 mm and lapped length of 12.5 ± 0.25 mm) from the constructional plain carbon steel S235J0. Ahead of bonding the surface of bonded specimens was blasted using the Al2O3 of F80 grain size. Using the profilograph Surftest 301 following values were determined: Ra 1.27 ± 0.09 μm, Rz 6.42 ± 0.68 μm. The surface mechanical treatment belongs among significant factors. A lot of authors [3, 4, 5, 13] deals with

ISBN 978-80-7414-679-4

- 268 -

(c) 2014 UJEP



the research of the surface treatment. The surface was chemically cleaned by Acethone P6401 before own adhesive bonding process. The following list presents the identification of tested adhesives which is used in text for better clear arrangement:  Two-component epoxy adhesive Loctite Nordbak 7256 (L),  Two-component epoxy adhesive Lepox 1200 (EP1200),  Two-component epoxy adhesive 3-TON Epoxy adhesive 30 min (A30),  Two-component epoxy adhesive 3-TON Epoxy adhesive 4 min (A4),  Two-component epoxy adhesive Bison epoxy metal (B),  Metyl-methacrylat Novatit for repair (NO),  Acrylat Perma Oxy 5 min (P). The adhesives are recommended to be applied at the “room” temperature 22 ± 2 °C. The adhesives in the packing were exposed to exerting the surrounding temperature -20, 5, 22, 60 and 100 °C for the time 24 h. The adhesive was mixed and applied on prepared bonded surface after a removal of adhesive from the packing. Own adhesive bonding process was in the progress at the laboratory temperature (22 ± 2 °C). Temperatures of each adhesive packing were measured by means of a contactless infra – thermometer Testo 845 after removing the adhesive from given environment. Further the temperature was measured during tests that means the temperature of mixed adhesive. The comparing standard was the laboratory environment with the temperature 22.7 ± 0.5°C and the relative humidity 45 ± 5%. Created adhesive bonds were left for 48 hours hardening under the laboratory conditions (22.7 ± 0.5 °C). Then a destructive testing on the universal testing machine LabTest 5.50ST followed.

3 Results and discussion Fig. 1 shows the results of the adhesive bond strength. The adhesives A30, A4, L, EP1200 and P behaved in similar way that means the adhesive bond strength increased and subsequently it decreased. Optimum storing temperatures were in the interval 15 to 30 °C. The adhesive B was marked by a gradual decrease of the strength (it did not mind low storing temperature). The adhesive NO behaved entirely differently from the others. It was entirely inapplicable at the storing temperature 100 °C. Higher storing temperatures (temperatures exceeding 60 °C) affect in a negative way the adhesive bond strength. The change of a failure area occurred not until 100 °C. The temperature 100 °C can be regarded as the extreme storing surroundings. Storing temperatures ranging a below the freezing point showed up in a negative way on a possibility to work with the adhesive. It took 3 to 5 minutes on average than it was possible to work with the adhesive that means to mix two components.

Adhesive bond strength (MPa)

25

20

15

10

5 L A30 NO

P A4

B EP1200

0 -40

-20

0

20

40

60

80

100

120

Surroundings temperature (°C)

Fig. 1 Influence of surroundings temperature on adhesive bond strength The table 1 shows functional equations and coefficients of determination describing relevant functions stated in the fig. 1 grasping the influence of surroundings temperature on the adhesive bond strength. Functional equations stated in the tab. 1 describe the dependence of the adhesive bond strength (y) and surroundings temperature (x). Different temperatures of the storing influenced not only the adhesive bond strength but also a change of a failure area (fig. 2, 3 and 4). Bubbles occurred at the adhesives A30 and A4 at the storing temperature – 20 °C. A

ISBN 978-80-7414-679-4

- 269 -

(c) 2014 UJEP



picture analysis acknowledged that bubbles were on 2 % of the failure area.

Tab. 1 Functional equations of polynomial functions and their coefficients of determination R2 Adhesives

Functional equations

R2

EP1200 A30 A4 L P NO B

y = -0.0003x2 + 0.0246x + 10.231 y = -0.0001x2 + 0.0067x + 15.332 y = -0.0005x2 + 0.0232x + 14.269 y = -0.0006x2 + 0.0289x + 11.035 y = -0.0005x2 + 0.0287x + 9.7642 y = 8E-05x2 – 0.1614x + 19.291 y = -7E-05x2 – 0.0128x + 16.416

0.58 0.95 0.97 0.99 0.92 0.99 0.71

Fig. 2 Cohesive failure area of adhesive A30 at – 20 °C

Fig. 3 Adhesive – cohesive failure area of adhesive EP1200 at 60 °C Results in fig. 5 show that the difference of the adhesive packing temperature and the surroundings temperature is obvious. Higher differences occurred at packings based on a metal tube (adhesive A30 and A4). The temperature of mixed adhesive was lower than the packing temperature (fig. 6). A reason is the time pause which is necessary for a preparation and mixing of the adhesive. The table 2 shows functional equations and coefficients of determination describing relevant functions stated in the fig. 5 grasping the influence of surroundings temperature on the temperature of the adhesive packing. Functional equations stated in the tab. 2 describe the dependence of the adhesive packing temperature (y) and surroundings temperature (x).

ISBN 978-80-7414-679-4

- 270 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 4 Cohesive failure area of adhesive P at – 20 °C 100 Adhesive packing temperature (°C)

L P

80

B A30

60

A4 EP1200

40

NO

20 0 -20 -40

-20

0

20

40

60

80

100

120

Surroundigs temperature (°C)

Fig. 5 Influence of surroundings temperature on temperature of adhesive packing Tab. 2 Functional equations of linear functions and their coefficients of determination R2 Adhesives EP1200 A30 A4 L P NO B

Functional equations y = 0.7062x + 8.6034 y = 0.5798x + 13.54 y = 0.4992x + 13.8 y = 0.8426x + 3.1004 y = 0.7771x + 4.6719 y = 0.77x + 3.0649 y = 0.8156x + 3.3711

R2 0.99 0.97 0.99 0.99 0.99 0.99 0.99

The table 3 shows functional equations and coefficients of determination describing relevant functions stated in the fig. 6 grasping the influence of surroundings temperature on the temperature of mixed adhesive. Functional equations stated in the tab. 3 describe the dependence of the mixed adhesive temperature (y) and surroundings temperature (x). A graphical presentation of results of the adhesive temperature and the mixed adhesive temperature was crated by means of ANOVA by the smallest squares method (fig. 7). The results present an arithmetical mean of data ascertained in the interval of measured storing temperatures (- 20 to 100 °C). Tukey’s HSD test was used for a statistical comparison of mean values. The results of Tukey’s HSD test show that they are statistically homogeneous groups of the temperatures. The temperatures at the storing process cannot be compared with the hardening temperature [8, 11]. Generally it can be said that increased hardening temperature is positive for the adhesive bonds [8]. A lot of authors [8, 9, 14] dealt with this issue. Storing problems were also dealt with by Muller who focused on an evaluation of adhesives serviceability in

ISBN 978-80-7414-679-4

- 271 -

(c) 2014 UJEP



his research [10]. He ascertained in his research that the resultant adhesive bond strength decreases during the time at simultaneous affecting of the environment. The measure of the strength fall depends on:  a serviceability guaranteed by a producer,  specific conditions of the environment [10, 11]. Experimental results confirm the statement of Court et al. [14] about negative and harmful effects which the environment can have on the adhesive bond.

Adhesive temperature (°C)

100 80

L

P

B

A30

A4

EP1200

NO

60 40 20 0 -20 -50

0

50

100

150

Surroundings temperature (°C)

Fig. 6 Influence of surroundings temperature on temperature of mixed adhesive Tab. 3 Functional equations of linear functions and their coefficients of determination R2 Adhesives EP1200 A30 A4 L P NO B

Functional equations y = 0.2321x + 16.455 y = 0.1171x + 19.687 y = 0.082x + 19.734 y = 0.4716x + 15.941 y = 0.3324x + 16.421 y = 0.2445x + 15.359 y = 0.3811x + 17.032

R2 0.92 0.72 0.66 0.97 0.96 0.90 0.95

Fig. 7 Comparison on of adhesive temperature and mixed adhesive temperature

4 Conclusion The results of performed experiments proved the essential influence of the storing management in the area of the adhesive bonding technology. The results suggest a necessity to keep the technologic discipline in the area of the storing temperature guaranteed by a producer. From the results it is obvious that the packing type is essential for a transfer of surroundings temperature into the adhesive. From measurements performed by the contactless infra-thermometer Testo 845 it is evident that there is a huge difference among the surroundings temperature, the temperature of the adhesive and the tempera-

ISBN 978-80-7414-679-4

- 272 -

(c) 2014 UJEP



ture of mixed adhesive. Optimum storing temperatures were determined in the interval 15 to 30 °C. Acknowledgement Supported by Internal grant agency of Faculty of Engineering, Czech University of Life Sciences in Prague

References [1] Müller, Miroslav; Valášek, Petr. Degradation medium of agrokomplex - adhesive bonded joints interaction. Research in Agricultural Engineering, 2012, vol. 58, no.3, p. 83-91. [2] Müller, Miroslav. Research of liquid contaminants influence on adhesive bond strength applied in agricultural machine construction, Agronomy Research, 2013, vol.11. no.1, p. 147-154. [3] Novák, Martin. Surfaces with high precision of roughness after grinding. Manufacturing technology, 2012, vol. 12, no.12, p. 66 -70. [4] Novák, Martin. Surface quality of hardened steels after grinding. Manufacturing technology, 2011, vol. 11, no. 11, p. 55 -59. [5] NESLUŠAN, Miroslav; ROSIPAL, Martin; KOLAŘIK, Kamil; OCHODEK, Vladislav. Application of barkhausen noise for analysis of surface integrity after hard turning. Manufacturing technology, 2012, vol. 12, no. 11, p. 60-65. [6] HOLEŠOVSKÝ, František; NÁPRSTKOVÁ, Nataša; NOVÁK, Martin. GICS for grinding process optimization, Manufacturing technology, 2012, vol. 12, no. 1, p. 22-26. [7] Müller, Miroslav; Valášek, Petr. Comparison of variables influence on adhesive bonds strength calculations, Manufacturing technology, 2013, vol. 13, no. 2, p. 205-210. [8] Müller, Miroslav; Hůrka, karel. Vliv teploty prostředí na dobu vytvrzování lepidla v lepeném spoji. Strojírenská technologie, 2006, vol. 12, no. 1, p. 9 – 15. [9] MESSLER, Robert. W. Joining of materials and structures from pragmatic process to enabling technology. Burlington: Elsevier, 2004. 815 pp. [10] MÜLLER, Miroslav. Proces stárnutí a trvanlivosti garantované výrobcem na hodnocení lepených spojů. Strojírenská technologie, 2011, vol. 16, no. 2, p. 23-28. [11] Müller, Miroslav; Brožek, Milan. Technologie lepení – vliv expirační doby lepidel na pevnost lepených spojů. Strojírenská technologie, 2005, vol. 10, no. 3, p. 10 – 16. [12] ČSN EN 1465: Adhesives - Determination of tensile lap-shear strength of bonded assemblies. Prague, Czech Standard Institute, 1997. (In Czech) [13] Novák, Martin; KASUGA, Hiroshi; OHMORI, Hitoshi. Differences at the surface roughness by the ELID and grinding technology, Manufacturing technology, 2013, vol. 13, no. 2, p. 210-215. [14] Court, Richrd; SUTCLIFFE, Michael; TAVAKOLI, Salar. Ageing of adhesively bonded joints – fracture and failure analysis using video imaging techniques. International Journal of Adhesion & Adhesives, 2001, vol. 21, no. 6, p. 455 – 463.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 273 -

(c) 2014 UJEP



Vliv modifikace Sb slitiny Al Si7Mg0,3 na opotřebení VBD Náprstková Nataša, Ing., Ph.D., Fakulta výrobních technologií a managementu, UJEP v Ústí nad Labem. E-mail: [email protected] Cais Jaromír, Ing., Fakulta výrobních technologií a managementu, UJEP v Ústí nad Labem. E-mail: [email protected] Svobodová, Jaroslava, Ing. Fakulta výrobních technologií a managementu, UJEP v Ústí nad Labem. E-mail: [email protected] Modifikování slitin je důležitou součástí metalurgického procesu a týká se to také samozřejmě slitin hliníkových, konkrétně typu Al-Si (siluminy). Jedním z prvků. které je možné pro modifikaci slitiny typu Al-Si použít, je antimon (Sb). Příspěvek se zabývá zkoumáním případného vlivu modifikace tímto prvkem slitiny AlSi7Mg0,3 na opotřebení nástroje při jejím obrábění. V rámci experimentů byly vyrobeny tři odlitky z předslitiny AlSi7Mg0,3 bez dodatečné modifikace a tři odlitky z této předslitiny, které byly ještě následně modifikovány 0,05% hmotnosti na odlitek Sb. tyto odlitky byly poté obráběny za stejných řezných podmínek a bylo vyhodnoceno výsledné opotřebení VBD. Popisovaný experiment a analýzy jsou součásti rozsáhlejších výzkumů, které se realizují na Fakultě výrobních technologií a managementu Univerzity Jana Evangelisty Purkyně v Ústí nad Labem. Klíčová slova: modifikace, slitina, antimon, obrábění, břit, opotřebení

1 Úvod Obrábění hliníkových slitin je v současnosti často používaný technologický postup. Týká se to samozřejmě také podeutektických siluminů, mezi něž se řadí také slitina AlSi7Mg0,3. Tato slitina se velmi často využívá v automobilovém průmyslu a to např. pro odlitky kol u osobních automobilů nebo pro části motorových dílů. Další oblast, kde se můžeme s touto slitinou setkat je letecký průmysl. V důsledku přítomnosti Si, konkrétně jde o fázi Mg2Si, se jedná o slitinu vhodnou k vytvrzování. Její složení dle normy ČSN EN 1706 je shrnuto v tab. 1. [1, 2, 3, 4] Soustava Al-Si je charakterizována rovnovážným diagramem eutektického typu s neomezenou rozpustností v tekutém stavu a omezenou rozpustností ze strany hliníku a plnou nerozpustností ze strany křemíku v tuhém stavu. Kvůli zlepšení svých vlastností se siluminy legují, očkují a modifikují. [2, 4, 5] Tab. 1 Chemické vlastnosti slitiny AlSi7Mg0,3 [5] Prvek Množství Prvek Množství

Si % 6,50-7,50 Mg %

Fe % 0,19 Zn %

Cu % 0,05 Ti %

0,25

0,07

0,08-0,25

Mn % 0,10 Al % Zbytek do 100

Význam modifikace hliníkových slitin v současnosti roste, protože modifikované slitiny dosahují změny struktury v požadovaném směru, což se pozitivně projevuje nejen na změně mechanických, ale i technologických vlastností slitin, zejména obrobitelnosti vybraných druhů slitin. [2, 3, 4] Opotřebení nástroje a kvalita obrobeného povrchu jsou prvky, které mohou poskytnou informace jak o proběhlém obráběcím procesu tak také o materiálu, který byl obráběn. Břit nástroje je zatěžován kombinací mechanických, chemických, tepelných a abrazivních faktorů. Míru jeho degradace můžeme měřit. [6, 7, 8] Experiment na FVTM byl realizován se slitinou AlSi7Mg0,3, kdy byla tato slitina modifikována antimonem. Cílem experimentu bylo analyzovat případný vliv této modifikace na opotřebení nástroje, protože trvanlivost břitu řezného nástroje je jedním z důležitých ukazatelů ekonomiky výroby. [9, 10, 11]

2 Experiement Jak bylo výše řečeno, na FVTM byl realizován experiment s modifikováním výše zmíněné slitiny antimonem (Sb), kdy následně proběhlo obrábění odlitků vyrobených z předslitiny AlSi7Mg0,3 dále neupravované a této slitiny následně modifikované 0,05 hm. % Sb. Poté bylo hodnoceno opotřebení použitých řezných destiček. Pro experiment s obráběním bylo vyrobeno celkem 6 kusů odlitků z předslitiny AlSi7Mg0.3. Tři z nich byli nemodifikovány a tři byly následně modifikovány. Odlitky bylo nutno pro obrábění upravit. Vstupní rozměry vzorku pro obrábění byly délka 220 mm a průměr 60 mm. Zkušební vzorky byly obráběny na soustruhu Emco Mat – 14 S, který je na FVTM k dispozici. Soustruh má otáčky 4000 min-1 s plynulou regulací a výkon pohonu 7,5 kW. [7] Stanovené řezné podmínky vycházely především z typu použitého stroje a nástroje a byly stanoveny jako maximální možné při stávajících podmínkách, kdy výrazným omezujícícm faktorem byl právě použitý stroj.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 274 -

(c) 2014 UJEP



Použitým nástrojem byly řezné destičky Pramet DCMT 070202 E – UR. Na základě obráběného materiálu, použitého stroje a nástroje byla stanovena hloubka záběru ap =1 mm a posuv na otáčku f = 0,12mm. Řeznou rychlost vc bylo nutno přizpůsobit možnostem použitého soustruhu Emco Mat – 14 s, především jeho maximálním otáčkám n. Řezná destička byla upnuta v pravém vnějším držáku SDJCR 12 12 F 07 KT 016. [10, 11] Z provedených výpočtů bylo zřejmé, že na obrobení odlitku byly potřeba vysoké otáčky (vyplývá z obráběného materiálu), použitý soustruh má maximální otáčky 4000.min-1, což nebylo zcela vyhovující. Proto byla řezná rychlost pro samotné obrábění vc přizpůsobena použitému soustruhu a to na výslednou hodnotu vc = 200,96 m.min-1. Při této rychlosti vc byly otáčky n = 1066.min-1na průměru 60 mm a na průměru 14 mm byly otáčky n = 4000.min- 1.

3 Analýza opotřebení nástroje Po obrábění vzorků bylo zhodnoceno opotřebení břitových destiček. Měření byla provedena pomocí mikroskopu Olympus SZX 10. [12] Při experimentu bylo obráběno šest odlitků, kdy tři odlitky byly vyrobeny z předlistiny AlSi7Mg0,3 bez následné modifikace a 3 odlitky byly vyrobeny z této předslitiny, kdy tavenina byla modifikována Sr tak, aby Sr tvořilo 0,04 % hmotnosti taveniny. Poté byla hodnocena následující kritéria opotřebení břitové destičky. [7, 8, 9]  opotřebení hřbetu VB,  opotřebení hřbetu maximální VBmax,  opotřebení v oblasti špičky VBc. [12, 13, 14, 15] Princip měření opotřebení je znázorněn na obr. 1.

Obr. 1 Princip měření opotřebení VBD Jak již bylo výše řečeno, použité břitové destičky byly hodnoceny s pomocí mikroskopu Olympus SZX 10. Na obr. 2 je patrné opotřebení VBD po obrábění nemodifikované slitiny a na obr. 3. opotřebení VBD po obrábění modifikované slitiny. [16]

a)

b)

c) Obr. 2 VBD po obrábění odlitků z nemodifikované slitiny, a)vzorek 1, b) vzorek2, b) vzorek 3

ISBN 978-80-7414-679-4

- 275 -

(c) 2014 UJEP



a)

b)

c) Obr.3 VBD po obrábění odlitků z nemodifikované slitiny, a)vzorek 4, b) vzorek 5, b) vzorek6 Na obr. 4 je ukázka provedeného měření.

Obr. 4 Ukázka měření opotřebení břitových destiček v rámci experimentu Naměřené hodnoty opotřebení destiček jsou shrnuty v tab. 3. Hodnoty byly zprůměrňovány a určena střední směrodatná odchylka a to dle vztahu (1). ___    xi  X       i 1  n n

2

(1)

Tab. 3 Naměřené hodnoty opotřebení u břitových destiček Parametry opotřebení nástroje Odlitek Nástroj VB VBmax VBc VB Modif. VB VBmax VBmax č. č. [µm] [µm] [µm] [µm] [µm] [µm] [µm] 1 1a 67 127 101 2 1b 42 92 64 ne 52,33 10.65624 98.33 21.2968 3 2a 48 76 106 7 8 9

7 ano

48

51

64

51

79

92

43

51

75

8

47,333

3,23

60,333

13,199

VBc

VBc

[µm]

[µm]

90,33

18.811

77

11,518

9

Po provedených analýzách je možné říci, že příčinou opotřebení řezné destičky DCMT 070202 E - UR na hřbetu při obrábění zkušebních vzorků bylo především abrazivní opotřebení. [7, 8, 9] Na obr. 5 je porovnání průměrného opotřebení nástroje VB, VBmax a VBc pro předslitinu AlSi7Mg0,3 následně neupravovanou a pro tuto slitinu následně modifikovanou 0,05 hm. % Sb.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 276 -

(c) 2014 UJEP



Obr.5 Porovnání průměrného opotřebení nástroje – modifikace S Z grafu na obr. 5 vyplývá, že následná modifikace měla jen malý, byť pozitivní vliv (ve smyslu menšího naměřeného parametru) na opotřebení nástroje pro parametr VB. Dále je zřejmé, že následná modifikace měla také je pozitivní, zde již patrnější, vliv na opotřebení nástroje pro parametr VBmax. Také pro hodnotu VBc je možné pozorovat, že následná modifikace pozitivní vliv ( o něco menší, než pro VBmax) na opotřebení nástroje tentokrát pro parametr VBc. Lze tedy konstatovat, že modifikování slitiny AlSi7Mg0,3 antimonem má dle očekávání příznivý vliv na opotřebení nástroje, i když jen mírný. Optimalizováním procesu modifikace a tavení v laboratořích FVTM by bylo možné dosáhnout struktury, která by byla více homogenní a dá se pak předpokládat, že naměřené výsledky by měly menší rozptyl. Před zahájením obrábění zde byl také předpoklad, a to zejména s ohledem na obráběný materiál, že se bude na nástroji intenzivně tvořit nárůstek a tento předpoklad se potvrdil. Nárůstek se tvořil ve větší či menší míře na všech řezných destičkách. tento nárůstek je patrný na použitých VBD na obr. 2. Tento jev byl způsoben pravděpodobně zejména řeznými podmínkami (nízké otáčky vřetene a tím nízká řezná rychlost), které ale i tak již byly nastaveny na své maximum, aby se na VBD projevilo opotřebení.

4 Závěr Cílem experimentu bylo zjistit případný vliv modifikace slitiny AlSi7Mg0,3 antimonem na proces obrábění, respektive na opotřebení řezného nástroje, v našem případě vyměnitelné břitové destičky DCMT 070202 E-UR. V rámci experimentu bylo odlito šest kusů odlitků z předslitiny AlSi7Mg0,3. Tři odlitky byly vyrobeny jen z této předslitiny, bez dalších úprav taveniny, tři odlitky byly z předslitiny, která byla následně modifikována antimonem, a to tak, aby při modifikaci antimon tvořil 0,05% hmotnosti taveniny. Odlitky byly následně obráběny a poté byl hodnocen vliv modifikace na opotřebení nástroje. Na základě naměřených veličin bylo možno konstatovat, že průměrné opotřebení břitové destičky je menší v případě modifikovaných odlitků. Lze tedy konstatovat, že modifikování slitiny AlSi7Mg0,3 antimonem má dle očekávání příznivý (byť pro parametr VB ne příliš výrazný) vliv na opotřebení nástroje. Optimalizováním procesu modifikace a tavení v laboratořích FVTM by bylo možné dosáhnout struktury, která by byla více homogenní a dá se pak předpokládat, že naměřené výsledky by mely menší rozptyl Dle předpokladu se také na nástroji intenzívně tvořil nárůstek, což bylo pravděpodobně způsobeno použitými řeznými podmínkami, které ovšem nebylo možno změnit (byly použity maximální možné řezné podmínky, aby se na destičkách, vzhledem k množství a druhu obráběného materiálu, opotřebení projevilo). Provedený experiment a měření jsou součástí rozsáhlejších výzkumů prováděných na FVTM UJEP. Příspěvek vznikl za přispění grantu IRP 2013 UJEP.

Literatura [1] BILÍK, O. Obrábění I – 1. dil. Ostrava, VSB-TU Ostrava, 2001. 136 s., ISBN 80-7078- 811-9. [2] MICHNA, Š., LUKÁČ, I., OČENÁŠEK, V., KOŘENÝ, R., DRÁPALA, J., SCHNEIDER, H., MIŠKUFOVA, A. a kol. Encyklopedie hliniku. Adin, Prešov, 2005, ISBN 80-89041-88-4. [3] MICHNA, Š., KUŚMIERCZAK, S. Technologie a zpracování hliníkovych materiálů., UJEP, Ústi nad Labem, 2008, ISBN 978-80-7044-998-1. [4] BOLIBRUCHOVÁ, D., TILLOVÁ, E. Zlievarenské zlatiny Al – Si. žilinská universita, Žilina, 2005, ISBN 80-8070-485-6. [5] ČSN EN 1796 - Hliník a slitiny hliníku - Odlitky - Chemické složení a mechanické vlastnosti.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 277 -

(c) 2014 UJEP



[6] BILÍK, O., MÁDL, J. Trvanlivost břitu a provozní spolehlivost obráběcího nástroje. Ústi nad Labem, UJEP, 2001, 78 s., Knihovnička Strojírenské technologie, ISBN 80-7044-398-8. [7] MÁDL, J., BILÍK, O., BUMBÁLEK, B., aj. Ekologie obrábění. Ústi nad Labem, UJEP, 2000, 98 s., Knihovnička Strojirenské technologie, ISBN 80-7044-328-6. [8] BRYCHTA, J. Určování řezivosti povlakovaných břitových destiček. Strojírenská technologie, 2001, roč. 5, č. 1, s. 16-21, ISSN 1211-4162. [9] CZÁN, A., STANČEKOVÁ, D., ĎURECH, L., ŠTEKLÁČ, D., MARTIKÁŇ, J. Základy opotrebenia pri suchom tvrdom sústružení. Nástroje 2006 - ITC 2006, 5. - 6. september 2006, Zlín [10] ŠEBELOVÁ, E., CHLADIL, J. Tool wear and Machinability of wood-based material dutiny Machining Process. Manufacturing Technology, Vol 13, No.2, 2013, s. 231-236, ISSN 1213-2489. [11] LIPINSKI T. Microstructure and Mechanical Properties of the AlSi13Mg1CuNi Alloy With Ecological Modifier, Manufacturing Technology, 2011, Vol.11, No.11, s. 40-44, ISBN 1213-2489. [12] ISO 3685 Tool-life testing with single-point turning tools, 1993 [13] ĎUGIN, A., POPOV, A. Effect of the cutting tool wear on the ploughing force value, Strojírenská technologie, roč. 17, č. 1-2, 2012, s. 19-23. ISSN 1211-4162. [14] NAPRSTKOVA, N. Vliv ockovani slitiny AlSi7Mg0,3 ockovadlem AlTi5B1 na opotřebení nástroje při jejím obrábění, Strojírenská technologie, roč. 17, 2012, č. 5-6, s. 330-338, ISSN 1211-4162. [15] SUCHÁNEK, D., DUŠÁK, K. Impact of cutting conditions on tool wear. Strojírenská technologie, roč. 16, 2011, č. 5, s. 33-37, ISSN 1211-4162. [16] NÁPRSTKOVÁ, N., KUŚMIERCZAK, S., CAIS, J. Influence of strontium in AlSi7Mg0.3 alloy on the tool wear, Manufacturing Technology, Vol. 13, 2013, No. 3, č. 373-380, ISSN 1213-2489.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 278 -

(c) 2014 UJEP



Computer Design of Robot ABB IRB 140 Transport System from Manufacturing Point of View prof. Ing. Jozef Novak-Marcincin, PhD., Ing. Miroslav Janak, PhD., Ing. Dominik Takac Faculty of Manufacturing Technologies, Technical University of Kosice, Bayerova 1, 08001 Presov, Slovakia. [email protected] Introduction into problems – This paper presents the theoretical and practical aspects of industrial robots transport systems problems focused on application possibilities connected with concrete type of robotic device. Introduction of the article presents today possibility of robot transport systems and collect information about basic technical parameters of transport systems, their design and construction. Main part describe industrial robot ABB IRB 140, collect information about technical parameters, its construction, axes, motions and applications used in industrial practice. Practical part of paper is focused on proposal of robot transport system design from manufacturing point of view. Key words: industrial robot, transport system, manufacturing technology

1 Introduction Robotic automation is very important aspect of manufacturing technologies. Industrial robotic arms are more often used for the automation purposes in all production fields. In contrast with other manufacturing devices they are programmable, with possibly specific functions, they are rather compact, allowing easy changes in production system, saving time and costs, they also are fast an accurate, making no mistakes and they are able to work in conditions unsuitable for human personnel. Main advantage is that the same device can be on one day used for packaging of products, on the other day for welding, manipulation tasks, operation of CNC machine etc. These facts get the constructers to the constant development of robotic area. Robotic arms gradually penetrate to all industrial spheres and there is no doubt that such a trend will continue. They mostly use rotation as a motion style of their individual parts, what makes them universal. Currently there is still higher demand for devices which allow overall linear movement of robots - track motion systems. Robotic arms become more productive and even more universal [1, 2, 3]. This paper deals with basic technical information and ways of solution for currently available track motion systems and their constructions. Another part provide detailed analysis of the construction, possible applications and control of robot IRB 140, for which proposed track motion system should be designated. Design proposal consist from already existing parts, standardized parts and other parts with necessity of little adjustment. It presents good compromise between performance and price affordability [4, 5].

2 Current solutions of transport systems for industrial robots Track motion systems allow linear motions of industrial robotic arms. They largely increase the working area of the robot, what makes a single robotic device able to operate with more machines. This way we can minimize the number of robots. Currently, the production of track motion systems for industrial robots is the important part of production of many well-known companies, such as ABB (Fig. 1), GÜDEL, BOST SK, Robotec, KUKA (Fig. 2), FANUC [6].

Fig. 1 Concept of transport system IRBT from ABB

ISBN 978-80-7414-679-4

Fig. 2 Robot KR30Jet with track motion from KUKA

- 279 -

(c) 2014 UJEP



Clear and stable expression for such a devices isn't exactly determined in many languages, including English. For example different producers offer their track motion systems under different names. They usually use the terms: „linear traversing ax“, „track motion“, „traversing unit“. In cases where the track motion systems creates the inseparable part of the robotic unit, it can be also known as „jet robot“.

3 Functions and control of industrial robot IRB 140 Industrial robot IRB 140 from ABB Company (Fig. 3) is compact and powerful device. It disposes with six motion axis and belongs to the class of small robots. Producer makes only one smaller 6-axial model than IRB 140 which is IRB 120. It can handle relatively high weight and considering it dimensions it has also a good reach (up to 810 mm). IRB 140 was introduced to the market in 1999 as a robot with high average period of failure-free operation (MTBF), low demands for maintenance and short reparation times. The speed which can be reached makes it the fastest in its category. When using IRB 140T, the cycles periods are significantly shorter thanks to the maximum approach speed and acceleration option together with the motion control - Quick Move from ABB. Movements according to trajectories are executed with high accuracy. Repeated returns to the given positions can be realized also accurate (± 0,03 mm). Robot can manipulate with objects up to 6 kg of weight [7, 8]. 3.1 Robot IRB 140 variants Robot is available in more variants: Standard, Foundry Plus, Clean Room and Steam Wash version. IRB 140F Foundry Plus presents the variant suitable for operations in extreme conditions of foundry industry and other demanding environments which ask for higher resistance level of the robot to its surroundings. Producer adjusted this version by increasing the standard of tightness and corrosion resistance. Robots IRB 140CR - Clean Room are sold with white surface color. This version is very suitable for the environments with high cleanliness standard, for example for food production, pharmaceutics industry or microchip production. IRB 140W - Steam Wash Protection offers the versions with higher tightness and special surface adjustment which allows the robot to be cleaned with high steam pressure. In every variant there is also the T version of robot, which is the design for increased motion speeds [7, 9].

Fig. 3 Industrial robot ABB IRB 140

Fig. 4 IRB140 - dimensions and degrees of freedom

3.2 Axial movements and turning speeds Final part of robotic arm can turn around six axis of rotation and the controller allows the connection with other additive devices with possibility to control another 6 axis. Turning around the axis is realized thanks to the servomotors, which can execute also other types of motions. In combination of servomotor with gearing and gear track it is possible to create the control of linear motion. Such a connection can be used for track motion systems, while having this device programmed and controlled with use of single controller [7]. Tab. 1 Mobility in axis of robot Axis Axial mobility 1 360° 2 200° 3 280° 4 unlimited 5 240° 6 unlimited

ISBN 978-80-7414-679-4

Speed [°/s] 200 200 260 360 360 450

- 280 -

Speed of T version[°/s] 250 250 260 360 360 450

(c) 2014 UJEP



3.2 Application possibilities of the device Compact dimensions of robotic arm IRB 140 can present its main advantage in some applications. On the other hand, rather low load capacity and small range can limit the possibilities of its use in some cases. Most typical application areas of this robotic device are [10]: - welding and linking, - assembly, - cutting and finishing, - die casting, - bonding and batching, - injection of plastics, - manipulation tasks, - removing and packaging.

4 Constructional proposal of transport system for robot IRB 140 For creation of proposal of track motion system for robotic device IRB 140 there was realization of calculation and constructional tasks necessary in conceptual stage. Motion principle of the track motion system lies in transformation of rotational motion of the motor to the linear motion of robot base along the gear track [11, 12]. 4.1 Selection of servomotor Motor is situated on the track trolley. Axis of its rotor is vertical, thus the servomotor has to have high value of torque and at the same time the shortest possible length, so it would not narrow the working area of the robot. During proposal we selected motor ESTUN EML-20A with power 4kW and maximal torque 114,6 Nm. It is standard produced motor, what creates the space for low price. 4.2 Proposal of reduction Integration of the gearing is necessary as there is demand for increasing of torque and positioning accuracy of track motion system. Because the price and simplicity we selected the gearing with direct teeth. Gearbox on this kind of device will be repeatable dynamically loaded, therefore the module for first gear is 4 with following reducing of gear to module 3. Standard calculations of the gear for single stage gearbox determined the amount of teeth for pinion to 18 and for wheel to 54. Spacing diameters of pinion (72 mm) and wheel (216 mm) meet at the spacing circle with diameter of 144 mm. Further calculations for gear on the shaft determined with use of module 6 number of teeth for pinion to 15 and its spacing diameter to 84 mm. After computation of output torque with the value of 315 Nm according to the equation 1 we determined also the resultant acceleration of track motion system.

a

M 330,15 N   2,06 m.s  2 m 160 kg

(1)

Final acceleration with maximal weight load is sufficient considering the given information about typical track motion systems of industrial robots. Fig. 5 offers the view to the assembly of the reducer. All models of the proposal were created in CAD module of Pro-Engineer system [13, 14].

Fig. 5 Model of reducer with spur gear

Fig. 6 Scheme of unassembled wheel

4.3 Proposal of track motion trolley For realization of movements of trolley of track motion system we selected polyamide wheel PA 82 x 60 with load capacity 550kg. The wheel is mounted with two ball bearings SKF 6204. Constructional proposal includes the shaft and spacing rollers, nut M14 and a washer [15, 16]. Rotation of the shaft is avoided by safety pin (Fig. 6).

ISBN 978-80-7414-679-4

- 281 -

(c) 2014 UJEP



Wheels were located to the holder. To snag the upper wheel to the upper part of the track system we used the screw M12 with fine thread pitch [17, 18]. Holders of wheels and gearbox are with use of other screws snagged to the board of track trolley (Fig. 7 and 8).

Fig. 7 Carriage wheels and wheel of side guidance

Fig. 8 Carriage of track motion trolley

4.4 Proposal of tracks Proposal of track motion system was elaborated so we could use standardized U - rod. In the lower part of the assembly (floor) the series of crossing rods (sills) were put in upright position, then the second track and side reinforcements [19, 20]. For creation of all these repeated parts, the parametric function for copying of existing objects was used - Pattern (Fig. 9). Same method was used for adding of gear track holders and gear track itself [21, 22].

Fig. 9 Creation of assembly of motion tracks

Fig. 10 Situating the motion trolley

4.5 Completed assembly of track motion system In the final stage of the proposal, the complete assembly was created, where the sub-assembly of the trolley was put together with the sub-assembly of the tracks using the constraints called Cylinder with determination of ultimate values of motion (Fig. 10). Application of ProEngineer module Mechanism was utilized for definition of gear (Gear Pair Definition), where fir the Rack constraint of a pinion we used the value of its spacing circle [23, 24]. Then we defined the servomotor of the gear (Fig. 11). To final assembly of the proposal we added the model of robot available in standard *.stp format directly on the website of the producer (Fig. 12).

Fig. 11 Setting up the mechanism of gear track

ISBN 978-80-7414-679-4

Fig. 12 Final view to completed assembly

- 282 -

(c) 2014 UJEP



5 Conclusion Paper briefly deals with current ways of solutions for track motion systems of industrial robots. Technical details of individual solutions are usually included in final price offer; therefore the creation of summary overview of such solutions is difficult. This work describes the creation of proposal of track motion system for robotic device situated at the Department of Computer Aid of Manufacturing Technologies of FVT TUKE with seat in Prešov. Proposal of the track motion system focuses to its functionality and accessibility with reasonable price [25].

6 Acknowledgements Ministry of Education, Science, Research and Sport of SR supported this work, contract VEGA No. 1/0032/12, KEGA No. 002TUKE-4/2012 and ITMS project 26220220125.

References [1] ONG, S. K. (2012). Interactive Robot Trajectory Planning and Simulation Using Augmented Reality, Robotics and Computer‐Integrated Manufacturing, Vol. 28, No. 2, pp. 227‐237, ISSN 0736‐5845. [2] ONG, S. K. (2010). A novel AR‐based robot programming and path planning methodology, Robotics and Computer‐ Integrated Manufacturing, Vol. 26, No. 3, pp. 227‐237, ISSN 0736‐5845. [3] NOVAK-MARCINCIN, J., NOVAKOVA-MARCINCINOVA, L. (2013). Advanced techniques for NC programs preparation. Applied Mechanics and Materials, Vol. 389, pp. 726-729, ISSN 1660-9336. [4] BOROS, T., LAMAR, K. (2012). Six-axis educational robot workcell with integrated vision system, LINDI 2012 - IEEE International Symposium on Logistics and Industrial Informatics, Art. no. 6319495, pp. 239-244. [5] BILEK, O., SAMEK, D., KNEDLOVA, J. (2013). Offline programming for robotic deburring process of aluminium. Manufacturing Technology, Vol. 13, No. 3, pp. 269-275, ISSN 1213-2489 [6] ABB (2008). IRBT X004, Data sheet. Available on: http://www.abb.sk/product/seitp327/569910 ed39487cb6c12574360040afa9.aspx?productLanguage=sk&country=SK. [7] ABB (2012). IRB 140, Data sheet. Available on: internete: http://www05.abb.com/global/scot/scot241.nsf/ veritydisplay/d7dfcc72e3fd760dc12579c7002ce1e0/$file/PR10031EN%20R14%20LR.pdf. [8] LAMAR, K., NESZVEDA, J. (2013). Average probability of failure of a periodically operated devices. Acta Polytechnica Hungarica, Vol. 10, No. 8, pp. 153-167, ISSN 1785-8860. [9] BEDNAROVA, V., LICHY, P., ELBEL, T., LANA, I. (2013). Production and properties of metal foams from non-ferous metals alloys. Manufacturing Technology, Vol. 13, No. 3, pp. 262-265, ISSN 1213-2489. [10] VOJTKO, I., KOCISKO, M., JANAK, M., FECOVA, V. (2013). The new design of robot arm, SAMI 2013 IEEE International Symposium on Applied Machine Intelligence and Informatics, Art. no. 6480943, pp. 53-56. [11] PETRUSKA, P., NOVAK-MARCINCIN, J., DOLIAK, M. (1997). ROANS - intelligent simulation and programming system for robots and automated workcell. Proceedings of the IEEE International Conference on Intelligent Engineering Systems INES, pp. 451-456, ISBN 0-7803-3627-5. [12] BARNA, J., FECOVA, V., NOVAK-MARCINCIN, J., TOROK, J. (2012). Utilization of Open Source Application in Area of Augmented Reality Assembling Processes. Manufacturing Technology, Vol. 12, No. 12, p. 27, ISSN 1213-2489. [13] NOVAK-MARCINCIN, J., JANAK, M., BARNA, J., TOROK, J., NOVAKOVA-MARCINCINOVA, L., FECOVA, V. (2012). Verification of a Program for the Control of a Robotic Workcell with the Use of AR. International Journal of Advanced Robotics Systems, Vol. 9, Art. No. 54, ISSN 1729-8806. [14] NOVAK, M., KASUGA, H., OHMORI, H. (2013). Differences at the Surface Roughness by the ELID and Grinding Technology. Manufacturing Technology, Vol. 13, No. 2, pp. 210-215, ISSN 1213-2489. [15] NOVAK-MARCINCIN, J., DOLIAK, M., HLOCH, S., ERGIC, T. (2010). Application of the Virtual Reality Modelling Language to Computer Aided Robot Control System ROANS. Strojarstvo, Vol. 52, No. 2, pp. 227232, ISSN 0562-1887.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 283 -

(c) 2014 UJEP



[16] NOVAK-MARCINCIN, J., BRAZDA, P., JANAK, M., KOCISKO, M. (2011). Application of Virtual Reality Technology in Simulation of Automated Workplaces. Tehnicki Vjesnik, Vol. 18, No. 4, pp. 577-580, ISSN 1330-3651. [17] NOVAK-MARCINCIN, J., TOROK, J., BARNA, J., NOVAKOVA-MARCINCINOVA, L. (2012). Technology of Perspective Scanning Methods for Realization of 3D Models of Manufacturing Devices. Manufacturing Technology, Vol. 12, No. 13, pp. 186-191, ISSN 1213-2489. [18] NOVAK-MARCINCIN, J., FECOVA, V., BARNA, J., JANAK, M., NOVAKOVA-MARCINCINOVA, L. (2013). Using of the virtual reality application with the scanning device Kinect for manufacturing processes planning. Manufacturing Technology, Vol. 13, No. 2, 2013, p. 215-219, ISSN 1213-2489. [19] NOVAK-MARCINCIN, J., JANAK, M., FECOVA, V., NOVAKOVA-MARCINCINOVA, L. (2013). Utilization of Augmented Reality Elements for Visualization of Operational States of Manufacturing Devices. Applied Mechanics and Materials, Vol.. 308, pp. 111-114, ISSN 1662-7482. [20] NOVAK-MARCINCIN, J., FECOVA, V., NOVAKOVA-MARCINCINOVA, L., TOROK, J., BARNA, J. (2013). Verification of Machine Position in Production Plant with Use of Virtual Reality Technology. Applied Mechanics and Materials, Vol.. 308, pp. 171-174, ISSN 1662-7482. [21] NOVAK-MARCINCIN, J., BARNA, J., TOROK, J., JANAK, M. (2013). Visual Reconstruction and Optimization of Real Wokplace on the Base of Spatial Digitisation. Applied Mechanics and Materials, Vol.. 308, pp. 175-178, ISSN 1662-7482. [22] NOVAK-MARCINCIN, J., BARNA, J., TOROK, J. (2014). Precision assembly process with augmented reality technology support. Key Engineering Materials, Vol. 581, pp. 106-111, ISSN 1662-9795. [23] NOVAK-MARCINCIN, J., TOROK, J., NOVAKOVA-MARCINCINOVA, L. (2014). New possibility of visualization in mechanical engineering. Applied Mechanics and Materials, Vol. 442, pp. 209-215, ISSN 16609336. [24] NOVAK-MARCINCIN, J., NOVAKOVA-MARCINCINOVA, L. (2014). Collision detection application for virtual and augmented reality aided manufacturing system. Applied Mechanics and Materials, Vol. 464, pp. 338-344, ISSN 1660-9336. [25] NOVAK-MARCINCIN, J., JANAK, M. (2014). Design and realization of robot workplaces with virtual and augmented reality application. Advanced Materials Research, Vol. 853, pp. 613-618, ISSN 1662-8985.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 284 -

(c) 2014 UJEP



Production of ABS-Aramid Composite Material by Fused Deposition Modeling Rapid Prototyping System Ing. Ludmila Novakova-Marcincinova, PhD., prof. Ing. Jozef Novak-Marcincin, PhD. Faculty of Manufacturing Technologies, Technical University of Kosice, Bayerova 1, 08001 Presov, Slovakia. [email protected] Introduction into problems – This paper describes a method of ABS-Aramid composite material production by Fused Deposition Modeling Rapid Prototyping System. In the beginning is presented common technology of parts production by Fused Deposition Modeling method of Rapid Prototyping technology. Then it deals with the theoretical description of proposed concept production of ABS-Aramid composite material by Fused Deposition Modeling method. In the main part it describes an experimental testing of proposed concept at the Faculty of Manufacturing Technologies in Presov in the laboratory of Rapid Prototyping. For creation of sample bodies using the FDM method of RP we used the combination of basic ABS material reinforced by aramid tissue. In the end it summarizes possible trends of further development and research in described area together with possibilities of industrial applications. Key words: rapid prototyping, fused deposition modeling, composite material, experimental testing

1 Introduction Rapid prototyping involves creating a realistic model of a product’s user interface to get prospective customers involved early in the design of the product. Using rapid prototyping, you model the look and feel of the user interface without investing the time and labour required to write actual code. Then you show the prototype to prospective customers, revise the prototype to address their comments, and keep repeating these two steps. Your goal is to produce a complete, agreed-upon design of the product’s user interface before writing a single line of actual code. When walkthroughs and usability tests show you that customers are delighted with your prototype user interface, then programmers can model it when they code the actual product [1, 2]. Rapid prototyping is widely used in the automotive, aerospace, medical, and consumer products industries. Although the possible applications are virtually limitless, nearly all fall into one of the following categories: prototyping, rapid tooling, or rapid manufacturing. A natural extension of rapid prototyping is rapid manufacturing, the automated production of final products directly from CAD data. Currently only a few final products are produced by rapid prototyping machines, but the number will increase as strong materials become more widely available. Another way for increasing of materials properties of products realized by Rapid Prototyping technologies is combination of common materials with reinforcing material and realization of composite structure material. Experiences of research team of Faculty of manufacturing technologies in Presov with production of ABS-Aramid composite material by Fused Deposition Modeling rapid prototyping system are described in this paper [3, 4].

2 Description of Fused Deposition Modeling technology Stratasys Inc. was founded in 1989 and has developed most of company's products based on the Fused Deposition Modeling (FDM) technology. The technology was first developed by Scott Cramp in 1988. FDM uses extrusion process to build 3D models. Stratasys introduced its first rapid prototyping machine, the 3D modeler in early 1992 and started shipping the units later that year. Over the past decade Stratasys has grown progressively seeing her rapid prototyping machines' sales increase from six units in the beginning to a total of 1582 units in the year 2000 [5]. In this patented process, a geometric model of a conceptual design is created on a CAD software which uses IGES or STL formatted files. It can then imported into the workstation where it is processed through the Catalyst propriety software before loading to FDM device. Within this software, the CAD file is sliced into horizontal layers after the part is oriented for the optimum build position, and any necessary support structures are automatically detected and generated. The slice thickness can be set manually to anywhere between 0.172 to 0.356 mm depending on the needs of the models. Tool paths of the build process are then generated which are downloaded to the FDM machine. Stratasys makes a variety of Fused Deposition Modeling machines ranging from fast concept modelers to slower, high-precision machines. Materials include ABS (standard and medical grade), elastomer (96 durometer), polycarbonate, polyphenolsulfone, and investment casting wax [5, 6]. The modeling material is in spools - very much like a fishing line. The filament on the spools is fed into an extrusion head and heated to a semi-liquid state. The semi-liquid material is extruded through the head and then deposited in ultra thin layers from the FDM head, one layer at a time. Since the air surrounding the head is maintained at a temperature below the materials' melting point, the exiting material quickly solidifies. Moving on the X-Y plane, the head follows the tool path generated by Catalyst generating the desired layer. When the layer is completed, the head moves on to create the next layer. The horizontal width of the extruded material can vary between 0.250 to 0.965 mm depending on model. This feature, called "road width", can vary from slice to slice. Two modeler materials are dispensed through a

ISBN 978-80-7414-679-4

- 285 -

(c) 2014 UJEP



dual tip mechanism in the FDM machine. A primary modeler material is used to produce the model geometry and a secondary material, or release material, is used to produce the support structures. The release material forms a bond with the primary modeler material and can be washed away upon completion of the 3D models. Creation of particular prototype layers with use FDM method is shown in Fig. 1.

Fig. 1 Principle of Fused Deposition Modeling technology On the Department of Computer Aided Manufacturing Technologies of the Faculty of Manufacturing Technologies of TU Košice with a seat in Presov there is UPrint 3D FDM printer from Dimension available (Fig. 2). It is a small 3D printer with 635 x 660 x 787 mm dimensions suitable for office environment which uses the printing principle of Fused Deposition Modeling. Maximum dimensions of printed prototype are 203 x 152 x 152 mm. This printer prints only one layer of constant thickness 0.254 mm which is as the accuracy of the print in the Z axis very acceptable [7, 8].

Fig. 2 FDM device UPrint from Dimension This printer used as building material thermoplastic ABCplus Ivory which comes in standardized packages as fiber with a diameter of 1.6 mm rolled onto a reel. Each spool contains 500 cubic centimeters of material. The support material used is resin Soluble SR-P400 which comes in the same package as a building material. After printing the prototype it is necessary to clean the prototype of the auxiliary material [9, 10]. For this printer we use Catalyst program which serves to complete printing settings such as disposition of components on working desktop or set-saving modes where savings can be achieved by building and supporting material to 40% depending on the shape and parts at the expense of strength of the prototype. In a first step we generated STL data in the CAD system that can be loaded to the Catalyst program for layered rendering of the model. After starting of print cycle the system warms up printing jet and whole work area for working temperature. This lasts about 15 minutes, during which the nozzle and purifying device are calibrated. Followed by the print itself, the nozzle is moving over X - Y pad and working in the Z axis. After printing it is necessary to separate the support material from the building one. In the semi-simple components the support material can be separated without any problems, as because of reducing temperature it is particularly fragile. However, for complex parts with cavities there is need to use the washer to remove support material from places that are not accessible for any instrument. The last step is gear assembly, which consists of

ISBN 978-80-7414-679-4

- 286 -

(c) 2014 UJEP



forty parts and testing of prototype functionality. During the functional testing, we used an electric motor with a speed regulator connected to the input shaft. The test showed flawless shifting and fixing of rates in the desired position [11].

3 Fused Deposition Modeling materials Fused Deposition Modeling is one of the typical RP processes that provide functional prototypes of ABS plastic. FDM produces the highest-quality parts in Acrylonitrile Butadiene Styrene (ABS) which is a common end-use engineering material that allows you to perform functional tests on sample parts. FDM process is a filament based system which feeds the material into the heated extrusion head and extruding molten plastic that hardens layer-by-layer to form a solid part. FDM parts are tougher and more durable than those produced by SLA. ABS parts are sufficiently resistant to heat, chemicals, and moisture that allows FDM parts to be used for limited to extensive functional testing, depending upon the application [12, 13]. FDM materials allow you to manufacture real parts that are tough enough for prototyping, functional testing, installation, and most importantly - end use. Real production thermoplastics are stable and have no appreciable warpage, shrinkage, or moisture absorption, like the resins (and powders) in competitive processes. Because thermoplastics are environmentally stable, part accuracy (or tolerance) doesn’t change with ambient conditions or time. This enables FDM parts to be among the most dimensionally accurate. Basic FDM materials [14]: - ABS - An ABS prototype has up to 80% of the strength of injection moulded ABS meaning that it is extremely suitable for functional applications. - ABSi - ABSi is an ABS type with high impact strength. The semi-translucent material used to build the FDM parts is USP Class VI approved. - ABS-M30 - ABS-M30 is 25-75% stronger than the standard ABS material and provides realistic functional test results along with smoother parts with finer feature details. - ABS-ESD7 - ABS-ESD7 is a durable and electrostatic dissipative material suited for End-use components, Electronic products, Industrial equipment and Jigs and fixtures for assembly of electronic components. - PC-ABS - PC-ABS is a blend of polycarbonate and ABS plastic, combines strength of PC with the flexibility of ABS. - PC-ISO - PC-ISO blends are widely used throughout packaging and medical device manufactures. The PC-ISO material used to build the FDM parts is USP Class VI approved and also ISO 10993-1 rated. - ULTEM 9085 - ULTEM 9085 is pioneering thermoplastic that is strong, lightweight and flame retardant. The ULTEM 9085 material opens up new opportunities for the direct additive construction of production grade components.

4 Testing of tensile strength of ABS-aramid composite material Experimental testing tensile strength of ABS plastics must be realized according to international standard EN ISO 527-1 Plastics - Determination of tensile properties - Part 1: General Principles and international standard EN ISO 5272 Plastics - Determination of tensile properties; test conditions for moulding and extrusion plastics. The test methods are selectively suitable for use with the following range of materials: - rigid and semirigid thermoplastics moulding, extrusion and cast materials, including compounds filled and reinforced by e.g. short fibres, small rods, plates or granules but excluding textile fibres (see ISO 527-4 and ISO 527-5) in addition to unfilled types; - rigid and semirigid thermosetting moulding and cast materials, including filled and reinforced compounds but excluding textile fibres as reinforcement (see ISO 527-4 and ISO 527-5); - thermotropic liquid crystal polymers. The methods are not suitable for use with materials reinforced by textile fibres (see ISO 527-4 and ISO 527-5), with rigid cellular materials or sandwich structures containing cellular material. The methods are applied using specimens which may be either moulded to the chosen dimensions or machined, cut or punched from injection or compression-moulded plates. The multipurpose test specimen is preferred (see ISO 3167:1993 Plastics - Multipurpose test specimens) [15, 16, 17]. 4.1 Test specimens The shape of the test specimens for reinforced testing bodies is specified in standard EN ISO 527-4 Plastics – Determination of tensile properties, Part 4: Testing conditions for plastic composites reinforced with isotropic and ortotropic fibers. As the testing samples there are three different types listed in his standard: 1B, 2 ans 3. As for production of reinforced testing samples from ABS plastic the tissues with multi-directional reinforcement fibers are used, we exploit the sample of type 2 displayed on Fig. 3 [18, 19].

Centering hole (optional) ø D

ISBN 978-80-7414-679-4

- 287 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 3 Test specimen of type 2 for reinforced FDM printed ABS plastic Test specimens shall be prepared in accordance with the relevant material specification. When none exists, or unless otherwise specified, specimens shall be either directly compression or injection moulded from the material in accordance with ISO 293, ISO 294 or ISO 295, as appropriate, or machined in accordance with ISO 2818 from plates that have been compression or injection-moulded from the compound [20, 21]. All surfaces of the test specimens shall be free from visible flaws, scratches or other imperfections. From moulded specimens all flash, if present, shall be removed, taking care not to damage the moulded surface. Test specimens from finished goods shall be taken from flat areas or zones having minimum curvature. For reinforced plastics, test specimens should not be machined to reduce their thickness unless absolutely necessary. Test specimens with machined surfaces will not give results comparable to specimens having non-machined surfaces. 4.2 Aramid material description Aramids (Kevlar) are the reinforcements on the base of aromatic polyamides from basic mono-fibers with diameter 10 to 13 μmm. They are used in the form of roving with different fineness, or as the tissues with weight from 36 to 500 g/m2 either individually, or as hybrids in combination with glass or carbon fibers. Comparing to the vitreous fibers, the aramids are much lighter, what means that their strength related to the weight (specific strength) is several times higher. From the group of aramid materials, aramid tissue 36 g/m2 was selected as the most suitable one for reinforcement of testing samples made of ABS plastic produced by FDM technology. It is very fine tissue with fiber 22 tex. Technical sheet of aramid tissue is in Tab. 1. Illustration of aramid tissue is on Fig. 4. Tab. 1 Technical sheet of aramid tissue 36 g/m2 Tissue material Spec. weight of fibers - skeleton Spec. weight of fibers - weft Density per 1 cm – skeleton Density per 1 cm - weft Bond Weight per area unit Moisture Thickness

Kevlar 49 T 965 1,45 ± 0,05 g/cm3 1,45 ± 0,05 g/cm3 22 ± 2 22 ± 2 smooth 36 g/m2 ± 2 g max. 5,0 % 0,1 mm

Fig. 4 Aramid tissue 36 g/m2

4.3 Production of ABS-aramid composite material test specimens by FDM Before the strart of production of the prototype or final part with use of the device for RP, it is necessary to create its 3D computer model using the CAD system. After thorough consideration we decided to utilize for creation of 3D models of the testing samples CAD/CAM/CAE system Pro/ENGINEER (currently distributed as Creo Elements Pro) which is used at the Faculty of Manufacturing Technologies in area of education as well as in research area. Models of testing samples defined by standard STN ISO 527 created in Pro/ENGINEER system are shown on Fig. 5 [22, 23]. Prior to production of the testing samples using the FDM device it is necessary to realize some preparation activities with Catalyst EX software. This software is used for setting of manufacturing parameters such as positioning of the parts on the working table, thickness of manufactured layer, settings of economical production mode, number of produced copies and produced part’s scale. First step in preparation phase of testing sample production is to load the STL file and to display 3D model of the sample created in CAD/CAM/CAE system Pro/ENGINEER in Catalyst EX software. The model of the testing sample opened in Catalyst EX is shown on Fig. 6.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 288 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 5 CAD model of specimen in Pro/ENGINEER

Fig. 6 Layered model of specimen in Catalyst software

In the frame of this experiment, ten testing specimens will be produced of type 2 from ABS plastic reinforced with aramid tissue placed in the middle of body’s thickness (ten testing specimens). For production of testing specimens of type 2, with basic material ABS plastic combined with reinforcing aramid tissue, we first printed - using FDM uPrint device - first part of testing body created from totally 8 layers of ABS plastic with total thickness of 2, 032 mm. Then the production was paused for a moment and on the top of this part we placed prepared tissue, which was stretched and fixed to the working table with use of adhesive strip. After that we started the production of second part of the testing sample which was placed on the top of the first one. This second part was similarly produced from 8 layers of ABS plastic and utilizing the heat both parts together with reinforcing tissue created a single body with thickness of 4,064 mm. Production of testing samples of type 2 with reinforcing aramid tissue is obvious on Fig. 7 [24, 25].

Fig. 7 Production of testing specimen type 2 4.4 Experimental test of tensile properties of ABS-aramid composite material Main goal of physical measurements is to determine the quantity of values. Process of every experiment can be divided into three main parts [26]: - Preparation of experiment, - Realization of experiment, - Evaluation of experiment. Each experiment confirms or disproves a theoretical relation by gathering an objective data that can be used for further research. Experimental test of tensile properties of reinforced ABS plastics was realized according to the standard STN 527 using the testing device TIRA-test 2300 (Fig. 8). This universal testing ripper serves for determination of mechanical properties of different materials such as paper, plastics, rubber, fabrics, metals etc. considering pulling, pressing or bending while having regular climatic condition and also high or low temperatures. Exploited software tools work under operation system from Microsoft. For realization of the test for determination of tensile strength of tested materials it is necessary to measure the thickness and the width of each sample body and these values have to be recorded in the measuring protocols presented in the software environment of universal testing device. For the measurement of the dimensions a caliper was used with accuracy 0,02 mm. Prepared testing samples of type 2 before the test realization are shown on Fig. 9.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 289 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 8 Test machine TIRA-test 2300

Fig. 9 Specimens prepared for realization of experiment

Process of experimental test for determination of tensile properties of bodies from ABS-aramid composite material was recorded thanks to built-in sensors of the testing machine into the computer’s software and further evaluated. Measured and calculated values achieved within realization of the experiments are for particular testing samples listed in Fig. 10. Measured values of the force Fm [N] (force at the tensile strength – maximal load) present maximal values of measured force taken during the test. From this value of the force we can determinate the tensile strength (pull) σM [MPa], as well as elongation for tensile strength εM [%]. Testing specimens of 2 from ABS-aramid composite material after realization of static tensile test are shown on Fig. 11.

Fig. 10 Values measured in test for ABS-aramid material

Fig. 11 Specimens from ABS-aramid material after test

4.5 Statistical treatment of test results Statistical interpretation of test results - estimation of the mean and confidence interval is defined by ISO 2602 standard. The scope of this International Standard is limited to a special question. It concerns only the estimation of the mean of a normal population on the basis of a series of tests applied to a random sample of individuals drawn from this population, and deals only with the case where the variance of the population is unknown. It is not concerned with the calculation of an interval containing, with a fixed probability, at least a given fraction of the population (statistical tolerance limits). It is recalled that ISO 2854 relates to the following collection of problems (including the problem treated in this International Standard): - estimation of a mean and of the difference between two means (the variances being either known or unknown); - comparison of a mean with a given value and of two means with one another (the variances being either known or unknown, but equal); - estimation of a variance and the ratio of two variances; - comparison of a variance with a given value and of two variances with one another. The statistical treatment of the results allows the calculation of an interval which contains, with a given probability, the mean of the population of results that would be obtained from a very large number of determinations, carried out under the same conditions. In the case of items with a variability, this International Standard assumes that the individuals on which the determinations are carried out constitute a random sample from the original population and may be considered as independent. The interval so calculated is called the confidence interval for the mean. Associated with it is a confidence level (sometimes termed a confidence coefficient), which is the probability, usually expressed as a percentage, that the interval does contain the mean of the population. Only the 95 % and 99 % levels are provided for in this International Standard [27]. Estimation of the mean of the measured values of ultimate tensile strength σM [MPa] test specimens of ABS-aramid composite material is implemented through ungrouped results. Case results grouped into classes are considered at a sufficiently high number of measurements, for example over 50. After the elimination of any problem of measurement data includes the measured series n = 10 measurements xi (where i = 1, 2, 3, ..., n), some of which have the same value. The mean m of the underlying normal distribution is estimated by the arithmetic mean z of the n results:

M 

1 n

n

1

  Mi  10 31  33  22  33  31  22  29  29  32  32

(1)

i 1

 M  29,1 MPa

ISBN 978-80-7414-679-4

- 290 -

(c) 2014 UJEP



Confidence interval for the average file is calculated from the estimated mean and standard deviation. The estimate of the standard deviation σ is calculated set of squares of deviations from the arithmetic mean by the formula (2): s 



1 n  Mi   M n  1 i 1



2

(2)

s = 4,285 MPa Two-sided confidence interval for the average file is for a confidence level of 95% determined by the following twosided inequality:

M 

t 0,975 n

.s  m   M 

t 0,975 n

(3)

.s

29,1 MPa - 0,715 . 4,285 MPa < m < 29,1 MPa + 0,715 . 4,285 MPa 26,0362 MPa < m < 32,1637 MPa The actual value of ultimate tensile strength of test specimens of ABS-aramid plastic is σM = (29,1 ± 4,285) MPa with a probability of 95%.

5 Conclusion This paper was focused on production and testing of specimens from ABS-aramid composite material produced by Fused Deposition Modeling rapid prototyping technology. It described the steps that lead to selection of suitable production method. There are presented output values obtained from production software. Assets for the future could lie in possibility of having all the necessary information at once and thus to make the right decision on proper settings variant based on real facts. Realization of such innovation can be produced the final parts by FDM technology [28]. On the base of realized experiments and executed measurements of tensile strength σM [MPa] of testing specimens made of ABS-aramid composite material we can state following facts: most significant rise of the tensile strength of testing samples was recorded after utilization of aramid tissue 36 g/m2 as reinforcing and firming material, where the tensile strength of testing samples σM1 = (28,1 ± 0,626) MPa rises to σM4 = (29,1 ± 4,285) MPa.

6 Acknowledgements Ministry of Education, Science, Research and Sport of SR supported this work, contract VEGA No. 1/0032/12, KEGA No. 002TUKE-4/2012 and ITMS project 26220220125.

References [1] NOVAK-MARCINCIN, J., BARNA, J., NOVAKOVA-MARCINCINOVA, L., FECOVA, V. (2011). Analyses and Solutions on Technical and Economical Aspects of Rapid Prototyping Technology. Tehnicki Vjesnik, Vol. 18, No. 4, p. 657-661, ISSN 1330-3651. [2] NOVAKOVA-MARCINCINOVA, L., BARNA, J., FECOVA, V., JANAK, M., NOVAK-MARCINCIN, J. (2011). Intelligent design of experimental gearbox with rapid prototyping technology support. INES 2011, 15th IEEE International Conference on Intelligent Engineering Systems, Poprad, p. 77-80. [3] NOVAKOVA-MARCINCINOVA, L., NOVAK-MARCINCIN, J. (2014). Rapid Prototyping in Developing Process with CA Systems Application. Applied Mechanics and Materials, Vol.. 464, pp. 399-405, ISSN 16627482. [4] STANEK, M., MANAS, M., MANAS, D., PATA (2011). Possibilities of Rapid Prototyping Technology Using for Design of Plastic Parts. Mechanical Technology, Vol. 16, No. 5, 2011, p. 54-58, ISSN 1211-4162. [5] CHUA, C. K., LEONG, K. F., LIM, C. S. (2003). Rapid Prototyping. Principles and Applications. World Scientific, New Yersey, 420 p. [6] NOVAK-MARCINCIN, J., NOVAKOVA-MARCINCINOVA, L., BARNA, J., JANAK, M. (2012). Application of FDM rapid prototyping technology in experimental gearbox development process. Tehnicki Vjesnik, Vol. 19, No. 3, p. 689-694, ISSN 1330-3651.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 291 -

(c) 2014 UJEP



[7] NOVAK-MARCINCIN, J., JANAK, M., NOVAKOVA-MARCINCINOVA, L. (2012), Increasing of product quality produced by rapid prototyping technology. Manufacturing Technology, Vol. 12, No. 12, p. 71-75, ISSN 1213-2489. [8] GASPAR, S., MASCENIK, J., PASKO, J. (2012). The effect of degassing pressure casting molds on the quality of pressure casting. Advanced Materials Research, No. 428, p. 43-46, ISSN 1022-6680. [9] PILIPOVIC, A., RAOS, P., SERCER, M. (2009). Experimental analysis of properties of materials for rapid prototyping. International Journal of Advanced Manufacturing Technology, Vol. 40, No. 1-2, p. 105-115. [10] PILIPOVIC, A., RAOS, P., SERCER, M. (2011). Experimental testing of quality of polymer parts produced by Laminated Object Manufacturing - LOM. Tehnicki Vjesnik, Vol. 18, No. 2, p. 253-260. [11] STEFANIC, I., RAOS, P., SAMARDZIC, I., TINTOR, B., MUSSER, E. (2012). Rapid prototyping of casting cores. Tehnicki Vjesnik, Vol. 19, No. 2, p. 459-464. [12] NOVAKOVA-MARCINCINOVA, L., JANAK, M. (2012) Application of progressive materials for RP technology. Manufacturing Technology, Vol. 12, No. 12, p. 76-79, ISSN 1213-2489. [13] PACURAR, R., PACURAR, A., BERCE, P., BALC, N., NEMES, O. (2012). Porosity change by resin impregnation in structures obtained by selective laser sintering technology. Studia Universitatis Babes-Bolyai Chemia, Vol. 3, pp. 5-13. [14] AHN, S.-H., MONTERO, M., ODELL, D., ROUNDY, S., WRIGHT, P. K., (2002). Anisotropic material properties of fused deposition modeling ABS. Rapid Prototyping, Vol. 8, No. 4, p. 248-257 [15] VALICEK J., HLOCH S., KOZAK D. (2009). Surface geometric parameters proposal for the advanced control of abrasive waterjet technology. International Journal of Advanced Manufacturing Technology, Vol. 41, No. 3-4, p. 323-328, ISSN 0268-3768. [16] KOVACEVIC, D., BUDAK, I., ANTIC, A., KOSEC, B. (2011). Special Finite Elements: Theoretical background and Application, Tehnicki Vjesnik, Vol. 18, No. 4, p. 649-655, ISSN 1330-3651. [17] MICHALIK, P., ZAJAC, J., DUPLAK, J., PIVOVARNIK, A. (2012). CAM software products for creation of programs for CNC machining. Lecture Notes in Electrical Engineering, Vol. 1, No. 141, p. 421-425, ISSN 1876-1100. [18] NOVAKOVA-MARCINCINOVA, L., NOVAK-MARCINCIN, J., TOROK, J., BARNA, J. (2013). Selected experimental tests of materials used in rapid prototyping area. Manufacturing Technology, Vol. 13, No. 2, pp. 220-226, ISSN 1213-2489 [19] NOVAKOVA-MARCINCINOVA, L., NOVAK-MARCINCIN, J. (2013). Selected Testing for Rapid Prototyping Technology Operation. Applied Mechanics and Materials, Vol.. 308, pp. 25-31, ISSN 1662-7482. [20] NOVAKOVA-MARCINCINOVA, L., NOVAK-MARCINCIN, J. (2013). Testing of the ABS Materials for Application in Fused Deposition Modeling Technology. Applied Mechanics and Materials, Vol.. 309, pp. 133140, ISSN 1662-7482. [21] LAMAR, K. and NESZVEDA, J. (2013). Average probability of failure of a periodically operated devices. Acta Polytechnica Hungarica, Vol. 10, No. 8, pp. 153-167, ISSN 1785-8860 [22] NOVAKOVA-MARCINCINOVA, L., NOVAK-MARCINCIN, J., JANAK, M. (2014). Precission Manufacturing Process of Parts Realized by FDM Rapid Prototyping. Key Engineering Materials, Vol.. 581, pp. 292-297. [23] RAGAN, E., DOBRANSKY, J., BARON, P., KOCISKO, M., SVETLIK, J. (2012). Dynamic of taking out molding parts at injection molding. Metalurgija,Vol. 51, No. 4, p. 567-570, ISSN 0543-5846. [24] NOVAKOVA-MARCINCINOVA, L., NOVAK-MARCINCIN, J. (2014). Production Composite Material by FDM Rapid Prototyping Technology. Applied Mechanics and Materials, Vol.. 474, pp. 186-191, ISSN 16627482. [25] NOVAKOVA-MARCINCINOVA, L., FECOVA, V., NOVAK-MARCINCIN, J., JANAK, M., BARNA, J. (2012). Effective Utilization of RP Technology. Materials Science Forum, Vol. 713, p. 61-66, ISSN 16629752. [26] NOVAKOVA-MARCINCINOVA, L., NOVAK-MARCINCIN, J. (2013). Experimental testing of materials used in fused deposition modeling rapid prototyping technology. Advanced Materials Research, Vol. 740, No. 740, pp. 597-602, ISSN 1022-6680 [27] NOVAKOVA-MARCINCINOVA, L., FECOVA, V., NOVAK-MARCINCIN, J., JANAK, M., BARNA, J. (2012). Effective Utilization of Rapid Prototyping Technology. AIP Conference Proceedings, Vol. 1431, p. 834-841, ISSN 0094-243X.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 292 -

(c) 2014 UJEP



[28] NOVAKOVA-MARCINCINOVA, L., NOVAK-MARCINCIN, J., BARNA, J., TOROK, J. (2012). Special materials used in FDM rapid prototyping technology application. INES 2012 - IEEE 16th International Conference on Intelligent Engineering Systems, Proceedings, art. no. 6249805, p. 73-76.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 293 -

(c) 2014 UJEP



Phases analysis of metals by X-ray diffraction Novotný Jan, Dr., Ph.D., Fakulta výrobních technologií a managementu, UJEP v Ústí nad Labem. E-mail: [email protected]. Crystal composition of materials or thin films and their crystal structure have become in recent decades a necessary and important part of the Materials Research and advanced technology. Each property and information’s about crystal structure of material are more or less immediate way depends on the structure and crystal composition. Prerequisite of any technological breakthroughs in this area is therefore detailed information on the structural parameters of materials. Key words: X-ray diffraction, thermal expansion, material properties

Introduction Crucial role in the analysis of crystal composition using techniques have X-ray diffraction - in a sense they are complementary techniques for the extraction and electron diffraction. While enabling studies on electron microscopy structure of the detail on the level of nanometres can supply a researcher’s activity in this field, by the X-ray diffraction is possible to provide the parameters, which are averaged over relatively large sample volumes. X ray diffraction allows to research crystal system in high definition of the lattice parameters. X-ray diffractometers can be found not only in research now but also work in factories or at educational institutions. An integral part of many modern technological lines is x-ray habitat base, where the means of X-ray diffraction continuously control the parameters of the manufacturing process. Likewise, this device is no longer uncommon in laboratory equipment technical colleges. In order to support materials research and teaching subject physics of metals was also at FPTM UJEP get X-ray machine, which is operating on the principle of X-ray diffraction on the atomic lattice. Apparatus for X-ray. diffraction was acquired not only for scientific research purposes, but is also increasingly wider application in the teaching of specialized subjects.

1 The principle of the device X-ray sources are X-ray tube in which the electrons emerging from the incandescent cathode accelerated by a voltage of 20-60 kV and currents reach several tens of mA. Typical performance of today's X-ray lamps is about 2 kW. Thus accelerated electrons hitting the anode, where their energy is converted mostly into heat and only about 1% of their energy is spent on the X-ray emission. Resulting heat is removed with cooling water. As anode material used pure metals with a higher melting temperature - Cr, Fe, Co, Ni, Cu, Mo, Ag. Focus of a lamp (surface bombarded with electrons) has a rectangular shape in the direction of the radiation escaping through the different windows are obtained in this way an effective spot. Radiation characteristics - X-ray radiation used in the structure analysis of the electromagnetic radiation of wavelength λ from 0.01 nm up to 5 nm. For imparting lengths often used the unit Å (Ångström), which is 10-10 m. X-ray radiation emitted by anode consists of two components, the continuous and characteristic spectra. By the rejecting of electron radiation originates from one of the internal energy levels of the atom and the subsequent transfer of electrons from higher levels to loose levels. The wavelength of the emitted radiation determines the difference in energy levels of the atom concerned. Characteristic spectra are categorized according to the levels from which the electron was ejected as a series of K, L, M. Detection of the radiation works in simple principles. Radiation scattered in the sample is recorded by means of Xray detectors, which detect the intensity of the photons into an electrical signal. According to the principle of work distinguishes three main groups of detectors:  proportional  scintillation  semiconductor Important parameters are the energy resolution of the detectors, the maximum number registered X-ray photons per second, linearity, noise.

2 Ray diffraction by crystal and polycrystalline layers analysis Assume that the crystal is in incident parallel beam of X-rays with a wavelength λ (Figure 1) which interact with all atoms of the affected volume. The angle, denoted θ, of the incident beam running parallel to the crystallographic planes (hkl), spaced apart by dhkl. Interference between rays reflected at the first and the second plane will then, if the path difference equal to an integral multiple of the wavelength. From Figure 1 shows the condition:

ISBN 978-80-7414-679-4

- 294 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 1 Schematic of the impact and the X-ray reflection. rays

2d hkl sin θ  n ,

(2.1)

Polycrystalline material consists of a vast number of grains - crystallites that are randomly oriented in space. Upon impact, the X-ray sample is Bragg diffraction condition is met for a sufficient number of crystallites and the stationary sample. In different crystallite diffraction occurs at different crystal systems planes characterized spacing’s dhkl. Although the sample turns the simplest experimental arrangements entire spectrum X-ray lamps, detectable diffraction arise only for the most intense lines characteristic spectrum, i.e. Kα1, 2 and Kβ. The basic technique of registration of radiation diffracted pattern is called. θ/2θ measurement. The device is called θ/2θ diffractometer. Result measurements are presented in the form of a graph of the intensity registered by the angle 2θ (Figure 2).

Fig. 2 Principle of symmetric θ/2θ measurement To the diffracted beam detector contribute only grains whose diffracting planes are parallel to the sample surface. To the different reflections with different Bragg angles assorted different grains groups.

3 Determination of the composition, condition and size of the crystals. One of the primary applications using X-ray diffraction is identification crystal composition or phase in the sample of the material. Software based on statistics calculations intended to diagnose measured data can relatively easily evaluate using a combination of search and profile peaks measured data. From the measured data and the positions of peaks can read with a high accuracy the main stage, while data Peak, or profiles easily explain the minority phase. Conducted research focuses mainly on quantitative and qualitative analysis of crystalline substances, determination of the composition and determination of the condition and size of the crystals. Measuring the diffraction angles for individual reflection can also be obtained by a series of interplanar distances, by use of basic crystallographic relationships can be obtained lattice parameters. Determining metrics and point symmetry of the crystal lattice is a matter of positions analysis diffracted beams in the area of measuring the diffraction angles. A standard θ/2θ diffraction pattern is on the figure 3. Visible position and intensity of the peaks are compared according to the records in the database. Today's structural databases contain several tens of thousands of records heretofore described phases. Database is supplied together with a search program that enables an interactive way to identify the phases in the analyzed sample.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 295 -

(c) 2014 UJEP



4 Evaluation and research hypotheses settings From the measured lattice parameters can be determined by alloy composition and temperature dependence. This can be determined by thermal expansion of the material, or track the progress of phase transformations. Basic diffraction parameters so fundamentally informed by structural characteristics, the physical state of the material. This determines its technological preparation and processing. Detected correlation are used for testing of materials, as is clearly preferable to measure structural parameters, rather than directly into the behavior of materials and products.

Fig. 3 Diagram expressing the intensity peaks of aluminium alloy The obtained values of intensity depending on the X-ray diffraction, we analyze by the statistical methods we find a comparison using specialized sortware be determined quite reliably phase analysis of the sample. 4.1 Identification of crystalline phases of the aluminium alloy with silicon ingredient sample Basic information is assurance that sample is really Aluminium alloy. Is visible the majority of elements: Al –space group 225 fcc Si – space group 227 fcc Counts

6000

AlSi7Mg0 Aluminum, syn [NR] (00-004-0787) Silicon, syn (00-027-1402)

4000

2000

0 40

50

60 70 Position [°2Theta] (Copper (Cu))

80

90

Fig. 4 Diagram expressing the presence of crystalline phases at aluminium alloy with silicon ingredient

ISBN 978-80-7414-679-4

- 296 -

(c) 2014 UJEP



It is necessary to express the question, where are the atoms Mg, Fe, Ti and others. We must to refine the lattice parameters Al and Si by means of Rietveld state analysis. From Rietveld analysis is possible to obtain the quantity that means the representation of the different phases. In the structural model, which was used, I considered the texture of aluminium, which is in the case of aluminium very common.

Fig. 5 Advanced analyses of crystalline phases at aluminium alloy with silicon ingredient Lattice parameter for Al a = 4,05295 ± 0,00007 Å. That is bigger in comparison to 99,9% Al from PDF cart number 4-78. This can mean that some interstitial atoms are expanding basic cell. Also some larger substitution atoms exist, which increase the basic cell. Lattice parameter for Si a = 5,4327 ± 0,0001 Å, which is very similar to a = 5,4309 Å Si from PDF cart number 271402. This means that in Si cell are no interstitial atoms or substituent atoms or in a very small extent. 4.2 Identification of crystalline phases of the aluminium alloy with a less intense of magnesium sample At the other diffraction can be reliably identify only aluminium. There are less intense of magnesium

Counts 40000

AlMg3_test_1 Aluminum, syn [NR] (00-004-0787)

10000

0 30

40

50

60 70 Position [°2Theta] (Copper (Cu))

80

90

Fig. 6 Diagram expressing the stick pattern of crystalline phases at aluminium alloy with a less intense of magnesium From Rietveld analysis is possible to obtain the lattice parameter a = 4,06240 ± 0,00003 Å , what is much larger than the previous sample. This also means that some interstitial atoms are expanding basic cell, or sublstituce of aluminium by larger atom in the basic cell

ISBN 978-80-7414-679-4

- 297 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 5 Advanced analyses of crystalline phases at aluminium alloy with a less intense of magnesium Sample with a smaller proportion of Silicon is finer grained. Size of the area of coherent scattering from the Rietveld analysis is about 20 nm, while the first sample is it about 80 nm. Comparison of the two diffraction patterns shows that the smaller content of silicon the narrower aluminium peaks.

5 Conclusions X-ray diffraction has found its application in all areas of materials research. X-ray diffractometer can today be found not only in research work, but also in manufacturing plants. Part of many modern technological lines is the X-ray laboratory, in which the X-ray diffraction using a continuous manufacturing process parameters control. By measuring of the lattice parameters we can determine by alloy composition and temperature on doing determination their thermal expansion of the material, or to determine the course of phase transformations, or chemical reactions. So is characterized by structural or chemical state of the material and its dependence on technology process and further processing.

References [1] Andršova, Z., Skrbek, B. The use of magnetic and ultrasonic structuroscopy for inspection of ADI/AGI castings. Manufacturing Technology, Ústí nad Labem 2012 Voume 12. ISSN 1213-2489 [2] Belan, J. Study of advanced Ni – base ŽS6K alloy by quantitative metallography methods. Manufacturing Technology, Ústí nad Labem 2013 Voume 13. ISSN 1213-2489 [3] Bolibruchova, D., Brůna, M. Influencing the crystallization of secondary alloy AlSi6Cu4 with stroncium. Manufacturing Technology, Ústí nad Labem 2013 Voume 13. ISSN 1213-2489 [4] Brůna, M., Kucharčik, L., Sladek, A. Complex evaluation of porosity in A356 aluminium alloy using advanced porosity module. Manufacturing Technology, Ústí nad Labem 2013 Voume 13. ISSN 1213-2489 [5] Černohorský, D., Raida, Z. Analýza a optimalizace mikrovlnných struktur, VUTIUM, Brno 1999. ISBN 80214-1512-6 [6] Giacovazzo, C. Fundamentals of Crystallography, Oxford University Press, USA 2002. [7] Hudec, Z. Gas Metal Rapid Arc Welding Potential. Manufacturing Technology, Ústí nad Labem 2012 Voume 12. ISSN 1213-2489 [8] Kejzlar, P. Structure and mechanical properties of Fe-25Al-5Zr and Fe-30Al-5Zr intermetallic alloys. Manufacturing Technology, Ústí nad Labem 2012 Voume 12. ISSN 1213-2489 [9] Odehnal, J., Brotanek, S. Metallurgical and Material Properties of Castings Manufactured from Stainless GX4CrNi13-4 and GX4CrNiCu13-4. Manufacturing Technology, Ústí nad Labem 2013 Voume 13. ISSN 12132489 [10] Valašek, P., Muller, M. Polymeric particle composites with filler saturated matrix. Manufacturing Technology, Ústí nad Labem 2012 Voume 12. ISSN 1213-2489 [11] [Valvoda, V., M. Polcarová, M., Lukáč, P. Základy strukturní analýzy, Karolinum, Praha, 1992 [12] Weiss, V., Strihavkova, E. Influence of the homogenization annealing on microstructure and mechanical properties of AlZn5,5Mg2,5Cu1,5 alloy. Manufacturing Technology, Ústí nad Labem 2012 Voume 12. ISSN 1213-2489

ISBN 978-80-7414-679-4

- 298 -

(c) 2014 UJEP


ISBN 978-80-7414-679-4


- 299 -

(c) 2014 UJEP



Analýza rizik jako nástroj zvýšení úrovně bezpečnosti a spolehlivosti strojního zařízení Pokorná Václava, Ing., Katedra technologie obrábění, FST, ZČU v Plzni Pokud v současné době hodnotíme stroj jako bezpečný, musí tomuto tvrzení předcházet proces analýzy a vyhodnocení rizik, která jsou spojená s jeho používáním. Bezpečnost strojních zařízení je zapotřebí brát v úvahu už na samém začátku, prvotním návrhu, a dále pak po celý životní cyklus stroje. Za jednotlivé etapy se považuje už zmíněný návrh, poté výroba, instalace, seřizování, provoz a údržba, případně likvidace. Proces posouzení a snižování rizik pro strojní zařízení je jedním z vyžadovaných dokumentů strojní směrnicí 2006/42/ES a již tato skutečnost poukazuje vysokou důležitost při návrhu a konstrukci strojů pro celý řešitelský tým. Analýza rizik by však neměla být považována za předpisem stanovenou povinnost, ale zejména za cenný konstrukční nástroj, který při správně zvoleném postupu konstruktéry nezatěžuje, ale pomáhá Klíčová slova: Analýza rizik, identifikace a hodnocení rizik, bezpečnost strojního zařízení, konstrukce

1 Úvod Velmi frekventovaným pojmem současné doby je slovo riziko. Literatura uvádí, že slovo ,,risicó“ je ze staré italštiny a v tamější řeči námořníků označovalo nebezpečné místo, kterému se je nutné při plavbě vyhnout. Technicko-ekonomická disciplíny s názvem:Inženýrství rizik nebo management rizik chápe pojem riziko jako možnost utrpět určitou ztrátu. A ta ztráta, z pohledu bezpečnosti a spolehlivosti, může být otázka našeho zdraví jistoty, či pohody při práci. Tato vyjmenovaná fakta jsou pro každého z nás v daném okamžiku velice důležitá. Kroky a metody, vedoucí ke zvýšení důvěryhodnosti v uvedených otázkách jsou pro každého výrobce či dodavatele strojního zařízení v současné době, značnou motivací ke zlepšení a rozvoji svých výrobků. Pojem strojní zařízení lze chápat jako jakékoli stroje, aparatury, nástroje nebo zařízení používané při práci.

2 Právní požadavky na bezpečnost strojů pro výrobce a uživatele Výrobci strojů a strojního zařízení musí dostát bezpečnostním požadavkům kladeným na design a konstrukci strojů před jejím uvedením na trh. Uživatelé, na straně druhé, mohou v takovém případě počítat s deklarovanou kvalitou, bezpečností a spolehlivostí používaného zařízení. V případě systémů zavedených podle normy ISO 9001:2008 je ISO 12100 návodem pro bezpečnou konstrukci SZ, součástí posuzování technické shody strojního zařízení je rovněž v souladu s požadavky normy ISO 9001[9]. Pro roční přezkoumání efektivnosti systému jsou informace o dokumentovaném posuzování shody a ověření procesu posuzování rizik SZ velmi významné. „Bezpečný“ výrobce si je vědom možných následků v případě uvedení nebezpečného výrobku na trh. Případné nejednání výrobce v souladu s technickými právními předpisy a požadavky harmonizovaných technických norem může mít závažné finanční a právní následky. Dokumentem, který předkládá výrobcům povinnost provádět analýzu rizik, je Směrnice č. 2006/42/ES. K této směrnici je důležité přihlížet v následujících případech:  je-li strojní zařízení uváděno poprvé na trh EU ( platné od 1.1.1995)  jde-li o stroj, začleněný uživatelem do výroby  existuje-li na stroji jakákoliv pozdější změna či úprava, jež by mohla ovlivnit jeho bezpečnost  je reálná možnost propojení mezi několika stroji (montážní linka) V uvedené směrnici lze nalézt v příslušných kapitolách přílohy č.1 jednotlivá možná ohrožení. I když se to může zdát na první pohled jednoduché, identifikovat všechna rizika stroje s ohledem na jeho životní cyklus není samozřejmostí. V prvém kroku je nutné vyjmenovat a popsat vlastnosti stroje, které mohou způsobit poranění osob. Tyto případy se vždy považují za nanejvýše nebezpečné a mezi ně patří např.: rizika způsobená rotujícími částmi, riziko stlačení, vtažení, pořezání atd. – viz. obr. 1. Dalšími faktory, nutnými ke zvážení, je například technika prostředí, speciální výrobní technologie, použití některých materiálů či látek, které mohou být za určitých podmínek nebezpečné apod. [6].

ISBN 978-80-7414-679-4

- 300 -

(c) 2014 UJEP


Propíchnutí, probodnutí,


Náraz

Rozdrcení

Zachycení, vtažení

Obr.1 Příklady typických rizik při interakci člověk – stroj[3] Fig. 1 Examples typical risks in relation to man – machine Je – li možné vyslovit tvrzení, že je stroj, nebo jiné technické zařízení, bezpečný, je předem nutné provést analýzu všech předpokládaných situací, které se mohou vyskytnout při jeho chodu a souvisí s nebezpečím úrazu nebo poškození zdraví obecně. Základní technickou normou pro konstruktéry strojních zařízení je ČSN EN ISO 12100. Norma je v zásadě pro každého konstruktéra a vývojového pracovníka návodem, který je platný pro výrobu bezpečných zařízení při jejich správném a předpokládaném použití. Jsou zde citována nebezpečí, která je nutné brát v úvahu při konstrukci. Neoddělitelným doplňkem této normy je ČSN EN ISO 14 121. Tento dokument čerpá ze zkušeností z konstruování a modelování a vybírá zásady k posouzení rizik, uvedených v ČSN EN ISO 12 100. Norma určuje obsah vypracované dokumentace k posouzení rizika. 2. 1 Identifikace rizik Normy ovšem stanovují pouze obecné zásady, ale nemohou být konkrétní pro každý jednotlivý případ. Je zapotřebí postupovat v systematicky v jednotlivých krocích, kterými jsou odpovědi na jednotlivé otázky, tzv. identifikace rizik. Mezi základní dotazy patří: Které vlastnosti stroje mohou způsobit poranění osob a za jakých podmínek? Některé uvedené typické příklady představují obrázky, podrobnější výčet lze nalézt v uvedené normě. Dalšími faktory ke zvážení jsou následující aspekty: stabilita stroje, hluk, vibrace, emise látek nebo radiace, možnost popálenin způsobené horkými povrchy, chemikáliemi nebo třením při vysokých rychlostech a další. Nutno podotknout, že identifikace rizik musí zahrnovat všechny případy, vztahující se k životnímu cyklu stroje, včetně konstrukce, instalace a likvidace.[8] Stále je zde problém, a to ten, že k posouzení rizik je v současné době k dispozici několik metodických návodů, ovšem o žádném nelze vyslovit tvrzení, že je ten ,,jediný správný“. Teorie nabízí známé řešení, spočívající v ocenění rizika daným parametrem (váhou) a stanovení cílové hodnoty, kterou by nebylo možné překročit. Lze ji definovat jako mezní limit. Toto ale nelze aplikovat z mnoha důvodů. Váha, přiřazená každému riziku a tolerovaná úroveň rizika by podléhala úsudku posuzovatele a reflektovala by prostředí, ve kterém stroj pracuje. Například v továrně se zkušenými zaměstnanci by byla přístupná taková rizika, které by ovšem nebylo možné akceptovat v prostředí přístupném veřejnosti. Dalším pohledem by mohl být výčet událostí/nehod. Ovšem tímto způsobem nelze spolehlivě určit očekávanou četnost nehod. Stále je nutné si klást otázku: Koho mohou identifikovaná rizika poškodit a v jakém případě? Opět je předmětem úvahy otázka nesprávného použití, včetně možnosti použití stroje neškolenými osobami, kterými mohou být úklidový personál, bezpečnostní pracovníci aj. Byly zde zmíněny některé normy, které jak je obecně známo, jsou jistým doporučením či návodem, jak postupovat při řešení daného úkolu. V tomto případě posuzování a snížení rizik. Existují evropské normy pro bezpečnost strojních zařízení, které mají následující strukturu. Normy typu A jsou základní dokumentací v oblasti bezpečnosti. Stanovují základní pravidla, konstrukční principy, terminologii a obecné faktory, které se vztahují na veškerá strojní zařízení. ČSN EN ISO 12100 je normou typu A, proto musí být ještě doplněna normou typu B, případně C, pokud jsou takové normy pro konstrukci daného stroje vypracovány. Standarty typu B řeší bezpečnost z určitého hlediska, nebo se zabývají jedním bezpečnostním prvkem, který lze použít v rámci širokého rozsahu strojních zařízení. Tyto jsou ještě dále rozděleny na normy typu B1 a B2. B1 řeší konkrétní bezpečnostní faktory, např. bezpečné vzdálenosti, teplotu povrchu, hluk apod. Normy typu B2 řeší konkrétní bezpečnostní prvky jako je např. ovládací zařízení obouruč, blokovací zařízení, zařízení citlivá na tlak, kryty apod. [2][7]

3 Postup při hodnocení a snížení rizik Předmětem posouzení rizik s dokumentovanou analýzou je dosažení „bezpečnosti stroje“ pro dobu jeho životnosti. Nejprve je nutné provést seřazení rizik podle jejich závažnosti. EN/ISO 12 100 popisuje tuto fázi jako už zmíněné posouzení rizik. Účelem opakovaného postupu posuzování a snižování rizik je:  vymezit rozsah použití SZ, tj. předpokládané použití a jakékoliv jeho důvodně předvídatelné nesprávné použití;

ISBN 978-80-7414-679-4

- 301 -

(c) 2014 UJEP



 

určit nebezpečí, která mohou vyplývat ze SZ a nebezpečné situace spojené s tím SZ; odhadnout rizika při zohlednění závažnosti možného poranění nebo škody na zdraví a pravděpodobnost jejich výskytu;  vyhodnotit rizika s cílem určit, zda je v souladu s cílem NV 176/2008 Sb. nutné snížení rizika;  zajistit ochranná opatření k vyloučení nebezpečí nebo snížení rizik spojených s nebezpečím, určeným v předchozím postupu [3] Posouzení a snížení rizika je soubor činností, které musí provést konstruktér při navrhování nebo změnách konstrukce stroje, a to v následujícím pořadí. Za prvé musí určit mezní hodnoty stroje, které zahrnují předpokládaný účel používání a jakékoliv předvídatelné způsoby nesprávného používání (charakteristiky SZ). Dalším krokem je potřeba identifikace nebezpečí. Následuje odhad rizika pro každé identifikované nebezpečí a nebezpečnou situaci (klasifikace závažnosti možného následku a pravděpodobnost výskytu) - obr. 2. Poté je nutné zhodnotit riziko a rozhodnout o nutnosti snížení rizika ((ne)přijatelnost rizik). Posledním krokem je vyloučit nebezpečí nebo snížit riziko spojené s nebezpečím pomocí vhodného ochranného opatření (bezpečnost konstrukce např. dle normy C, funkční zábrany a ochranné prvky dle norem B1, B2. Na začátku hodnocení rizika je nutné určit mezní hodnoty stroje podle účelu používání s přihlédnutím na jeho celý životní cyklus. To znamená identifikovat všechny vlastnosti, spolehlivost a výkonnost samotného stroje nebo v součinnosti s dalšími stroji a zařízeními. Určit činnosti všech osob v prostředích, kde bude stroj instalován, provozován, udržován a na konci životního cyklu zlikvidován. Ke všem parametrům s vlivem na bezpečnost stroje a bezpečnost obsluhy, je nutné stanovit mezní hodnoty. Řadu limitů již závazně předurčuje legislativa, vylučuje například použití nebezpečných látek apod. [4] Po vymezení předchozích výše uvedených základních charakteristik, určení parametrů stroje s ohledem nejenom na funkčnost, ale s důrazem na bezpečnostní hlediska, je zásadním krokem určení nebezpečí. U každého stroje je nezbytné systematicky identifikovat rozumně předvídatelná nebezpečí. Uvědomit si, která nebezpečí jsou trvalá a která mohou vzniknout při různých předvídatelných způsobech použití stroje. Nebezpečí je nutné identifikovat v celém životním cyklu, aby např. při demontáži nedošlo ke zranění z neznalosti nebo chybou pracovníka. První systematické rozdělení nebezpečí, nebezpečných situací nebo událostí, které mají být identifikovány (rozpoznány), musí zahrnovat možná rizika z celého životního cyklu stroje. Správně identifikovat nebezpečí znamená odpovědět na následující otázky:  Jak vzájemně působí člověk a stroj během celého životního cyklu  Jaké jsou možné stavy stroje  Jaké je nepředpokládané chování obsluhy a předvídatelné selhání stroje Aby bylo možné rozhodovat o přijatelnosti rizika, je zapotřebí provést analýzu. Ta poskytuje informace požadované pro zhodnocení rizika, podle nichž se přijme rozhodnutí, zda je potřebné riziko snížit. Všechna rozhodnutí musí být podpořena a doložitelná kvalifikovaným měřením nebo odhadem rizika v konkrétní spojitosti s riziky vyskytujícími se na zařízení (měřitelná i neměřitelná rizika podle charakteristik stroje). Norma ISO 12100 v čl. 5 poskytuje informace ke způsobům posouzení rizika, v čl. 6 ke snížení rizika a čl. 7 k dokumentaci. Informativní přílohy obsahují řadu příkladů nebezpečí ve formě tabulek. [7] K procesu odhadu rizika lze přistoupit tak, že se vezmou stanovené předpisy či standardy, obsahující specifické požadavky, kritéria a prahové hodnoty, vztahující se k nebezpečím spojeným s používáním stroje. Jestliže však nejsou v předpisu stanoveny uvedené požadavky, musejí být rizika vyhodnocena jako kombinace součinů faktorů závažnosti poškození zdraví a pravděpodobnosti výskytu rizikové situace, podle vzorce : R = P x D (viz obr. 2) [2]

P závažnost šk

í

D Pravděpodobnost

R Riziko spojené

ýk t

Obr. 2Model hodnocení rizika Fig. 2 Model of risk assessment Posouzení faktoru závažnosti následků můžeme definovat různě. Jednou z možností, jak přidělit tomuto faktoru konkrétní váhu, je matice pro odhad rizika. Základem pro použití tohoto hodnocení se považuje předpokládaná délka pracovní neschopnosti (počet dnů, kdy probíhá neschopenka). Otázka, nebo-li faktor pravděpodobnosti nežádoucího následku (poškození zdraví následkem úrazu), je závislá na několika skutečnostech. Těmi nejdůležitějšími, definovanými, jsou:  pravděpodobnost úrazu v závislosti na typu stroje Vztahuje se výhradně ke strojům a je možné jej odvodit například z úrazových statistik (nehody strojů)

ISBN 978-80-7414-679-4

- 302 -

(c) 2014 UJEP



 délka pobytu v nebezpečné zóně Je dán organizačním uspořádáním, související s provozem daného podniku  možnost omezit či se úplně se vyhnout nebezpečí úrazu Zahrnuje osobní znalosti, dovednost a zodpovědnost daného operátora, reaguje na nebezpečné situace (úroveň instrukcí, výcviku, varovného zařízení). Všeobecně je možné uvést, že hodnocení rizik slouží k vyjádření vztahu závažnosti možného poškození zdraví a pravděpodobnosti, že toto poškození nastane. Obecně platí pravidlo: Čím větší je hodnota míry rizika (R), tím rychleji je nutné opatření navrhnout a počítat s ním v samotné dispozici stroje ihned na počátku. Obrázek č.3 ukazuje příklady nejčastějších mechanických nebezpečí, týkajících se obsluhy strojů, kde je zapotřebí navrhnout vhodná konstrukční řešení v rámci prevence a minimalizace rizik. V normě ISO 12100 jsou systematicky uspořádány informace k jednotlivým druhům nebezpečí a způsobům jejich ovládání (viz čl. 6). Stručněji vyjádřeno, základem je postupné posouzení všech nebezpečí, možných následků a vhodných způsobů jejich ovládání (pokud nejsou vyloučena, značí to fakt, že se mohou vyskytnout). Jedná se o nebezpečí mechanická, elektrická, tepelná, zátěže hlukem, vibrací, záření, materiálů a látek s ohledem na jejich vlastnosti, ergonomická, prostředí, ovládací s ohledem na vlastnosti SW a HW, kombinace jednotlivých nebezpečí apod. (přehledně viz tabulka v příloze B normy ISO 12100) [3].

Obr. 3. Příklady nejčastějších mechanických nebezpečí při obsluze stroje [3] Fig. 3 Examples of most frequent mchanical dangers durineg work with th machine

4. Vyhodnocení rizik a příklad vybraných preventivních opatření Toto hodnocení, především odhad jejich závažnosti, je nutné provést vždy, když je potřeba splnit obecné (standardní) požadavky, kladené na ochranu zdraví pracovníků. Pro všechna identifikovaná nebezpečí je nutné vyhodnotit příslušná rizika, které jsou nutné z hlediska jejich závažnosti rozdělit do jednotlivých skupin. Po odhadu rizika musí být provedeno vyhodnocení. Cílem tohoto procesu je určit, zda bylo dosaženo požadované úrovně snížení rizika. Je-li požadováno, musí být zvolena a použita vhodná ochranná opatření. [5]

Obr.4. Schéma hodnocení rizika [5] Fig.4. Scheme of risk assessment Teoreticky je možné popsat, že snížení rizika lze dosáhnout tím, že snížíme hodnotu jednoho ze dvou fak-

ISBN 978-80-7414-679-4

- 303 -

(c) 2014 UJEP



torů pro výpočet váhy rizika. Což je pravděpodobnost a závažnost škody. Jednotlivě nebo současně. Ve skutečnosti je to náročný proces, který je dán postupným sledem tří kroků. Nezbytným posuzovatelem tohoto postupu musí být konstruktér, který coby kontrola posoudí, zda novými preventivními opatřeními nevznikají další, do té doby nedefinovaná, nebezpečí. A zda-li se tím dosavadní rizika nezvětšují. Pokud se tak stane, musí být doplněna do seznamu identifikovaných nebezpečí a postupuje se opět procesem k jejich snížení. [5] Tři uvedené kroky ke snížení rizika jsou následující:  zabudovaná konstrukční bezpečnost Jedná se o bezpečnostní opatření, kterými jsou nebezpečí vyloučena nebo rizika snížena na přijatelnou úroveň, a to volbou konstrukčních vlastností stroje, vyhodnocením možných kombinací vzájemného působení stroje a osob, hodnocením prostředí a dosahu působnosti stroje. Výsledkem musí být návrh bezpečné konstrukce zařízení v souladu se základními požadavky, konstrukčními metodami a použitím norem typu „C“ (např. statické a dynamické výpočty, pevnost a pružnost, použité materiály, zajištění proti přetížení, útlum vibrací apod.  bezpečnostní ochrany a doplňky Jedná se o ochranná opatření tam, kde prakticky není možné vyloučit nebezpečí nebo dostatečně snížit riziko zabudovanou konstrukční bezpečností. Současně musí být přihlédnuto ke všem možným způsobům použití zařízení, tj. nejen k předpokládanému a výrobcem stanovenému použití, ale také k předvídatelným nesprávným způsobům použití. Výsledkem musí být vhodně zvolená bezpečnostní ochrana a doplňková ochranná opatření, vše v souladu také s technickými normami typu „B1 a B2“ (např. ochranné kryty, prostory, řídicí a ovládací obvody atd.).  informace pro bezpečnou obsluhu Jedná se o informační opatření pro všechny osoby, které používají strojní zařízení, a osoby, které mohou být vystaveny riziku. Cílem informačních opatření je předat informace o možnosti poškození zdraví, které z předchozích řešení nebylo zcela odstraněno. Proto se odborně používá pojem „zbytková rizika“. K těm je potřeba dodat všechny informace, které zůstaly po řešení bezpečnostních a ochranných opatření. Sdělení má být přehledné a srozumitelné pro osoby, které je potřebují. Nesmí být náhradou za správnou aplikaci zabudovaných konstrukčních bezpečnostních opatření, bezpečnostních ochran nebo doplňkových ochranných opatření. [5]

Obr. 5. Ukázka bezpečnostních opatření pro bezpečnou obsluhu frézovacího centra Fig. 5. Example of safety prevention for safe attendance of the milling machine

4. Závěr Předmětem posouzení rizik s dokumentovanou analýzou je dosažení „bezpečnosti stroje“ pro dobu jeho životnosti. Požadavky na ochranu zdraví a bezpečnost stanoví příloha č. 1 NV 176/2008 Sb. Posouzení rizik výrobcem (nebo jeho zplnomocněných zástupcem) je velmi důležitý soubor opakovaných činností. U nových strojů by měla být jeho bezpečnost zakomponována již v návrhu a konstrukci. Z hlediska současného trendu multifunkčnosti a variabilnosti SZ není možné, aby analýzu rizik prováděl jen jeden člověk. Je to dílem širšího týmu odborníků, kteří se na vývoji daného zařízení podílí a ti z pohledu svých zkušeností, znalostí a profesních dovedností mohou posoudit jednotlivá rizika. Která, jak už bylo uvedeno v textu, se týkají celého životního cyklu stroje. Kvalifikované provedení analýzy rizika a vyhodnocení rizika zařízení má proto zásadní význam. Umožňuje také určovat bezpečnostní kategorii strojního zařízení z hlediska vlivu analyzovaných nebezpečí a kombinací rizikových situací. Technická dokumentace, která v sobě mj. zahrnuje dokumentaci o posouzení rizika, musí být zpracována a řízena v rozsahu přílohy č. 7 NV 176/2008 Sb. Cílem analýzy rizika je vymezit všechna rizika, vyloučit a omezit je v co možná největším rozsahu. Všechna ochranná opatření mají za cíl snížit riziko možnosti závažného poškození (úrazu) vlivem uvažovaného nebezpečí, vyloučit nebo zásadně omezit pravděpodobnost výskytu úrazu. Tento příspěvek vznikl v rámci projektu SGS -2013-031-Výzkum a vývoj pro inovace v oboru strojírenská technologie - technologie obrábění na ZČU v Plzni

ISBN 978-80-7414-679-4

- 304 -

(c) 2014 UJEP



Literatura [1] PALEČEK, Miloš: Prevence rizik, Oeconomica Praha, ISBN 80-245-1117-7, 2006 [2] PETRU P., TOMEČEK M. a kol., Prevence a řízení rizik, Verlag Dashofer, ISBN 80-86229-37-8, 480 s.,Praha, 2006 [3] http://www.cahp.cz/wp-content/2013/01/Anal%C3%BDza-rizik.pdf [4] http://preventa.schneider-electric.cz/data/pdf/skoleni-a[5] http://www.mmspektrum.com/clanek/bezpecnost-a-rizika-strojnich-zarizeni-cast-2.html [6] Směrnice Evropského parlamentu a Rady 2006/42/ES o strojních zařízeních a o změně směrnice 95/16/ES. In: Úřední věstník Evropské unie. 2006. Dostupné z http://eurlexeuropa.eu/LexUriServ/LexUriServ.do?uri=OJ:L:2006:157:0024:0086:CS:PDF [7] ČSN EN ISO 12100. Bezpečnost strojních zařízení - Všeobecné zásady pro konstrukci - Posouzení rizika a snižování rizika. Praha: ÚNMZ, 2011. [8] HOLÝ Zdeněk: Obráběcí a tvářecí stroje v české republice, Strojírenská technologie, UJEP Ústí nad Labem, 3/2007,ISSN 1211-4162 [9] BIČIŠTĚ Miroslav: Výroba obráběcích strojů v současné době a jejich výhled pro nejbližší období, [10] Strojírenská technologie, UJEP Ústí nad Labem, č. 200927, ISSN 1211-4162 Abstract Article: Authors: Workplace: Key words:

Risk analysis as a tool for improvement of machine operation safety and reliability Václava Pokorná, MSc. Department of Machinery Technology, University of West Bohemia, Pilsen risk analysis, risk identification and evaluation, machine, safety of machinery, design

If we were to evaluate a machine as safe, there must be a process of risk analysis carried out to confirm this statement. We have to take into account the safety of operating machines during their whole life cycle, including planning at the very beginning. The life cycle is represented by the following phases: the initial designing of the machine, its production, installation, set up, its operation and maintenance, and potential disposal. The document describing the process of risk identification, evaluation and reduction for machines is requested by the directive 2006/42/ES. This directive points out the significance of the above document during the designing and producing of the machines for the whole research team. Nevertheless, the risk analysis should not be only considered an obligation from legislature; it should rather serve as a valuable tool, which helps the design engineers. When producing new machines, their safety features should be taken into account already in their design and construction. From the current trends for the multifunctioning and versatility of technical equipment, it is not possible that the risk analysis is carried out by only one person. It is a task for the whole team of experts, who participate in the development of new machines. The can assess risks based on their experiences and expertise. These risks can occur during the whole life cycle of the machine. Qualified risk assessments and evaluation are of critical significance. It can also determine safety category for each particular machine from the perspective of identified risks and combined risks. Technical documentation, which also contains the document of risk assessments, has to be composed according to the attachment no.7 NV 176/2008 Sb. The main aim of the risk analysis is to identify all the risk and reduce them as much as possible. All preventive tools aim to reduce the risk of possible serious demage (harm) caused by considered danger and to avoid or greatly limit the probability of risk occurance.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 305 -

(c) 2014 UJEP



Trendy v konstrukci výstružníků Řehoř Jan, Doc. Ing. Ph.D., Fakulta strojní, Katedra technologie obrábění, ZČU v Plzni E-mail: [email protected] Kouřil Karel, Ing. Ph.D., HAM-FINAL s.r.o., Brno E-mail: [email protected] Sklenička Josef, Ing. Fakulta strojní, Katedra technologie obrábění, ZČU v Plzni E-mail: [email protected] Kroft Luboš, Bc., Fakulta strojní, Katedra technologie obrábění, ZČU v Plzni E-mail: [email protected]

V posledních více než 10 letech se v praxi objevují nové konstrukce výstružníků postavené na originálních koncepcích využitím progresivních řezných materiálu na bázi slinutých W karbidů, slinutých Ti karbidů cermety, případně PCBN a PKD. Progresivní materiály, nové konstrukce a technologie umožňují výrazné zvýšení nejenom přesnosti a produktivity vystružování, ale zejména spolehlivosti řezného procesu. Ovšem, nezbytným předpokladem úspěšného nasazení je mimo jiné i intenzivní přívod procesní kapaliny k řezným břitům nástroje. Směr, množství a tlak procesní kapaliny bývá často alfou a omegou produktivity vystružování. Příspěvek tak reaguje na současné trendy v konstrukci výstružníků. Příspěvek se zabývá stručným přehledem výstružníků pro strojní výrobu, trendy v moderní konstrukci výstružníků a jejich přednosti. Dále se zabývá charakteristikou nové koncepce VRV výstružníku vyvinuté ve firmě HAMFINAL s.r.o. a vybraným vývojovým prototypem testovaným ve spolupráci s RTI při ZČU v Plzni. Další kapitola pojednává o řezných materiálech vhodných pro produktivní vystružování. V závěru je provedeno shrnutí s nastíněním navazující výzkumné činnosti.

Klíčová slova: vystružování, výstružník, produktivita, SK, Cermet, CBN, PKD

1 Úvod Dokončování otvorů vyšších přesností je vždy vcelku problematickým procesem a jsou-li na proces kladeny vyšší nároky z pohledu kvality a produktivity, je velmi důležité nejprve důkladně analyzovat soustavu S-N-O. Hlavní roli na celkový výsledek má především samotný nástroj a to zejména jeho konstrukční provedení. Při obrábění s přesností IT7 a přesnější vstupuje do procesu celá řada faktorů. Při vystružování je navíc dalším problematickým faktem, že obrábění probíhá v uzavřené díře, což ztěžuje odvod třísek a přívod procesní kapalin. Na kvalitní výsledek díry má vliv kromě samotného nástroje také předchozí operace a její výsledek. Stav po vrtání má rozhodující vliv na přesnost vystružené díry [1]. Od původních nástrojů vyráběných z HSS ocelí se charakter současných nástrojů změnil. Největší modernizace však vystružování zaznamenalo v posledních cca 15-20 letech. Směr tohoto vývoje byl především v nasazení a optimalizaci moderních řezných materiálů a jejich vhodnou kombinací s tenkými vrstvami bez výraznějších konstrukčních změn nástroje. Tímto způsobem se v tomto odvětví dosáhlo značného zefektivnění [1]. V současnosti však již nestačí pouze kombinace řezného materiálu a vrstev, ale pokud se má tato technologie dále rozvíjet je potřeba aby modernizací prošla také konstrukce nástroje a to v návaznosti na řezné i obráběné materiály.

2 Základní konstrukce výstružníků Výstružník slouží k výrobě přesných válcových, kuželových nebo tvarových děr s danou geometrickou přesností a drsností povrchu. Jedná se o jedno až vícebřitý nástroj, který se běžně vyrábí z rychlořezné oceli (dále jen „HSS“) a slinutého karbidu (dále jen „SK“). Moderním trendem ve výrobě výstružníků je použití vysoce tvrdých materiálů jako jsou Cermety, CBN a PKD na břity nástroje, VBD nebo celé vyměnitelné hlavy. Hlavní řezný pohyb vystružovacího nástroje je rotace kolem své osy a vedlejší posuvový pohyb je ve směru osy směrem k materiálu. Přísuvný pohyb zde není, neboť přísuv je řešen přídavkem z předchozí operace [1]. Výstružníky lze rozdělit na dva základní typy a to ruční a strojní. Tento příspěvek se dále budeme zabývat pouze strojními nástroji. Ty se dále dělí dle třech základních kritérií. Prvním kritériem je konstrukce, která je hlavním námětem následujících kapitol. Dále lze výstružníky dělit např. dle tvaru obráběné plochy a způsobu upnutí.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 306 -

(c) 2014 UJEP



Typy vystružovacích nástrojů,

dle obráběné plochy

dle konstrukce

jednobřité

vícebřité

kuželové

pevné

rozpínací

stavitelné

monolitní

válcové

dle způsobu upnutí

tvarové

stopkové

válcová

nástrčné

kuželová

s pájenými břity, s VBD

Obr. 1 - Základní rozdělení výstružník [1] Fig. 1 - The basic division of reamers [1] Dle způsobu upnutí se vystružovací nástroje dělí na stopkové a nástrčné (viz. Obr. 1). Stopkové se ještě dále dělí na výstružníky s válcovou a s kuželovou stopkou. Tyto výstružníky se dále upínají do držáků pomocí upínacích systémů (mechanické, tepelné, atd.). Dalším typem z hlediska způsobu upnutí jsou výstružníky nástrčné nebo také tzv. vystružovací hlavy. Tyto výstružníky se upevňují pomocí speciálních upínačů nebo upínacích trnů [3].

Obr. 2 Výstružník nástrčný s kuželovou stopkou od společnosti BECK [3] Fig. 2 Reamer with taper shank socket from BECK [3] Dle obráběné plochy lze výstružníky rozdělit na kuželové, válcové a speciální nebo také tvarové (viz. Obr. 1) [3]. Speciální jsou tzv. sdružené nástroje, které současně vrtají a zároveň vystružují nebo mají více průměrů odstupňovaných a dalšími modifikacemi se zabývají společnosti ve spolupráci s výrobními podniky v rámci Tool Managementu. Dle konstrukce je možné výstružníky rozdělit na dvě základní skupiny. Jednobřité vystružovací nástroje, které jsou podobné vyvrtávacím tyčím, ale mají vodící lišty, které zachycují řezné síly a také limitují vyosení nástroje. A na výstružníky vícebřité, které se vyrábějí buď jako pevné, stavitelné nebo rozpínací. Mezi pevné se řadí všechny monolitní nástroje a také nástroje s vyměnitelnými nebo pájenými břitovými destičkami[1, str. 20]. Moderní trendy ve vývoji produktivních nástrojů jsou zejména dány požadavky výroby. Jedním z požadavků je vysoká přesnost a jakost obrobeného povrchu. Pro tyto účely jsou vhodné jednobřité nástroje, které vyrábí např. společnosti BECK, HAM-FINAL, MAPAL a SECO. Dalším požadavkem je dosažení vysoké produktivity vystružování se zaručením požadované kvality díry. Na zvyšování produktivity se dnes soustředí takřka všichni renomovaní výrobci výstružníků. Přední výrobci výstružníků jakou jsou společnosti BECK, DIHART MAPAL nebo HAM-FINAL mají ve svém výrobním programu významné množství nástrojů, které se více či méně liší buď konstrukcí či použitým materiálem. Poslední trendy, zejména u jednobřitých nástrojů, jsou především v prodloužení životnosti, resp. trvanlivosti nástroje, zvyšování řezných rychlostí a snižování náročnosti před-obrobené díry. Posun trvanlivosti jednobřitého nástroje je možné docílit použití stavitelného břitu. Zde je možné po určitém opotřebení břitu, daného například vyrobením určitého množství kusů vysunou břit pomocí stavěcího šroubku [4]. Tento proces je možné provést přímo na stroji a není tedy nutné nástroj vyjímat, čímž ubývají neproduktivní časy. Takto je mož-

ISBN 978-80-7414-679-4

- 307 -

(c) 2014 UJEP



né u nástroje několikanásobně zvýšit životnost i při požadavku velmi úzkého tolerančního pole. Tento nástroj nabízí např. společnosti HAM-FINAL a MAPAL. Řezná rychlost se značně zvýšila použitím moderních řezných materiálů. V současnosti je možné při vhodné kombinaci konstrukce řezné části a vhodné řezného materiálu a tenké vrstvy obrábět rychlostmi několikanásobně převyšující rychlosti klasických nástrojů z HSS. Dalšího zvyšování je možné dosáhnout použitím vhodných materiálů a vrstev také na vodící lišty. Posledním trendem je snižování nároků na před-obrobený otvor použitím speciálního typu upnutí. Jedná se o upnutí s vůlí, což je u strojních dokončovacích operací neobvyklé. Vystružovací nástroj je primárně určen k dokončení povrchu a dosažení příslušné tolerance, ale nikoliv k odstranění nesouososti, nepřímosti nebo nekruhovitosti díry. Proto je možné použít právě letmé upnutí nástroje a vést ho pomocí vodících lišt v již vyrobeném otvoru.

Obr. 1 - Vystružovací hlavice MT3 [2] Fig. 3 Reaming head MT3 [2] V praxi se častěji používají vícebřité nástroje a to především díky větší produktivitě. Většina současných nástrojů se liší pouze v počtu zubů, který se pohybuje mezi 3-6, jejich rozložením a použitím řezných materiálů s povlakem či bez povlaku. Rozdílná konstrukční řešení nalezneme u nejproduktivnějších nástrojů. Velkým problémem je nerovnoměrné rozložení řezných sil při vystružování, které je způsobeno často nehomogenitou materiálu. U klasických vícebřitých výstružníků se řeší nerovnoměrným rozložením břitů. Speciální nástroje od společnosti HAM-FINAL se s tímto problémem potýkají pomocí dvou vodících lišt. Vystružovací hlavice MT3 (viz. Obr. 3) se třemi břity je tedy jakousi kombinací spojující výhody jednobřitého a vícebřitého výstružníku. Další možností jak předejít špatné kruhovitosti otvoru je použít nástroj od společnosti BECK, která naopak nabízí vícebřitý nástroj se 16 a více břity dle průměru. Tento nekonvenční nástroj (viz. Obr. 4) má delší životnost a podstatně větší produktivitu díky velkému počtu břitů.

Obr. 2 - Výstružník VR-01 od společnosti BECK [5] Fig. 4 - Reamer VR-01 from BECK [5

3 Prototypový nástroj VRV I když většina výrobců své nástroje inovuje, podstatné zvyšování produktivity a spolehlivosti vystružování se v poslední době jednoznačně neprojevuje. Změna by mohla přijít díky změně koncepce nástroje, kterou nabízí vyvíjený nástroj VRV ve společnosti HAM-FINAL ve spolupráci se ZČU v Plzni. Poznatky získané mnohaletou praxí vývojových pracovníků společnosti ukazují, že pro produktivitu a spolehlivost vystružování je rozhodující především minimalizace tepelného namáhání břitů nástroje, dobré lámání třísek a jejich odvod z místa řezu. Podstatným problémem u vystružování je malý objem procesní kapaliny, který je možné přivést do místa řezu. Správné nasměrování procesní kapaliny, dostatečný tlak a objem jsou alfou a omegou produktivity a spolehlivosti vystružování. Prototypový nástroj nové koncepce typu VRV byl vyvinut primárně pro výrobu průchozích otvorů a to do takřka všech typů kovových konstrukčních materiálů. Pro vystružování slepých otvorů není nástroj zcela vodný, neboť při přívodu procesní kapaliny do zubových mezer nedochází u slepého otvoru k vyplavování třísek. Prototypový nástroj vychází z koncepce standardních monolitních nástrojů, resp. monolitní těleso je zde použito pouze jakou jedna součást celého nástroje. Tato monolitní část je zde používána jako výměnná pracovní část a nejčastěji bude vyráběna ze slinutého karbidu. Na těleso se připevňují břity progresivních řezných materiálů

ISBN 978-80-7414-679-4

- 308 -

(c) 2014 UJEP



nebo je celé těleso jako monolitní cermetový výstružník. Pracovní část je upnuta do radiálně smrštitelného pouzdra a upevní se dotažením krycího pouzdra, čímž se nástroj zkompletuje. Celková koncepce je chráněná patentem a její schéma je na obr. 5.

Obr. 5 Konstrukce rozebíratelného prototypového výstružníku typu VRV [1] Fig. 5 Construction demountable prototype reamer VRV type [1] Takto řešený nástroj má řadu technických výhod oproti klasickému řešení. Z konstrukčně-výrobního hlediska je značnou výhodou prototypového nástroje přívod procesní kapaliny mezikružím mezi pracovní částí a krycím pouzdrem. Kapalina proudí z vřetena středem radiálně smrštitelného pouzdra, ve kterém jsou podélné drážky. Skrze tyto drážky se kapalina dostává do mezikruží a tím proudí do zubových mezer. Další výhodou, která souvisí s konstrukcí, je objem procesní kapaliny, které se dopraví do místa řezu. Objem je mnohem větší než při použití chladících kanálků vedených středem nástroje a to především u menších průměrů nástroje. Tento fakt pomáhá především u těžko obrobitelných materiálů, neboť při jejich obrábění vzniká velké množství tepla, které je kvůli dobrému výsledku obrábění nutné odvést z místa řezu. Kromě značného objemu procesní kapaliny je také důležitý její vyšší tlak. Což při vhodném nasměrování do místa vzniku třísky pomáhá lepšímu odlamování (utváření) třísky a tím snižuje mechanické namáhání nástroje. Tento fakt je možné zařadit opět mezi značnou výhodu vyvíjeného nástroje. Tím, že řezná část nástroje je rychle vyměnitelná, prakticky jen povolením krycího pouzdra, je možné provádět výměnu otupeného nástroje ve velmi krátkém čase. Po výměně řezné části není třeba provést seřízení nástroje, neboť se těleso vkládá do již upnutého radiálního pouzdra a tím je zajištěna jeho přesná poloha. To je vhodné především u hromadné a velkosériové výroby neboť se tím dá zkrátit celková doba výměny a seřízení nástroje, která je u velkých výrobních linek značná. Za výhodu lze také považovat, že výměnné řezné části je možné vyrobit z velkého spektra řezných materiálů a také v různém konstrukčním provedení nástroje. Je možné jedním nástrojem pouhou výměnou pracovní části obrábět takřka všechny kovové konstrukční materiály a náročné aplikace s vysokou přesností. Jako nevýhodu by bylo možné uvést použití především pro průchozí otvory, neboť při použití pro slepé otvory nedochází k vhodnému odplavování třísek a nástroj se nestává produktivním.

4 Řezné materiály pro výstružníky V dnešní době kdy se požadavky na správnou funkci nástroje stále zvyšují, je správná volba řezného materiálu velice důležitá. Také vzhledem k velkému spektru obráběných materiálů je vhodné i pro stejný typ nástroje používat více druhů řezných materiálů. Konstrukce nástroje je velmi důležitým parametrem, ale žádný moderní produktivní nástroj nemůže fungovat bez použití moderních progresivních řezných materiálů. Přesto i výběr řezného materiálu pro vystružování musí odpovídat základním charakteristikám (viz. Obr. 6)

ISBN 978-80-7414-679-4

- 309 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 6 Řezné materiály - specifikace posuvové a řezné rychlosti [1] Fig. 6 Cutting materials - Specification of feed rate and cutting speed [1] V moderním vystružování se standardně využívají slinuté karbidy ve většině případů opatřených PVD povlaky [1]. S ohledem na své specifické požadavky vystružování dochází k nárůstu objemu výroby vystružovacích nástrojů s břity z cermetu. Pro speciální aplikace vystružování těžkoobrobitelných materiálů se využívá kubického nitridu bóru a polykrystalického diamantu. Naopak i přes zvýšení houževnatosti současných vyráběných řezných keramik, umožňujících lehké a střední přerušované řezy se řezná keramika jako pracovní část vystružovacího nástroje „prozatím” nevyužívá. V tomto ohledu lze očekávat v budoucnu možný posun i na aplikace vystružování. Mezi řeznými materiály jsou tak z hlediska jejich vlastností značné rozdíly. Žádný řezný materiál však nesplňuje požadavky univerzálně používaného nástroje. Ačkoliv se v současné době vžité aplikace postupně rozšiřují o další aplikační možnosti, snaha vývojových pracovníků řezných materiálů o „optimální vlastnosti” je prozatím nevyplněna. V tomto ohledu lze za „optimální” řezný materiál považovat povlakované SK s velkým množstvím, různými způsoby nanášených specifických tenkých vrstev.

5 Závěr Technologie vystružování patří z hlediska kinematiky mezi jednodušší metody třískového obrábění s definovatelnou geometrií břitu, avšak co se týče požadavků na výslednou kvalitu obrobeného povrchu a geometrickou přesnost obrobené díry, se jedná o jednu z přesnějších metod obrábění. V porovnání s ryze dokončovacími metodami obrábění např. jako honování, broušení a lapování je tomu naopak. Moderní trendy a přístupy v oblasti vystružování ovšem postavení vystružování posouvají směrem dopředu. Přední výrobci výstružníků si velmi dobře uvědomují, že zvýšení produktivity a rozšíření technologických možností vystružování umožňuje efektivně nahradit časově náročné a nákladné dokončovací metody obrábění děr. K tomuto účelu je také vyvíjen ve společnosti HAM-FINAL ve spolupráci se ZČU v Plzni koncepčně nový VRV výstružník. Článek si kladl za cíl seznámit odbornou veřejnost se základními trendy v oblasti vystružování se zaměřením na konstrukci s využitím progresivních řezných materiálů a dále pak s vyvíjeným prototypem VRV. V době vzniku příspěvku je VRV výstružník s monolitním cermetovým tělesem testován v laboratorních podmínkách v materiálu GGG60. V průběhu roku 2014 bude odborná veřejnost informována o dosažených výsledcích.

Poděkování Tento příspěvek vznikl v rámci podpory projektu CZ.1.05/2.1.00/03.0093 – Regionální technologický institut. Projekt je financován z Evropského fondu pro regionální rozvoj a ze státního rozpočtu České republiky.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 310 -

(c) 2014 UJEP



Literatura [1] FIALA, Stanislav, KOUŘIL, Karel, ŘEHOŘ, Jan., a kol. Výzkum a vývoj vysoce přesných produktivních řezných nástrojů nové generace s využitím inovativních technologií a progresivních materiálů. Průběžná zpráva k projektu TA02010236 za rok 2012, HAM-FINAL s.r.o., Brno, 2012. [2] Internetové stránky spol. HAM-FINAL [online]. 2012 [cit. 2013-12-03]. Dostupné z: http://www.hamfinal.cz/ [3] Internetové stránky spol. BECK. AUGUST BECK GMBH & CO. KG. Internetové stránky spol. BECK [online]. 2014 [cit. 2013-12-04]. Dostupné z: http://www.august-beck.de/ [4] Products Mapal [online]. [cit. 2009-03-24]. Dostupné http://www.mapal.com/englisch/produkte_anwendung.php?kat=reibenundfeinbohren/

z:

[5] Katalog spol. BECK. AUGUST BECK GMBH & CO. KG. Elektronický katalog. BECK [online]. 2014 [cit. 2014-01-03]. Dostupné z: http://www.august-beck.de/

Abstract Article: Authors: Workplace:

Trendy v konstrukci výstružníků/ The trends in the design of the reamers. Assoc. Prof. Řehoř Jan, MSc., Ph.D. Sklenička Josef, MSc. Kroft Luboš, Bc. Faculty of Mechanical Engineering, UWB in Pilsen

Authors: Workplace:

Kouřil Karel, MSc., Ph.D. HAM-FINAL s.r.o., BRNO

Keywords:

Reaming, Reamer, Productivity, SC, Cermet, PCBN, PCD

Serial production of precise holes with geometrical precision of IT 6 and lower has been performed by multiedged or occasionally single-edged HSS reamers for several decades. Technology of reaming is in terms of the kinematics of the simpler methods of metal cutting with definable edge geometry, but in terms of requirements on the final quality of the machined surface and geometric precision machined hole, it is one of the most accurate methods. Compared with pure finishing machining methods such as honing, grinding and lapping the opposite is true. Modern trends and approaches in the reaming lead the technology of reaming forward. Leading manufacturer’s reamers are well aware that enhance productivity and enhance the technological capabilities reaming to efficiently replace time-consuming and costly finishing machining methods holes. Constructions of original reamer conceptions using progressive cutting materials on the basis of solid carbides (W or Ti carbides), PCBN and PKD have been appearing in market in last 10 years. Progressive materials, new constructions and technologies allow significant increase of not only the production efficiency but mainly the reliability of the cutting process. Necessary condition of successful setting is inter alia an intense supply of the process liquid to the cutting edges of the tool. Direction, amount and pressure of the procedural liquid are usually the basis of reaming productivity. The report reacts on the present trends in the field of reamer constructions. In the first chapter the report concerns short overview of reamers for machining production, trends in modern reamer constructions and their advantages. Following chapter the report concerns new VRV reamer conception characteristics developed in HAM-FINAL s. r. o. company and a chosen developing prototype tested in cooperation with RTI by UWB in Pilsen. Third chapter shows the results of analysis of accessible types of semi-products for cutting edges of VRV prototypes concerning the machined materials. Finally there is a summary and a vision of following research activity.

Acknowledgements The Contribution was created due to the project CZ.1.05/2.1.00/03.0093 – Regional Technological Institute. The project is supported by the European Regional Development Fund and the state budget of the Czech Republic.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 311 -

(c) 2014 UJEP



Rentgenografické difrakční stanovení povrchové distribuce makroskopických zbytkových napětí po laserovém svařování s přídavným materiálem Řidký Ondřej, Ing., Fakulta strojní, TU v Liberci E-mail: [email protected] Ganev Nikolaj, prof. Ing. CSc., FJFI, Ústav pro nanomateriály, pokročilé technologie a inovace, TU v Liberci Zuzánek Lukáš, Ing., Fakulta strojní, TU v Liberci Kamil Kolařík, Ing. PhD., FJFI, Katedra inženýrství pevných látek, ČVUT v Praze V minulosti se laserové svařování využívalo spíše pro tenkostěnné a obtížně svařitelné materiály. Vlivem technologického vývoje v oblasti fyzikální elektroniky se tato metoda stává finančně dostupnější i pro běžné konstrukční materiály. Předností laserového svařování je vysoká svařovací rychlost s minimálními deformacemi spojovaných dílů a velmi malá tepelně ovlivněná oblast. Laserový paprsek je vysoce koncentrovaný zdroj energie, jehož výhodou je schopnost intenzivního natavení materiálu. Vlivem rychlého spojení materiálu je teplo vnesené do svařovaného dílu menší, než v případě klasického tavného svařování, a tím vzniká menší tepelně ovlivněná oblast. Experiment popsaný v příspěvku je věnován vlivu tloušťky laserem svařovaného materiálu na velikost tepelně a napěťově ovlivněné oblasti při stejných parametrech svařovacího procesu. Rentgenografické difrakční metody byly použity jak pro hodnocení kvalitativních změn reálné struktury polykrystalického materiálu, tak i pro kvantitativní stanovení velikosti povrchového zbytkového napětí. Změna reálné struktury je v tomto případě chápána jako změna velikosti krystalitů a jejich orientace v závislosti na vzdálenosti od svarového spoje. Klíčová slova: laserové svařování, rtg difrakční metody, reálná struktura, zbytková napětí

1 Úvod Laserové svařování se v poslední době začíná využívat i pro svařování běžných konstrukčních materiálů, jako jsou konstrukční oceli [1]. Důvodem jsou jeho vlastnosti, a to je rychlost svařování, minimální deformace svařence a velmi malá tepelně ovlivněná oblast. Laserové svařování patří mezi tavné technologie, zdrojem tepla je energie fotonů, která se po dopadu na svařovaný materiál mění v teplo. To vede k ohřevu svařovaného materiálu, až dojde k jeho natavení. Jakmile přestaneme dodávat teplo laserovým paprskem, svarová lázeň začne rychle chladnout a tuhnout a dochází ke vzniku svarového spoje. To, jak velké množství tepla vneseme do materiálu, aby vznikl svarový spoj, ovlivní vlastnosti hotového svařence. Teplem totiž dochází ke změnám reálné struktury kovů, a tím i ke změně jejich vlastností. V závislosti na účel využití svařence klademe požadavky na vlastnosti zhotoveného svarového spoje, jako jsou pevnost, houževnatost, čistota svarového kovu, vzhled a únavové vlastnosti. Ke kvalitativní i kvantitativní kontrole některých těchto vlastností můžeme využít nedestruktivní rentgenové difrakční metody. Difrakční metoda použita k analýze povrchového zbytkového napětí vychází ze stanovení změny mezirovinných vzdáleností atomových rovin krystalové mřížky. Výhodou této metody je, že dokáže určit zbytkové napětí z velmi malé plochy, což je u laserového svařování důležité, neboť tepelně ovlivněná oblast je velmi úzká a je zde velmi vysoký povrchový gradient zbytkových napětí. Za nevýhodu této metody lze považovat velmi malou hloubku vnikání použitého rtg záření do analyzovaného materiálu, která se u ocelí pohybuje v řádu mikrometrů. 2 Laserové svařování 2.1 Princip a vlastnosti laserového paprsku Principem laserového paprsku je zesílení světla stimulovanou emisí záření [1]. Laserový paprsek je optické vlnění, a je tedy elektromagnetickým zářením. Na rozdíl od běžného světelného záření je laserový paprsek koherentní, monochromatický a má minimální rozbíhavost. Lasery se dělí do tří základních typů dle aktivního prostředí, a to plynné, kapalné a pevné. V poslední době se stále více začínají používat polovodičové lasery, hlavně díky jejich vysoké účinnosti. Výhodou laserového paprsku je, že může dosahovat různé intenzity a vlnové délky. S fokusací laserového paprsku dosahujeme zvýšení intenzity energie dopadající na jednotku plochy. K dovedení laserového paprsku do místa svařování slouží soustava zrcadel nebo optické kabely. Fokusace paprsku má svá omezení. Při ní totiž dochází k difrakci primárního paprsku a to snižuje jeho intenzitu. Při svařování můžeme použít buď laser pulzní, nebo kontinuální. Při dopadu paprsku na povrch materiálu se část jeho energie odrazí, část projde materiálem a část se absorbuje. Při svařování požadujeme, aby ta část energie, která se absorbuje, byla co největší. Díky ní totiž dochází k natavení materiálu, popřípadě jeho vypařování. To, jaká část energie se vstřebá, ovlivňuje součinitel odrazivosti, který závisí na vzhledu, teplotě povrchu svařovaného materiálu a vlnové délce laserového paprsku. Pro co největší míru provaření se paprsek zaostřuje buď na povrch svařovaného materiálu, nebo těsně pod něj. 2.2 Princip laserového svařování Při laserovém svařování se používají lasery s vysokým výkonem [1]. Dochází při tom k pohlcování energie povrchem materiálu a tím k zvýšení teploty v místě svaru. Pro svařování využíváme dvě metody přenosu tepla z paprsku do svařovaného materiálu, a to pomocí vedení tepla nebo penetrace (obr. 1). Při metodě vedení tepla je teplo z povrchu

ISBN 978-80-7414-679-4

- 312 -

(c) 2014 UJEP



materiálu šířeno vedením tepla, což je vhodné pro tenké materiály o síle do dvou milimetrů. Při svařování pomocí penetrace se využívají lasery s vysokou intenzitou, kdy při dopadu paprsku na povrch svařovaného materiálu dochází k jeho intenzivnímu ohřevu a materiál se odpařuje. V materiálu vzniká díra, takzvaná „keyhole“, jejíž průměr v celém průřezu svařovaného materiálu odpovídá průměru laserového paprsku. Tato díra je tvořena plazmou z vypařeného kovu, díky které se zlepšuje absorpce energie z laserového paprsku a zvyšuje se efektivita tavení. Kolem „keyhole“ vzniká natavená vrstva, za paprskem se díra opět uzavírá a vzniká svar. Aby se plazma nedostávala na povrch svařovaného materiálu a nevznikaly kuličky, které rozptylují laserový paprsek, používáme ochranný plyn, který odnáší přebytečnou plasmu. Zároveň chrání povrch svaru před reakcí s atmosférou a vznikem nežádoucích sloučenin.

Obr. 1 Laserové svařování pomocí vedení tepla (vlevo) a penetrace (vpravo)[2] Fig. 1 Laser welding by heat conduction (left) and penetration (right)[2] 2.3 Vlastnosti laserového svařování Při nastavení technologických parametrů svařování je třeba správně určit intenzitu laserového paprsku, aby nedocházelo k propadání, popřípadě neprovaření kořene svaru [1]. U každé metody tavného svařování vznikají dvě oblasti, a to oblast ztuhlého roztaveného kovu a oblast základního materiálu ovlivněná teplem. Oblast tavné lázně se rychle ohřívá a dochází k intenzivnímu tavení a následně rychlému tuhnutí a chladnutí. Při tuhnutí se vytvářejí nová zrna, která vyrůstají od hranice tepelně ovlivněné zóny (obr. 2). Někdy mohou vznikat i zrna, která jsou dlouhá a orientovaná ve směru svařování. Takto vzniklá zrna jsou náchylná ke vzniku trhlin. V tepelné ovlivněné oblasti je struktura dána fázovým diagramem a vlivem vysokých teplot zde dochází k difuzi. Mezi hlavní přednosti laserového svařovaní patří nízké vnesené teplo a hladký povrch svaru. Svarový spoj se vyznačuje minimální pórovitostí a vysokou pevností. Nevýhodou je, že vlivem nízkého množství vneseného tepla dosahují svary vysokých tvrdostí, což se projevuje nepříznivě při cyklickém namáhání. Laserové svařování vyžaduje nejen přesné nastavení technologických parametrů, ale také přesné sesazení dílů, a to hlavně u metody „keyhole“. Je rovněž nebezpečí odražení paprsků a poranění obsluhy, proto se musí přísně dodržovat předepsané bezpečnostní pokyny.

Obr. 2 Schéma struktury tepelně ovlivněné oblasti a základního materiálu [3] Fig. 2 Illustration of the structure of heat affected zone and basic metal [3]

ISBN 978-80-7414-679-4

- 313 -

(c) 2014 UJEP



3 Zkoumané vzorky, pracovní podmínky a měřené oblasti Měření byla provedena na dvoustranných svarech desek z oceli S355 o tloušťce 10 mm a 20 mm realizovaných diodovým laserem o výkonu 5,5 kW. Rychlost svařování činila 0,5 m/min. Pro vyplnění úkosu byl požit přídavný drát s posuvem 1m/min. Svařování probíhalo pod Ar ochrannou atmosférou. Rentgenografická analýza byla provedena ve třech oblastech (úrovních) obou povrchů svařovaných desek, viz obr. 3. Začátky analyzovaných oblastí jsou označeny jako body 1 – 6, body 1 – 3 jsou na přední straně desky a body 4 – 6 jsou na zadní straně. Označení bodů 1 – 3 a 4 – 6 odpovídá směru svařování.

Obr. 3 Schéma a fotografie svařované 10mm desky s vyznačenými analyzovanými oblastmi 1 až 6, naznačenými směry měření L a T a vzdáleností x od osy svaru Fig. 3 Sketch and photography of welded plate 10 mm in thickness with areas 1 – 6 and marked measuring directions L and T and distances x from the weld axis Rentgenografická měření byla prováděna v oblastech 1 až 6 vždy od středu svaru (x = 0 mm) do vzdálenosti x = 30 mm (viz obr. 3 a 4), a to jak ve směru svaru (L), tak i kolmo na něj (T). Primární svazek záření byl procházel válcovým kolimátorem o průměru 1 mm. Ozářená oblast při studiu změn reálné struktury činila ca 1 mm2. V průběhu měření makroskopických zbytkových napětí vzorek vykonával translaci ± 5 mm kolem analyzovaného bodu ve směru osy svaru (L); ozářená oblast tedy měla tvar obdélníku o rozměrech 10×1 mm2 (viz obr. 4). Translace byla prováděna za účelem potlačit lokální nehomogenity zbytkových napětí v měřené oblasti.

Ozářená oblast bez translace vzorku

5 mm

Celková ozářená oblast s translací vzorku

5 mm

Svár (x = 0) x = 1

Směr dopadu primárního svazku na vzorek

x = 2 x = 3

T L

x = 25

Obr. 4 Schématické znázornění umístění a velikostí zvolených analyzovaných oblastí Fig. 4 Scheme of positions of measured surface areas and their dimensions

4 Použité rtg difrakční metody

ISBN 978-80-7414-679-4

- 314 -

(c) 2014 UJEP



4.1 Kvalitativní hodnocení struktury Debyeovou-Scherrerovou metodou v uspořádání na zpětný odraz Pro kvalitativní hodnocení struktury svařovaného materiálu je použita Debyeova-Scherrerova metoda [4, 5]. Úzký monochromatický svazek rentgenových paprsků dopadá kolmo na vzorek a záření vzniklé difrakcí na atomových rovinách {hkl} splňujících Braagovu podmínku je detekováno na plošný pevnolátkový detektor - paměťovou folii, kterou lze zpracovat („přečíst“) pomocí skeneru a opakovaně použít. Detekovaný obrazec – difrakční kružnice – je průmětem kuželů rtg paprsků difraktovaných analyzovanými krystalografickými rovinami {hkl} na paměťovou folii. Vzhled a průměr difrakční kružnice závisí na vlnové délce použitého rtg záření a na reálné struktuře materiálu zkoumaného vzorku. Hlavní předností Debyeovy-Scherrerovy metody na zpětný odraz, kromě toho, že je nedestruktivní, spočívá v možnosti analyzovat velké a tvarově složité objekty. Další její výhodou je, že vyšetřovaná oblast je velice malá, řádově jednotky mm2. V našem případě bylo pro pořízení difrakčních obrazců na zpětný odraz použito uspořádání na obr. 5, generátor vysokého napětí ISO DEBYEFLEX 3003 a rentgenka s chromovou anodou, která je vhodná pro analýzu feritických ocelí touto metodou. Pro měření byly nastaveny tyto parametry: proud 20 mA, napětí 30 kV a doba expozice 2,5 minuty; vzdálenost vzorku od paměťové folie byla 50 mm. Difraktogramy byly po oskenování paměťové folie upraveny pomocí programu D-tech. Značka v horní části obrazců (viz tab. 1) slouží k jejich orientaci a udává směr svařování od počátku svaru k jeho konci. Měření probíhalo v předem určených bodech nastavovaných pomocí stolku s mikrometrickým posuvem.

Obr. 5 Uspořádání přístrojového vybavení pro měření na zpětný odraz 1 - rentgenka s Cr anodou; 2 - kazeta s paměťovou folii; 3 - měřený vzorek; 4 - skener CR 35 BIO; 5 - generátor vysokého napětí ISO-DEBYEFLEX 3003; 6 - PC se software D-Tect; 7 - křížový stolek a stolek s mikro-posuvem pro přesné polohování Fig. 5 Arrangement of the equipment for measurement of back reflections 1 - Cr X-ray tube; 2 – Holder for image plates; 3 - The measured sample; 4 - Scanner BIO CR 35; 5 - High voltage generator DEBYEFLEX ISO-3003; 6 - PC software D-Tect; 7 - Cross table and a table with micro-feed for precision positioning 4.2 Kvantitativní hodnocení zbytkových napětí po laserovém svařování pomocí rtg difrakční metody "sin2ψ"na difraktometru PROTO iXRD COMBO Rentgenová tenzometrie využívá rozptylu rentgenových paprsků zkoumaným polykrystalickým materiálem. Vychází se při tom ze změn mezirovinných vzdáleností vybraných atomových mřížkových rovin vyvolaných zatížením nebo napětím [3]. Rozptyl záření na sousedních mřížkových rovinách vede ke vzniku interferenčního maxima ve směru θ. Je-li rozdíl drah obou paprsků celočíselným násobkem (1, 2, 3,...n) vlnové délky použitého záření (obr. 6), pak je splněna Braggova podmínka (4.1). Působením mechanického napětí se změní, jak mezirovinná vzdálenost d, tak i úhlová poloha θ.

n  2d sin  ,

(4.1)

kde: n… celočíselný násobek, λ… vlnová délka použitého rtg záření, d…vzdálenost sousedních rovin typu (hkl), θ… úhel dopadajícího a difraktovaného záření.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 315 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 6 Deformace vzdáleností mřížkových rovin (hkl) a změny úhlové polohy interferenčního maxima; a) nenapjatý stav, b) změny vyvolané silou F (I0 a I jsou intenzity dopadajícího a difraktovaného svazku rentgenového záření, d0 a d jsou vzdálenosti sousedních rovin typu (hkl), θ0 a θ udávají směr intervenčního maxima [3] Fig. 6 Deformation of the lattice planes (hkl) and the angular position of the interference maxima; a) without stresses, b) changes caused by the force F (I0 and I are intensities of the incident and diffracted beams of X-rays, d0 and d are the distances between adjacent (hkl) planes, θ0 and θ indicate the direction of interference maximum [3] Difraktometr PROTO iXRD COMBO (obr. 7) slouží ke stanovení napětí na povrchu vzorku pomocí rtg difrakce. Pro naše měření bylo použito rentgenky s chromovou anodou připojené ke zdroji s napětím 20 kV a jí protékal proud 4 mA. Primární paprsek byl vykolimován pomocí válcové clony na průměr 1 mm. Pro větší stabilitu naměřených hodnot zbytkových napětí zdroj záření osciloval v rozsahu ± 2°; vzorek, zhotoven z konstrukční feritické oceli, vykonával translaci ± 4 mm kolem měřené polohy ve směru rovnoběžném s osou svaru, viz obr. 4. Analyzované roviny {211} α-Fe mají při použitém záření Braggův úhel ≈ 156,4° 2. Difraktované záření je zaznamenáváno dvěma lineárními detektory, které jsou umístěny na obou stranách kolimátoru a zpracováno pomocí software XRD Win 2000.

Obr. 7 Difraktometr PROTO iXRD COMBO Fig. 7 Diffractometer PROTO iXRD COMBO

5 Výsledky měření a jejich diskuze

ISBN 978-80-7414-679-4

- 316 -

(c) 2014 UJEP



Vybrané difrakční obrazce pořízené v experimentálním uspořádání na zpětný odraz jsou pro obě desky znázorněny v tab. 1. Charakter difrakční linie {211} -Fe na těchto snímcích svědčí o tom, že tyto krystalografické roviny jsou vhodné pro analýzu zbytkových napětí metodou rentgenové difrakce, jejichž výsledky jsou graficky znázorněny na obr. 8 až 10. Tab. 1 Difrakční obrazce linie {211} α-Fe pořízené z oblasti 1 povrchů desek tloušťky 10 a 20 mm v různých vzdálenostech x od osy svaru Tab. 1 Back-reflection patterns of the {211} α-Fe line from the area 1 welded plates 10 mm and 20 mm in the thickness taken at various distances x from the weld axis deska tloušťky 10 mm - oblast 1

x = 0 mm

x = 1 mm

x = 2 mm

x = 3 mm

x = 4 mm

x = 5 mm

x =10mm

x=15mm

deska tloušťky 20 mm - oblast 1

x = 0 mm

x = 1 mm

x = 2 mm

x = 3 mm

x = 4 mm

x = 5 mm

x = 10 mm

x = 15 mm

Snímky pořízené v uspořádání na zpětný odraz (tab. 1) ukazují, že u obou svařovaných desek je struktura svaru a jeho blízkého okolí (do x = 3 mm) kvalitativně shodná a liší se od stavu základního materiálu. Je to způsobené gradientem teploty vznikajícím v procesu svařování. Pro porovnání byla vybrána oblast 1 (obr. 3) odpovídající začátku svaru. Diskrétní charakter difrakčních kružnic desky o tloušťce 20 mm pro x ≥ 4 mm vypovídá o tom, že základní materiál

ISBN 978-80-7414-679-4

- 317 -

(c) 2014 UJEP



tohoto vzorku má krystality větší než základní materiál 10mm desky, jehož difrakční obrazce jsou spojité.

Obr. 8 Normálové zbytkové napětí σL,T (viz obr. 3) v závislosti na vzdálenosti x od osy svaru oblastí 1 a 2 Fig. 8 Courses of normal residual stresses σL,T (see Fig. 3)in distance x from the weld axis for area 1 and 2

Obr. 9 Normálové zbytkové napětí σL,T (viz obr. 3) v závislosti na vzdálenosti x od osy svaru oblastí 3 a 4 Fig. 9 Courses of normal residual stresses σL,T (see Fig. 3) in distance x from the weld axis for area 3 and 4

Obr. 10 Normálové zbytkové napětí σL,T (viz obr. 3) v závislosti na vzdálenosti x od osy svaru oblastí 5 a 6 Fig. 10 Courses of normal residual stresses σL,T (see Fig. 3) in distance x from the weld axis for area 5 and 6 Porovnáme-li normálová zbytková napětí ve směru L v oblasti 1 (obr. 8) zjistíme, že u vzorku o tloušťce 10 mm zbytkové tahy nedosahují maxima v ose svaru, ale až v přechodové oblasti. Průběh napětí ve směru T má u obou vzorků stejný charakter, avšak u 20 mm tlustého vzorku je pokles napětí k minimálním hodnotám pozvolnější než u 10 mm tlustého vzorku. Přecházející poznatky platí i pro oblasti 2 (obr. 8), odlišnost je ve směru T u 20 mm tlustého vzorku, kde do vzdálenosti x = 3 mm jsou napětí tlaková, a pak opět přechází v tahy. Oblast 3 (obr. 9) má podobný průběh. V oblasti 4 (obr. 9) u 20 mm tlustého vzorku ve směru T není pokles napětí do záporných hodnot příliš výrazný, ale dochází k posunutí maxima tahových složek dále do přechodové oblasti. V oblasti 5 (obr. 10) ve směru L dochází u 10 mm silného vzorku k pozvolnějšímu poklesu tahových napětí v přechodové oblasti, ve směru T je počáteční hodnota zbytkových tahů větší než u druhého zkoumaného vzorku, kde zbytková napětí nejdříve klesají do tlaků, a pak přechází v tahy. Oblast 6 (obr. 3) má obdobný průběh, jako oblast 5.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 318 -

(c) 2014 UJEP


6


Hlavní závěry 

   

Z difrakčních obrazců pořízených v uspořádání na zpětný odraz (tab. 1) lze soudit, že u obou svařovaných desek je struktura svaru a jeho blízkého okolí kvalitativně shodná a liší se od stavu základního materiálu. Tento efekt je způsoben gradientem teploty vznikajícím v procesu svařování. Základní materiál 20 mm tlustého vzorku má krystality (zrno) větší než základní materiál vzorku tenčího (10 mm). Ve většině případů jsou zbytková napětí zjištěna ve středu svaru tahová. Ve všech analyzovaných oblastech vzorku o síle 20 mm klesají tato tahová napětí zjištěna ve směru L postupně k nulovým nebo záporným hodnotám napětí, u 10mm vzorku nejdříve napětí rostou a teprve pak klesají. Ostatní naměřené průběhy povrchových zbytkových napětí mají kvalitativně podobný trend: hodnoty zbytkových tahů od středu svarů zpočátku rostou a dosahují maxima v přechodové oblasti mezi svarem a základním materiálem. Pak nastává jejich pozvolný pokles do cca 15 až 20 mm od osy svaru. Odlišný průběh má jen napětí ve směru T u 20mm vzorku, kdy v oblasti 2 až 6 je pozorován nejdříve k poklesu napětí do tlaků a pak růst do tahu a následný pozvolný přechod k nulovým nebo záporným hodnotám napětí.

Poděkování Příspěvek vznikl za podpory projektu studentské grantové soutěže TUL/FS/SGS 28005, projektu TA02011004 Technologické agentury ČR a CZ.1.05/2.1.00/01.0005 Ústavu pro nanomateriály, pokročilé technologie a inovace Technické univerzity v Liberci.

Literatura [1] TROJAN, Karel. Difrakční studium vlivu laserového svařování na stav reálné struktury polykrystalických látek – bakalářská práce. Praha: ČVUT, 2003. [2] http://www.lao.cz/lao-info-49/serial-na-tema-lasery---laserove-svarovani-i-laser-welding-134 [3] WEMAN, K. Welding processes handbook. Cambridge: Woodhead, 2003. str. 193. ISBN 1-85573-689-6. [4] KRAUS, Ivo; GANEV, Nikolaj. Technické aplikace difrakční analýzy. Praha: ČVUT, 2004. ISBN 80-0103099-7. [5] KRAUS, Ivo; GANEV, Nikolaj. Difrakční analýzy mechanických napětí. PRAHA: ČVUT, 1995. ISBN 80-0101366-9

Abstract Article:

X-ray Diffraction Determination of Surface Distribution of Macroscopic Residual Stresses after Laser Welding with Filler Material

Author:

Řidký Ondřej, MSc. Ganev Nikolaj, Prof, MSc., Ph.D. Zuzánek Lukáš, MSc. Kolařík Kamil, MSc., Ph.D.

Workplace:

Faculty of Mechanical Engineering, Technical University of Liberec Institute of Nanomaterials, Advanced Technologies and Innovation TU of Liberec Faculty of Mechanical Engineering, Technical University of Liberec Faculty of Nuclear Sciences and Physical Engineering, Czech Technical University in Prague

Keywords:

laser welding, diffraction methods, structure of materials, residual stresses,

In the past a laser welding was used for light-walled and difficult to weld materials. Due to technological developments in the field of a physical electronics, this method is becoming more affordable for common construction materials. The advantage of a laser welding is a high welding speed, minimal deformation of the work pieces and a very small heat affected zone. The laser beam is source of highly concentrated energy, the advantage of this type of source is an intense melting of the material. Due to the rapid connection of the welded material the heat introduced into the work

ISBN 978-80-7414-679-4

- 319 -

(c) 2014 UJEP



piece is being reduced, and this results in a smaller heat affected zone. The experiment described on this paper is devoted to the influence of the thickness of the laser welding material to the size of the heat affected zone when the same parameters of the welding process have been applied. X-ray diffraction methods were used for detecting and evaluation of qualitative and quantitative structure changes and to determine the surface residual stress. Change of real structure in this case is supposed to mean change of crystallite size and orientation, depending on their distance from the weld.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 320 -

(c) 2014 UJEP



Použitelné řezné podmínky pro frézování CFRP kompozitu vyráběného metodou navíjení při orientaci vláken 0° Schorník Václav, Bc, Fakulta strojní, Katedra technologie obrábění, ZČU v Plzni. E-mail: [email protected] Tento příspěvek popisuje metodiku určení vhodných řezných podmínek pro frézování vzorku z CFRP kompozitu vyráběného metodou navíjení vláken na základě naměřených hodnot parametrů drsnosti a celkového vzhledu obrobené plochy hlavně vzhledem k její delaminaci. Dále se částečně zabývá dostupnými informacemi a poznatky o použitelných řezných podmínkách v literatuře a jejich ověřením. Obrábění materiálů jako jsou CFRP kompozity je poměrně složitá problematika hlavně vzhledem k nízké tepelné vodivosti matrice a relativní křehkosti výztužných vláken. Frézování se u těchto materiálů používá hlavně pro vytvoření drážek popřípadě k vytvoření rozměrnějších otvorů. Celkově se ale tyto materiály příliš neobrábí hlavně vzhledem k jejich technologii výroby, kdy je v podstatě vytvořen hotový výrobek, většinou však jednoduššího tvaru. Klíčová slova: frézování, plast vyztužený uhlíkovými vlákny (CFRP), řezné podmínky, delaminace, drsnost

1 Úvod 1.1 Frézování kompozitních materiálů Obrábění kompozitních materiálů se stává důležitou oblastí výzkumu při potřebě jejich používání pro nespočet lehkých a pevných konstrukcí v např. leteckém, vojenském a sportovním průmyslu. V současné době již existují určité doporučení pro volbu řezných podmínek, nicméně stále nejsou dány přesné parametry rychlosti posuvu a řezné rychlosti vhodné pro daný materiál vzhledem k tepelnému namáhání obrobku, drsnosti a delaminaci obráběné plochy. V literatuře [1] je doporučeno volit vyšší řeznou rychlost od 800 do 1200 m/min a nižší posuv na zub, nicméně tento rozsah velikosti řezné rychlosti není nijak vypovídající hlavně vzhledem k tepelnému namáhání obrobku. V literatuře [2] je vysvětleno, že se zvýšením posuvu na zub se zvyšuje tepelné namáhání obrobku a snižuje se kvalita obrobené plochy. Z dokumentu [3] vyplývá, že v určitém rozsahu řezné rychlosti se s její zvyšující se hodnotou snižuje teplota těsně před řeznou hranou nástroje. Pro určení vhodných řezných podmínek je tedy nutná znalost teplot, kterých je dosaženo v místě řezu a jakosti povrchu při daném rozmezí řezných parametrů. Je doporučeno volit nesousledné frézování, protože při něm vznikají spíše horizontální trhliny mimo obrobenou plochu oproti vertikálním do obrobené plochy u sousledného frézování. [4] [2]

1.2 Nástroje pro obrábění kompozitních materiálů Vzhledem k vysoké tvrdosti a pevnosti výztužných vláken je potřeba volit nástroje z velmi odolných materiálů a s vhodnou geometrií. Nejvhodnější vzhledem k odolnosti nástroje a množství odfrézovaného materiálu je kombinace těla břitu ze slinutého karbidu a povlaku z polykrystalického diamantu, který kromě vysoké tvrdosti a pevnosti vykazuje velmi dobrou tepelnou vodivost, která je také významná, díky nízké tepelné vodivosti matric používaných pro většinu standardně používaných CFRP kompozitů. Dále je doporučena pozitivní geometrie vzhledem ke snížení vzpěru vláken před řeznou hranou a jejich následným vytržením z matrice. [2]

2 Experiment - určení vhodných řezných podmínek Experiment byl prováděn ve firmě CompoTech. Jeho hlavním cílem bylo zjištění vhodných řezných podmínek pro obrábění dílů z CFRP kompozitu vzhledem k delaminaci a drsnosti obrobené plochy. 2.1 Nástroje Byla použita fréza dokončovací fréza HC 650 povlakovaná vrstvou TLX od firmy Hufschmied o průměru 8 mm viz Obr 1.

Obr. 1 HC 650 [6] Fig. 1 HC 650 [6]

2.2 Obráběný materiál Experiment byl prováděn na trubce o průměru 90/104 mm vyrobené metodou navíjení. Jako výztuha zde byla použita uhlíková vlákna s velkou pevností a vlákna s vysokým modulem pružnosti v tahu. Jako matrice pak epoxidová pryskyřice. Experiment byl navržen tak, aby fréza HC 650 obráběla dno drážky vyztuženého vlákny s vysokým modulem pružnosti v tahu v orientaci 0°.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 321 -

(c) 2014 UJEP



2.3 Měřicí zařízení K nafocení povrchu dna drážky byl použit mikroskop Multicheck 500 a k měření drsnosti byl použit drsnoměr Mahr PS1.

2.4 Volba řezných podmínek Dle doporučení dodavatele nástrojů byly nastaveny otáčky na 20 000 ot/min. Posuv byl odstupňován ve variantách tak, jak je možné vidět z Tab. 1. Tab. 1 Varianty řezných podmínek Tab. 1 Variants of cutting conditions Varianta HC650 - Posuv [mm/min] 150 200 250 300 350 Otáčky [1/min] 20 000

400

3 Výsledky Vyhodnocovala se drsnost obrobené plochy a její celkový vzhled. Na Grafu 1 je možné vidět drsnost Ra v závislosti na velikosti posuvové rychlosti. Je zde rozlišeno sousledné a nesousledné frézování. Jak je vidět, nejmenší hodnoty drsnosti bylo dosaženu při sousledném frézování za posuvové rychlosti 200 mm/min. Stejný výsledek je patrný i z Grafu 3 a 4 kde je závislost Rz a Rt na rychlosti posuvu.

Graf 1 Závislost drsnosti Ra na rychlosti posuvu Chart 1 The dependence of roughness Ra on feed speed Na Grafu 2 je pak vidět závislost parametru RSm také na rychlosti posuvu. Zde je jeho hodnota nejnižší pro 400 mm/min při sousledném frézování a pro 250 mm/min při nesousledném frézování. V případě parametru RSm při variantě rychlosti posuvu 350 mm/min se dá jeho extrémní nárůst vysvětlovat delaminací vláken v místě měření. Celkově je překvapivé, že sousledné frézování vykazuje lepší výsledky než nesousledné frézování.

Graf 2 Závislost RSm na rychlosti posuvu Chart 2 The dependence of RSm on feed speed

ISBN 978-80-7414-679-4

- 322 -

(c) 2014 UJEP



Graf 3 Závislost Rz na rychlosti posuvu Chart 3 The dependence of Rz on feed speed

Graf 4 Závislost Rt na rychlosti posuvu Chart 4 The dependence of Rt on feed speed Na Obr. 3 je možné vidět povrch po frézování posuvovou rychlostí 200 mm/min nesousledně a na Obr. 2 pak sousledně. Navzdory tomu, že bylo při sousledném frézování za této rychlosti posuvu z hlediska drsnosti dosaženo lepší kvality obrobené plochy, je na Obr. 2 možné vidět místní delaminaci vláken. Při nesousledném frézování byla obrobená plocha celkově čistší. Na Grafu 5 a 6 je pak vidět profil nejlepší a nejhorší varianty posuvu vzhledem k parametrům drsnosti. U nejlepší varianty Graf 5 je pak vidět 10x menších hodnot na svislé ose, než u varianty na Grafu 6.

Graf 5: Profil povrchu s nejnižšími hodnotami parametrů drsnosti Chart 5: Surface profile with the lowest values of roughness parameters

Graf 6 Profil povrchu s nejvyššími hodnotami parametrů drsnosti Chart 6 Surface profile with the highest values of roughness parameters

ISBN 978-80-7414-679-4

- 323 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 2 Povrch vzorku frézovaného sousledně Fig. 2 Climb milling workpiece surface

Obr. 3 Povrch vzorku frézovaného nesousledně Fig. 3 Conventional milling workpiece surface V literatuře [2] je uveden Graf 7 závislosti drsnosti Rz na druhu frézování CFRP kompozitu s neznámou orientací vláken v průřezu, ze kterého je patrné, že by při nesousledném frézování mělo být dosaženo lepších výsledků, než při frézování sousledném. Nicméně vysoké hodnoty drsnosti Rz viditelné ve zmiňovaném grafu mohou být zaviněny volbou nevhodné geometre nástroje a relativně vysokou hodnotou posuvové rychlosti, takže je možné očekávat určité zkreslení následného porovnání.

Graf 7: Profil povrchu s nejnižšími hodnotami parametrů drsnosti Chart 7: The dependence of Rz on speed of feed and type of milling

ISBN 978-80-7414-679-4

- 324 -

(c) 2014 UJEP



4 Závěr Dle výsledku experimentu je možné určit, že vhodná velikost posuvové rychlosti za dané řezné rychlosti pro vlákna s vysokým modulem pružnosti v tahu při orientaci vláken 0° v epoxidové pryskyřici je 200 mm/min. Jak je možné vidět i tyto kompozitní materiály se dají obrábět při poměrně dobré jakosti obrobené plochy. Řezná rychlost byla nastavena jako konstantní. Dá se předpokládat, že by se při kombinování různých hodnot posuvů a řezných rychlostí dosáhlo ještě lepší kvality obrobené plochy. Dále by bylo vhodné zkoumat závislost mechanických vlastností obráběného vzorku na maximální teplotě v místě řezu. A to hlavně díky poměrně nízké teplotě skelného přechodu polymerních matric, při jejímž překročení dochází ke změně mechanických vlastností matrice. Dá se očekávat snížení pevnosti a tvrdosti kompozitu jako celku. Nejvíce se tento jev bude zřejmě projevovat při obrábění obrobku o malé tloušťce.

Literatura [1] R. TETI, Machining of Composite Materials, CIRP Annals - Manufacturing Technology, Volume 51, Issue 2, 2002, Pages 611-634, ISSN 0007-8506, http://dx.doi.org/10.1016/S0007-8506(07)61703-X. [Citace: 20. listopadu 2013] (http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S000785060761703X) [2] SHEIKH-AHMAD, JAMAL Y. Machining of Polymer Composites. The Petroleum Institute, Department of Mechanical Engineering Abu Dhabi, United Arab Emirates : Springer Science + Business Media, LLC, 2009. ISBN: 0387355391, 9780387355399 [3] TAKESHI YASHIRO, TAKAYUKI OGAWA, HIROYUKI SSAHARA, Temperature measurement of cutting tool and machined surface layer in milling of CFRP, International Journal of Machine Tools and Manufacture, Volume 70, April 2013, Pages 63-69, ISSN 0890-6955, http://dx.doi.org/10.1016/j.ijmachtools.2013.03.009. [4] KENNEDY, BILL. Super tools. CUTTING TOOL ENGINEERING plus. [Online] 6 2006. [Citace: 20. listopad 2013.] http://www.ctemag.com/aa_pages/2010/100601_SuperTools.html [5] YIGIT KARPAT, ONUR BAHTIYVAR, BURAK DEGER, Mechanistic force modeling for milling of unidirectional carbon fiber reinforced polymer laminates, International Journal of Machine Tools and Manufacture, Volume 56, May 2012, Pages 79-93, ISSN 0890-6955, http://dx.doi.org/10.1016/j.ijmachtools.2012.01.001. [6] GmbH Hufschmied Zerspanungssysteme, HUFSCHMIED. [Online] 2012. [Citace: 3. 12 2013.] https://www.hufschmied.net/media/fiber_line_2012.pdf.

Abstract Article:

Suitable cutting conditions for milling CFRP composites produced by method filament winding with fibre orientation 0°

Author:

Schorník Václav, Bc

Workplace:

Faculty of Mechanical Engineering, ZČU in Pilsen

Keywords:

milling, carbon fiber reinforced plastics (CFRP), cutting conditions, delamination, roughness,

This article presents information about the cutting conditions, their optional size in terms of the roughness and delamination of milled surface. The information is based on available literature and the experiment. According to the results of the experiment, can be determined the appropriate size of the feed speed for the given specimen which was CFRP composite produced by method filament winding. The best results were achieved, when the feed speed was 200 m/min and the type of milling was climb milling. As can be seen there, these composite materials can be machined in a relatively good quality of the machined surface in terms of roughness and delamination. Chapter 1 deals with the introduction to the milling of composite material in terms of cutting conditions and problems with this method of machining. The next part of this chapter is about suitable tools, their properties in terms of used material and tool geometry. The chapter 2 describes the experiment and includes the information about used equipment as tools and measure equipment. There is also information about machined specimen, about the fibre orientation in machined surface and about used fibre and matrix material. The chapter 3 describes the results of the experiments, which are presented by charts with the dependence of roughness parameters and feed speeds and by pictures of machined surface. There is also comparison between the information that can be found in literature and information which arose from this experiment and comparison between the best and the worst variation of the surface quality which was achieved by changing the feed speed in terms of profile and overall appearance of the machined surface. The difference is great and clearly visible. The last chapter is conclusion of this article with summary of acquired information and the recommendation for the next research. There are also described deficiencies of this experiment with an explanation of methods of their removal.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 325 -

(c) 2014 UJEP



Identification of machinability of ceramic materials by turning 1

Dana Stancekova, 1Tomas Kurnava, 1Michal Sajgalik, 2Natasa Naprstkova, 1Jozef Struharnansky, 1Miroslav Janota University of Zilina, Faculty of Mechanical Engineering, Univerzitná 1, 010 26, Zilina, Slovak Republic [email protected], [email protected] 2 Faculty of Production Technology and Management, JEPU in Ústí nad Labem, Czech Republic [email protected] 1

Paper deals with the machining of super-hard ceramics by turning. The introductory part deals with analysis of used ceramic materials and their use in technical practice. The aim of the experimental part is selection of suitable cutting insert, determining of cutting conditions that would ensure the productive machining of given ceramics. Work may serves as a troubleshooting support for machining ceramics. Key words: Industrial ceramics, diamond cutting disc, super-hard materials.

1 Introduction Development of engineering production is directly dependent and conditioned, inter alia by the development of new technical materials with specific properties and thus they are classified as the hard-machining materials. Technical parameters of manufacturing machines and tools are one of the primary factors affecting the productivity. One of the possibilities of increasing the technical capability of manufacturing machines is the using of progressive, specific methods of machining technologies of industrial ceramics, sintered carbides, thus materials with high strength, abrasion resistance and corrosion resistance. These properties predestine mentioned materials for use in solving the problems of quality, lifetime and reliability of consuming technological devices, where is the problem with achieving of the required quality of machined surface, productivity and economical effectiveness by using of conventional ways of machining. Industrial ceramics are increasingly used in practice, but ways of machining of this material are still under verification. Currently knows methods of machining of industrial ceramics are ultrasonic machining, grinding, polishing and electromechanical discharge machining. [1, 2,3] The main task is to optimize of cutting process by appropriate choice of cutting conditions (vc, ap, f) and achieve convenient surface. The use of industrial ceramics have a great future, but it is very important to know all real characteristics of given ceramics. [3,6]

2 Industrial ceramics Industrial ceramics are very broad class of materials, which are differing in chemical composition, structure and properties. They are usually prepared by sintering of powders. Modern definition of ceramics reads: “Predominantly crystalline material, which is composed of primarily non-metallic inorganic compounds.” This definition includes traditional ceramic (porcelain, cement, bricks) and also abrasive materials and new ceramic – structural ceramic. [5] Industrial ceramics belong to the important group of non-metallic materials. With the development of electrical engineering and electronics, its use has gradually developed. Oxides of lithium, iron and nickel form the basis of materials based on non-metallic compounds with high solidification point such as oxides, carbides, borides and they are applied as a progressive methods. [4,7,9,11] The main advantages of structural ceramics is their extremely high hardness (which gives them high wear resistance), high corrosion resistance and high heat resistance. Ceramic structural materials are electrically conductive and have a thermal insulation capability. It is possible to create them with high precision, which is very important because they can be machined by diamond tools only. Ceramics can be produced in a wide range of colors, the products retain their luster and color practically indefinitely. [8,10] The main and almost the only disadvantage of structural ceramics is fragility resulting from the complicated crystal structure and covalent or ionic bonds between atoms of the polycrystalline component. The internal structure practically eliminates the ability of plastic deformation by dislocation mechanisms. [12,13,14] Secondary source of ceramics fragility is their microstructure of sintered material, characterized by porosity, inhomogeneity, etc. In classic ceramics, this cause is the usual source of infringement at low loads. In the modern structural ceramics, there is this cause significantly suppressed. [13,15,16] Fragile materials did not have been used as construction practically and there is relatively little experience with them. Development of using the structural ceramics is inextricably associated with the research of possibilities of increasing the toughness of ceramics and development of new approaches to design calculation and testing of these materials. [13,17]

3 Experimental conditions The objective of this paper is to specify the conditions of machining of ceramic materials by turning, prepare the

ISBN 978-80-7414-679-4

- 326 -

(c) 2014 UJEP



material for machining and specify the cutting conditions. Beginning of the experimental part is focused on the properties of industrial ceramics such as hardness, roughness and structure. In the next part, there are experimental verifications of recommended cutting inserts. We use recommended materials by manufacturer and we will seek other materials suitable for machining. Machined material For machined material, there were used the industrial ceramics composed form SiSiC labeled ROCAR ® SIG. Microstructure of this industrial ceramics was made by microscope Axio Vert A1 (Fig. 1)

Fig. 1 Surface microstructure of industrial ceramics SiSiC For selection of cutting inserts, there was necessary to know the material hardness, which was not indicated and therefore it was necessary to measure it. We used DuraScan-70 hardness tester with a load 100 g (HV measurement method), and load time 5s. Hardness of material was evaluated by the standard method of measuring the Vicker hardness in a several places (Fig. 2). We measured the hardness of 4634 HV.

Fig. 2 Placement of points on the sample for measuring the hardness

4 Experimental verification Since the information about machining of ceramic materials by turning is very few, we were forced to rely on recommendations of suppliers of cutting inserts. Supplier of cutting inserts recommends the insert, which is shown below (Fig. 3.) Experiment No1: Used cutting conditions: vc = 20, 30, 40 m.min-1 ap = 0,05 mm f = 0,04 mm.

Fig. 3 Cutting insert AB2010 (AB20 + TiN) When we began to machine with the given cutting insert, there was a first problem. The cutting insert excised the edge of machined sample in first contact (Fig. 4). After the repeated excising, we had to deal with the problem.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 327 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 4 Excision of edge of machined sample Due to the advice of experts, who have experience with machining of very hard materials, we created the beveled surface on leading edge with 6° angle, where there is no initial excision of machined material. (Fig. 5).

Fig. 5 Adjustment of leading edge Evaluation of measurement The recommended cutting tool AB2010 withstands at given cutting conditions only a few seconds in cutting process and then it stopped the cutting. On Fig. 6 and 7, we can see, that cutting edges (at the forefront) and the back of the cutting inserts was rubbed down. The wear was so high, that cutting insert was unusable and there was nothing removed from machined material. These inserts was tested on several cutting edges with modified cutting conditions, but all tests resulted equally. Cutting insert AB2010 cannot be used for machining of industrial ceramics for any given cutting conditions.

Fig. 6 The wear on the forefront - 630,25 μm

Fig. 7 The wear on the back - 1380,43 μm Experiment No2: Used cutting conditions: vc = 20, 30, 40 m.min-1 ap = 0,05 mm f = 0,04 mm

Fig. 8 Cutting insert AB30 (Al2O3 + TiC) Evaluation of measurement Next recommended cutting insert AB30 withstands at given cutting conditions only a few seconds too, and then it stopped the cutting. On Fig. 9 and 10, we can see the cutting edges (at the forefront and the back) was rubbed down. The wear is similar to the previous experiment. Cutting inserts was tested on several cutting edges with modified cutting speed, but all test resulted equally, too. Cutting insert AB30 cannot be used for machining of industrial ceramics.


ISBN 978-80-7414-679-4

- 328 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 10 The wear on the back - 1275,59 μm Experiment No3: Since the recommended ceramic cutting inserts were not suitable for machining of the material, as the next insert, the CBN cutting insert with modified geometry was tested. Used cutting conditions: vc = 25m.min-1 ap = 0,05mm f = 0,1mm

Fig. 11 Cutting insert BNX10 Evaluation of measurement Used cutting insert machined at the specified cutting conditions only 15 seconds and there was nothing removed from machined sample. At the specified cutting conditions, the cutting insert was rubbed down on the forefront (Fig. 12) and the back (Fig. 13). At these cutting conditions, there is not possible to use this cutting insert for turning of industrial ceramics SiSiC.


Fig. 13 The wear on the back - 1139,8 μm Experiment No4: None of the used cutting inserts removed from material the chip, therefore we used the cutting tool with diamond cutting edge and chip former labeled DCGT 11T304 CB KP300. Used cutting conditions:

vc = 40m.min-1, ap = 0,03mm, f = 0,01mm,

Fig. 14 Cutting insert DCGT 11T304 CB KP300 Evaluation of wear On the Fig. 15, there is shown the wear during the machining, on the forefront and the back of the cutting insert with diamond cutting edge. On the Fig. 16, the wear curve (VB and KM) is shown.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 329 -

(c) 2014 UJEP



Fig 15The wear of cutting edge vs. time on the cutting insert DCGT 11T304 CB KP300 without cooling

Fig. 16The wear VB, KM on the cutting insert CB KP30 Measurement of quality parameters after machining There was evaluated the surface quality, which is shown on Fig. 17. This evaluation was performed by roughness tester Mahrsurf PS1.

Fig. 17 Surface quality after machining by cutting condition CB KP300 Evaluation of quality parameters After measurement of surface roughness, we see the most of quality parameters satisfy the requirements of machined surface layer of ceramics, but the tool lifetime is insufficient, and therefore we continued the experiments with modified cutting conditions. Stability of cutting process is improved by process fluid and therefore, the next experiment was focused on addition of process fluid to the cutting process. Experiment No5: Next cutting insert was insert with diamond surface RNGN 22F–LF, PCD30M and with process fluid.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 330 -

(c) 2014 UJEP



Used cutting conditions:

vc = 40 m.min-1 ap = 0,03mm f = 0,01mm Fig. 18 Cutting insert VRP with diamond surface: RNGN 22F–LF, PCD30M Evaluation of wear On the Fig. 19, there is shown wear of cutting edge in different time (on the forefront KM and abrasive wear on the back VB) On the Fig. 20, we can see, after the 4th minute of machining, the cutting insert broke and thus destroyed.

Fig. 19 The wear of cutting edge on cutting insert PCD30M

Fig. 20 The wear VB and KM vs. time on the cutting insert PCD30M Experiment No6: Next experiments were performed with modified cutting conditions by diamond cutting insert RNGN 22F–LF, PCD30M, with cooling by process fluid (vc = 20m.min-1, ap = 0,01mm, f = 0,01mm). Evaluation of wear On the Fig. 21, there is wear VB and KM in different times. The wear is smaller than in the previous experiment despite the longer times of cutting insert in cutting process. Lifetime of cutting insert increased significantly.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 331 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 21 The wear of cutting edge on the cutting insert PCD 30M

Fig. 22 The wear VB and KM vs. time Experiment No7: Experiment No7 was performed by diamond cutting insert RNGN 22F–LF, PCD30M, with cooling by process fluid (vc = 20m.min-1, ap = 0,03m, f = 0,01mm). Evaluation of wear On the Fig. 23, there is wear VB and KM in different time. From the photos, it is evident, that even with a larger depth of cut (ap = 0,03mm), there is less wear and lifetime is longer

Fig. 23 The wear of cutting edge on the cutting insert PCD 30M

ISBN 978-80-7414-679-4

- 332 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 24 The wear VB and KM vs. time Concluding evaluation When machining of industrial ceramics, the cutting speed has major impact on lifetime of cutting tool. Depth of cut does not very affect the wear of cutting edge. Of course, the larger depth of cut will take effect on the wear and the lifetime of tool, too.

1 CONCLUSIONS The paper was focused on addressing the issue of machining the industrial ceramics by turning. On the beginning of the experiments, there were some problems that had to be dealt with. In the first part of experimental measurements, there were defined the properties of ceramics, which was machined. The machined ceramics (SiSiC) was made by sintering. We had to measure the hardness of ceramics, which was 4634 HV, because we needed it for selection of suitable cutting material. In the next part of experiments, there were problem with excising of edge of the sample in contact with cutting tool. The solution was to create the chamfer with 6° angle to ensure a smooth start-up of cutting tool to cutting process. Next problem that had to be solved, was the choosing of the suitable material of cutting tool, because recommended cutting inserts (AB30 and AB2010) by supplier were for machining given material inappropriate. There was tested the CBN cutting insert, which was unable to cut given material. Further tested cutting inserts showed measurable results. First of them, the diamond cutting insert DCGT 11T304 CB KP300 removed the material under certain conditions, but only short time. It was tested with cooling process fluid and also without it, and result was better with cooling process fluid, but lifetime of cutting edge did not fulfill the requirements of machining. Cutting process with second diamond cutting insert RNGN 22F–LF, PCD30M with process fluid was stable Quality of machined surface was suitable. (Ra 0,2) and was better than surface made by (Ra 0,8). Measurements, which were performed, are only an initial stage of experiments, which will have to done in this field. Next step is to find optimal combination from chosen and newly determined cutting conditions for machining and quality of machined surfaces. Acknowledgement The article was made under support grant project VEGA 1/0773/12 Implementation of technical ceramic material research to increase the innovation of hybrid products

References [1] Cep, R., Kouril, K., Mrkvica, I., Janasek, I., Prochazka, J. (2010) Zkoušky nastroju Kyocera v podminkach prerusovaneho rezu. In. Strojirenska technologie, vol. XV, 2010/3, pp. 51-58, ISSN 1211-4162 [2] Czan, A., Steklac, D., Stancekova, D. (2005). Tools For High Productive Machining of Bearing Materials By Turning. In Tools Zlin [3] Nováková, J., Petřkovská, L., Brychta, J., Stančeková, D. (2009). Influence of Cutting Parameters On Integrity Surface At High Speed Cuttin. In. Transactions of the VŠB - Technical University of Ostrava. Mechanical Series, ročník LV., číslo 1/2009, Česká republika. Ostrava: VŠB – TUO, pp. 203-209 [4] Holesovsky F., Naprstkova N., Novak M. (2012). GICS for grinding process optimization. In Manufacturing Technology XII/12 . UJEP: Ústi n. Labem. p. 22-26. [5] http://www.matnet.sav.sk/index.php [6.10. 2012] [6] Czan, A., Tillova, E., Semcer, J., Pilc, J. (2013) Surface and subsurface residual stresses after machining and their analysis by x-ray diffraction. In. Komunikacie , Volume 15, Issue 2, pp. 69-76 [7] czán, a., Stančeková, D., ďurech, l., Štekláč, D., Martikáň, J. Základy opotrebenia pri suchom tvrdom sústružení. In. Nástroje 2006 - ITC 2006, 5. - 6. september 2006, Zlín [8] Náprstková, N., Kusmierczak, S., Cais, J. (2013) Influence of strontium in AlSi7Mg0.3 alloy on the tool wear, Manufacturing Technology, 2013, Vol. 13, No. 3, pp. 373-380, ISSN

ISBN 978-80-7414-679-4

- 333 -

(c) 2014 UJEP



[9] Sajgalik, M., Czan, A. (2011): Studying of processes in cutting zone by non-destructive methods, In Technological Engineering. volume 8, number 2 [10] Kandil, F.A., Lord, J.D., Fry, A.T., Grant, P.V. (2001) A Review of Residual Stress Measurement Methods-A Guide to Technique Selection, NPL Report MATC(A)04, pp. 25-32. [11] Pilc, J.- Vasilko, K.(2013) Development and applications of a rotating turning tool. In Manufacturing Technology XIII/13 . UJEP: Ústi n. Labem. p. 226-231. [12] Schulze V. - Autenrieth H. - Deuchert M. - Weule H. (2010). Investigation of surface near residual stress states after micro-cutting by finite element simulation. In. CIRP Annals - Manufacturing Technology 59, pp. 117–120 [13] www.sjf.tuke.sk [12.10 2012] [14] Danišová, N., Ružarovský, R., Velíšek, K.(2011) Design alternatives of intelligent camera system for check parts at the intelligent manufacturing-assembly cell. In. ITMS 2011; Shanghai, Applied Mechanics and Materials, 7 Volume pp. 2262-2266 [15] kAROLCZAK, P. – Kowalski, M. – waścińska, h. (2011) Wpływ minimalnego smarowania na chropowatość powierzchni po toczeniu materiałów kompo-zytowych o osnowie aluminium. In. Obróbka skrawaniem. Nauka a przemysł / pod red. Wita Grzesika. Opole, pp. 103-110 [16] HATALA M., CEP R., PANDILOV Z. (2010) Analysis of surface roughness and heat affected zone of surfaces of steel EN S355J0 after plasma arc cutting. In. Mechanical Engineering-Scientific Journal, University of Skopje, , pp.1-6. [17] Sajgalik, M. - Stancekova, D. - Jurky, M. – Kurnava, P. (2012) Application of thermovision systems and highspeed scanning for monitoring of dynamic processes in the cutting zone in turning of superalloys, In. Advanced manufacturing technologies volume 6

ISBN 978-80-7414-679-4

- 334 -

(c) 2014 UJEP



Obrábění a nitridace inconelových regulačních komponent parních turbín Sýkora Radek, Bc, Fakulta strojní, Katedra technologie obrábění, ZČU v Plzni. E-mail: [email protected] Příspěvek se zaměřuje na problematiku výroby inconelových regulačních vřeten používaných pro regulaci páry ve ventilech průmyslových parních turbín. Řešenou problematikou je obrábění Nimonicu 901, který spadá do skupiny těžkoobrobitelných materiálů. Veškeré experimenty byly provedeny ve společnosti Doosan Škoda Power se sídlem v Plzni. Je zde uveden postup obrábění slitiny Nimonic 901, použité nástrojové vybavení a průběh opotřebení řezné hrany po obrobení. Dále se zabývá postupem iontové nitridace aplikované na inconelová vřetena z důvodu lepších třecích vlastností. Iontová nitridace u těchto materiálů není častým způsobem úpravy povrchu, nicméně výsledky uvedených experimentů dokazují zlepšení povrchových vlastností pro daný případ použití. Uvedené experimenty se zabývají průběhem mikrotvrdosti nitridované vrstvy a analýzou stop opotřebení po testu pin-on-disk. Zde je uvedeno několik snímků stop opotřebení z optického mikroskopu a skenovacího elektronového mikroskopu. V závěru příspěvku jsou uvedeny grafy srovnání s jinými alternativami úprav povrchů. Vhodnost řešení pro optimalizaci výroby vřeten, použitím inconelových materiálů, ukáže až praxe. Klíčová slova: soustružení, Nimonic 901, iontová nitridace, pin-on-disk

1

Úvod

Dlouhodobá problematika snižování potenciálu ocelových vřeten používaných ve ventilech parních turbín vedla k myšlence budoucího použití a výroby vřeten pracujících na USC elektrárnách, s vyššími provozními podmínkami, kde hodnoty přehřáté páry se pohybují při teplotě 580 - 600°C a tlak přehřáté páry je 25 – 36,5 MPa. Jako lukrativní materiál, vhodný i pro další možné budoucí zvyšování parametrů, související s výkonem elektrárny byla volena niklová slitina. Slitina Nimonic 901 se řadí mezi superslitiny na bázi niklu, které se vyznačují vysokou pevností a odolností proti oxidaci při vysokých teplotách a výbornými creepovými vlastnostmi.

2

Soustružení regulačního vřetena ze slitiny Nimonic 901

Obrábění HRSA materiálů je důležitou oblastí pro výzkum nových technologií. Zvyšující se uplatnění těchto materiálů vyžaduje nutnost znalosti technologie obrábění s co nejnižšími náklady na výrobu. Inconely obecně se řadí mezi špatně obrobitelné materiály z několika důvodů. Protože se jedná o žárupevné materiály, mají nízký součinitel teplotní vodivosti (cca 5x menší než uhlíková ocel). Z toho důvodu odchází většina tepla do nástroje a do okolí ve formě třísek (asi z 80%). Typickou vlastností niklových slitin je zpevňování se za studena. To způsobuje při obrábění zpevňování povrchu za břitem řezného nástroje a následné odebírání vrstvy se stává obtížnější, což vede k snížení trvanlivosti nástrojů. Z hlediska obrobitelnosti je nutné zvolit takové řezné podmínky, aby k obrábění inconelu docházelo v zahřátém stavu. Tím dochází ke zvýšení tepelné vodivosti obrobku a lepšímu odebírání třísek. Postup obrábění HRSA materiálů lze rozdělit na 3 fáze obrábění podle používaného nástroje, jeho trvanlivosti a přesnosti obrábění. [6,7,8] 1. fáze – Obrábění zpevněné tvrdé kůry výkovku Po dodání výkovku do výroby je potřeba odstranit nepřesnou a tvrdou povrchovou kůru. Nepřesný povrch způsobuje při odebírání kůry rázy, což je nevyhovující pro použití např. VBD z řezné keramiky. Vhodnější variantou je použití houževnatější VBD např. ze slinutého karbidu. Z praxe bylo vypozorováno, pokud možno omezit počet vstupních řezů (nájezdů) do tvrdé kůry. V místě nájezdu dochází k rázům a následnému vzniku vrubu na břitu. Další nájezdy je vhodné volit do již obrobených ploch. [8] 2. fáze – Hrubování materiálu (odebírání největšího množství materiálu) Hrubováním je zapotřebí odebrat co největší množství materiálu a přiblížit se co nejvíce finálnímu tvaru součásti. Z důvodu úběru velkého množství materiálu, je z ekonomického hlediska a času vhodné použít kruhové VDB z řezné keramiky. Vzhledem k její tvrdosti a teplotní odolnosti lze volit až 4x vyšší řeznou rychlost (až 200m/min) což celý řezný proces výrazně zrychluje. Kruhový tvar a negativní geometrie zvyšují řezný odpor, čímž je materiál zahříván a lépe se obrábí. Dále je zvýšena její pevnost zajišťující ekonomičnost z důvodu počtu řezných hran. Nevýhodou je zvýšené zpevňování se obráběného materiálu za studena za břitem nástroje. Proto je doporučováno hrubovat cestou minimálního vzniku vrubového opotřebení, tj. měnit během hrubování bod styku hrany materiálu s VBD. Změnu kontaktního bodu lze zamezit hrubováním s různou hloubkou řezu nebo hrubováním pod kuželem (rampováním). [8]

ISBN 978-80-7414-679-4

- 335 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 1 Hrubování s různou hloubkou řezu [8] Fig. 1 Roughing with different depth of cut [8]

Obr. 2 Hrubování rampováním [8] Fig. 2 Roughing with ramping [8] Optimální rozdíl hloubek řezu, popř. rampy, by se měl pohybovat mezi 15 – 25 % průměru kruhové destičky, neboli hloubku třísky držet v úhlu řezu 45 – 60°. Trvanlivost břitu dále zvýšíme rádiusovými nájezdy a výjezdy z řezu, kdy se rovněž mění bod styku břitu s materiálem. [8] 3. fáze – Obrobení na čisto Je poslední a zároveň nejnáročnější fáze obrábění z technologického hlediska. Je zde docíleno požadované integrity povrchu a přesnosti vyráběného dílu. Na dokončovací operace se používají břity ze slinutého karbidu s pozitivní geometrií. Jsou mnohem spolehlivější z hlediska integrity povrchu. Ostrý břit snižuje vnášení zbytkových napětí na konečný povrch. Rychlejší, avšak cenově náročnější variantou pro obrábění na čisto je využití břitu z CBN. Řezná rychlost se volí až 7x vyšší než u VBD ze slinutého karbidu, při malém posuvu. Dosahované parametry drsnosti jsou řádově až Ra0,4. [8]

2.1 Nástroje pro obrábění inconelu K obrábění niklových slitin se používá především břitů ze slinutého karbidu třídy K, M a S, a řezné keramiky. Vzhledem k nízké teplené vodivosti inconelu (přibližně 5x menší než u uhlíkové oceli), přechází více tepla do nástroje, kde může docházet k plastické a abrazivní degradaci břitu. Proto v případě břitů z SK, při obrábění vřeten, se používá pozitivnější geometrie a menší řezné rychlosti (kolem 50 m/min). Řezná keramika je tepelně i chemicky odolná. Řezná rychlost se volí 4x vyšší než u SK (kolem 200 m/min) a vlivem vyšších řezných rychlostí zahřívá obráběný materiál, který je poté snadněji obráběn. Pro vyšší trvanlivost keramického břitu je používáno chlazení. To lze ale využít pouze u konstantního řezu při soustružení.

2.2 Experiment – schopnost obrobení v požadované přesnosti Experiment byl prováděn ve firmě Doosan Škoda Power se sídlem v Plzni. Cílem bylo zjištění vhodných řezných podmínek pro obrábění vřetene ze slitiny Nimonic 901. Vzhledem k časovým podmínkám nebylo důležité nutně dosáhnout optimálních řezných podmínek, ale nalézt fungující a spolehlivý postup, tak abychom naplnily technicko – ekonomický přínos.

2.2.1

ISBN 978-80-7414-679-4

Použité nástrojové vybaví

- 336 -

(c) 2014 UJEP



Pro soustružení větších ploch byly použity břitové destičky Hrubovací SK destička Hrubovací ŘK destička Hrubovací SK destička Kopírovací nůž SK

2.2.2

CNMG RNGN DNMG DNMG

Obráběná plocha materiálu

Experiment byl prováděn na tepelně zpracovaném výkovku o průměru KR 52-1015 mm vyrobeném ze slitiny Nimonic 901. Soustružnické nože byly programovány s kruhovými nájezdy. Řezné podmínky byly nastaveny tak, aby trvanlivost břitové destičky splňovala přejezd celé plochy v požadované přesnosti.

2.2.3

Řezné podmínky

Prvotní řezné podmínky byly voleny dle výrobce nástrojů s ohledem na obráběný díl. Poté byly použity různé řezné podmínky tak, aby VBD spolehlivě dokončila jednotlivé přejezdy a na obrobené ploše nezůstávaly zpevněné viditelné přechody.

2.3 Výsledky Důležité výstupní měřené veličiny bylo házení vřetene, drsnost povrchu a rozměrová přesnost. Hodnoty házení na zkušebním vřetenu se pohybovaly v rozmezí (0,01 až 0,05)mm/1000mm před broušením. Po broušení bylo dosaženo hodnoty 0,01mm/1000mm. Drsnost povrchu po obrábění naměřena Ra 1,63 μm až Ra 1,83 μm. Po broušení hodnota drsnosti Ra 0,11 μm. Obrobená součást po kapilární zkoušce byla vyhodnocena bez vad. V tabulce 1 jsou uvedeny průměrné dosahované hodnoty házení při aktivní výrobě prvních sérií vřeten. Hodnoty mohou být zkreslené méně přesnými vřeteny, které je nutno do průměrné hodnoty započítávat. Tab. 1 Průměrné hodnoty házení Tab. 1 Average value of eccentric running

Na obrázkách 3,4,5 je zobrazeno opotřebení břitových destiček po obrábění. I přes to, že pro hrubování inconelu je nejvhodnější variantou kruhová VBD z řezné keramiky, v našem případě dlouhého dílu o malém průměru jsme nedokázali utlumit soustavu S-N-O (stroj-nástroj-obrobek). Vzniklé chvění vedlo k destrukci VBD. Proto jsme byli nuceni použít pro hrubování břity z SK . Obrázek 3 ukazuje čelo dvou břitů po hrubování. Na obrázku 4 je možné vidět opotřebení čela a hřbetu po semifinišování. Opotřebení SK břitu po obrábění na čisto je zobrazeno na obrázku 5.

Obr. 3 Opotřebení na čele SK břitu po hrubování Fig. 3 Wear on rake face of carbide cutting tools after roughing

Obr. 4 Opotřebení čela a hřbetu SK břitu po semifinišování Fig. 4 Wear on rake face and flank face of carbide cutting tools after semi finishing

ISBN 978-80-7414-679-4

- 337 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 5 Opotřebení čela a hřbetu SK břitu po obrábění na čisto Fig. 5 Wear on rake face and flank face of carbide cutting tools after finishing

3

Iontová nitridace vřeten z Nimonicu 901

Životnost součástí bezprostředně souvisí s otěrem na povrchu, s korozními účinky a výskytem únavových trhlin. Tyto vlivy jsou uplatňovány na povrchu součásti a proto je potřeba ovlivňovat vlastnosti právě v této oblasti. Difúzní pochody, spočívající v nasycování povrchu dalšími látkami. Výsledkem je změna struktury, mechanických vlastností a chemického složení v povrchové vrstvě. Výhodou je homogenita vzniklých vrstev a dobrá soudržnost se základním matriálem.[9] Vřetena jsou pohyblivé součásti fungující jako regulátory průtoku páry nebo jako rychlozávěrná vřetena ve ventilech. Z důvodu zadírání a zapékání vřeten do ventilů jsou vyžadovány vysoké nároky na přesnost výroby a požadavky na povrch vřeten. Proto se provádí na částech vedení vřetene nitridace, z důvodu vyšších kluzných vlastností. Jedná se o chemicko-teplené zpracování povrchu, obohacené o nitridotvorné legující prvky jako je chróm, nikl, vanad molybden nebo hliník, které vytvářejí tvrdé nitridy. Nitridace spočívá v nasycování povrchu atomárním dusíkem, při teplotách přibližně 400 - 600°C po dobu nitridace až 100 hodin. Proces je velmi zdlouhaví při velké energetické spotřebě. Jedná se o poměrně drahou záležitost. Po nitridaci není potřeba dalšího tepelného zpracování. Nitridace, z důvodu absence vysokého podílu železa u inconelu 901, proniká pouze do setin mm.

Obr. 6 Iontová nitridace vřetena Fig. 6 Ion nitriding spindle

3.1 Princip nitridace Nitridace v doutnavém výboji nebo též plazmová či iontová nitridace je stejně jako jiné postupy nitridování podmíněna přítomností atomárního dusíku na povrchu kovu. Ten je schopný pronikat za zvýšených teplot do mřížky základního kovu přes absorpční vrstvičku nitridů a dále difundovat do materiálu. Nitridované součásti jsou izolovaně uloženy ve vakuové nádobě (recipientu) a zapojeny jako katoda. Samotný recipient je zapojen jako anoda. V recipientu je udržován snížený tlak zředěné směsi plynů, nejčastěji (N2 + H2), která je potřebná pro proces nitridace. Připojením stejnosměrného proudu o napětí 400 až 1000 V vzniká mezi stěnami recipientu (anodou) a povrchem součástí (katodou) elektrické pole. Hodnoty napětí, proudu a tlaku musí být nastaveny, aby odpovídali oblasti anomálního výboje. Působením proudu dochází k doutnavému výboji modro-fialové barvy s vysokou ionizací (plazma), která rovnoměrně pokryje nitridovaný povrch součásti. Na povrchu bombardovaném ionty se uvolňuje atomární dusík, který je nutný pro difúzi do povrchu součástí vsázky. V elektrickém poli dochází k silné migraci molekul zředěného plynu a v důsledku nárazů ke štěpení a ionizaci, kdy kladné ionty jsou urych-

ISBN 978-80-7414-679-4

- 338 -

(c) 2014 UJEP



lovány směrem ke katodě, tj. na povrch nitridovaných součástí. Při pohybu iontů ke katodě není kinetická energie lineární. K prudkému nárůstu rychlosti dochází teprve v bezprostřední blízkosti povrchu součástí v oblasti katodového úbytku napětí. To má za následek, že největší intenzita dějů anomálního doutnavého výboje se odehrává v úzkém plošném pásmu okolo povrchu součásti bez ohledu na tvar nebo vzdálenost od stěny recipientu – anody. Především v tomto pásmu dochází ke štěpení molekul a k ionizaci atomů a proto má anomální výboj plošný charakter a svítící korona kopíruje povrch součásti. [9,10]

Obr. 7 Schéma dějů při iontové nitridaci[10] Fig. 7 Diagram processes during ion nitriding [10]

3.2 Experiment – průběh mikrotvrdosti nitridované vrstvy Do firmy Comtes FHT byly dodány vzorky, k zjištění průběhu mikrotvrdosti a změření hloubky nitridace. Z předchozích zkušeností bylo zvoleno pro měření mikrotvrdosti zatížení HV0,05.

3.2.1

Materiál vzorku

Pro experiment byly použity vzorky ze zbylého materiálu dříve obráběného Nimonicu 901. Vzorky byly nitridovány společně se vsázkou vřeten.

3.2.2

Výsledky zkoušky

Z dodaných vzorků byly vybrány 2, které byly podrobeny zkoumání mikrotvrdosti nitridované vrstvy. Mikroskopickým měřením byla stanovena tloušťka na 26,9 µm a 35,1 µm. nitridovaná vrstva byla pozorována v celém průřezu celistvá. Naměřené hodnoty tvrdosti s ohledem na hloubce od nitridovaného povrchu vzorku je zobrazeno na Grafu 1. Červeně vyznačená je změřená tloušťka nitridované vrstvy.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 339 -

(c) 2014 UJEP



Graf 1 Průběh mikrotvrdosti HV 0,05 na vzorku 1 a vzorku 2 Chart 1 The process of microhardness HV 0,05 on the sample 1and sample 2

3.3 Experiment – analýza stop opotřebení po testu pin-on-disk Do společnosti Comtes FHT byla dodána série vzorků s různými úpravami povrchu, na kterých byl proveden test pin-on-disk k analýze stop opotřebení. Cílem testu bylo získat vhodnou úpravy povrchu pro náš případ, materiál disku (vřetena) – materiál hrotu (pouzdra).

3.4 Měřící zařízení Stopy opotřebení byly zdokumentovány pomocí optického mikroskopu NIKON EPIPHOT 200. Detailní snímky povrchu byly pořízeny na řádkovacím elektronovém mikroskopu Jeol 6280.

3.5 Vzorky s úpravami povrchů Vzorek A1 vs. protihrot vzorek A Vzorek B1 vs. protihrot vzorek A Vzorek A1 vs. protihrot vzorek C Vzorek B1 vs. protihrot vzorek C Vzorek D vs. protihrot vzorek A Vzorek C vs. protihrot vzorek A

3.6 Výsledky experimentu Na vzorcích s různými úpravami povrchů byl proveden test pin-on-disk. Stopy opotřebení po testu byly podrobeny analýze na optickém mikroskopu a skenovacím elektronovém mikroskopu. Shrnutí výsledků opotřebení všech zkoušených variant vzorků, pro zatížení 3N, je uvedeno v grafu 2. Srovnání třecích vlastností s přítlačnou silou 3N je uvedeno v grafu 3. Při analýze byly zaznamenány hodnoty tvrdosti jednotlivých vzorků. Snímky z optického a skenovacího elektronového mikroskopu varianty (vzorek C vs. protihrot vzorek A) je uvedeno na obrázcích 8,9,10,11. Došlo zde k významnému otěru a přenosu materiálu hrotu na základní materiál. Na základním materiálu bylo detekováno významné množství kobaltu. Analýza varianty (vzorek C vs. protihrot vzorek A)

Obr. 8 Optický mikroskop, stopa 10 mm, 50x a 100x Fig. 8 Optical microscope, scar 10 mm, 50x and 100x

ISBN 978-80-7414-679-4

- 340 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 10 Skenovací elektronový mikroskop, stopa 10 mm, 300x, SEM v režimu SEI a 250x, SEM v režimu BES Fig. 10 Scanning electron microscope, scar 10 mm, 300x, SEM in mode SEI and 250x, SEM in mode BES

Graf 2 Srovnání výsledků objemu opotřebení při zatížení 3N Chart 2 Comparison of results wear volume with load 3N

ISBN 978-80-7414-679-4

- 341 -

(c) 2014 UJEP



Graf 3 Srovnání výsledků koeficientu tření při zatížení 3N Chart 3 Comparison of results friction coefficient with load 3N

4

Závěr

Z dosažených výsledků experimentů je patrné, že obrábění vřetene v požadované kvalitě je spolehlivě možné, jak ukazují hodnoty házení po jednotlivých operacích. Po nitridaci je v průměru dosahováno házivosti 0,04 mm. Přípustná hodnota po konzultaci s konstruktéry je 0,05 mm. Dosahované hodnoty drsnosti jsou uspokojivé. Pokud se dokáže utlumit soustava S-N-O od vibrací, je možno nasadit produktivnější VBD z řezné keramiky. Slinutý karbid při obrábění Nimonicu 901 obstál dle požadovaných kriterií, nicméně spotřeba VBD je vcelku vysoká. Výsledky testu pin-on-disk potvrdily zvýšené užitné vlastnosti nitridovaného Nimonicu. V porovnání s dalšími alternativními způsoby úprav povrchu vychází jako jedna z nejlepších variant. Z experimentu průběhu mikrotvrdosti nitridované vrstvy vyplývá, že hloubka nitridované vrstvy je v rozmezí 25-35 µm. Poměrně malá vrstva nitridace je způsobena menším množtví nitridotvorných prvků. U oceli je nitridovaná vrstva poměrně větší. Dosahované hodnoty mikrotvrdosti nitridační vrstvy se pohybují podle nitridované hloubky od 700 do 1050 HV. Předpoklad zvýšení třecích vlastností na povrchu vřetena v místě pouzder byl potvrzen experimenty. To by mělo mít do budoucna zásadní vliv na to, aby nedocházelo k zadírání především rychlozávěrných vřeten, tedy zvýšení životnosti.

Literatura [1] VASILKO, K., MÁDL, J.: Teorie obrábění 1. díl. Ústí n. Labem: Univerzita J.E.Purkyně, 2012, 298 s., ISBN 978-80-7414-459-2 [2] MÁDL, J.: Design for Machining. Strojírenská technologie, 1X, 2009, s. 81-86 ISSN 1211-4162 [3] NOVÁK, M.: Surfaces with high precision of roughness after grinding. Manufacturing Technology, vol. 12, No. 12, 2012, ISSN 1213-2489 [4] KOCMAN, K. Technologické procesy obrábění. Brno. CERM. 2011. [5] MÁDL. J., HOLEŠOVSKÝ, F. Integrita obrobených povrchů z hlediska funkčních vlastností. 1.vyd. Ústí nad Labem, FVTM UJEP, 2008. 230 s. [6] Special Metals Corporation. Machining [Online] http://www.specialmetals.com/documents/machining.pdf

[Citace:

3.

12

2013.]

[7] J. R. DAVIS, Heat-Resistamt Materials, ASM Speciality Handbook, II Series, United States of America, ASM International, October 1997, Pages 291-298, ISBN 0-87170-596-6, [Citace: 28.11.2013], http://books.google.cz/books?id=GEHA8_bix0oC&pg=PA292&dq=inconel+901&hl=cs&sa=X&ei=3e yIUYrOD8LNhAeJ4oCgBw&ved=0CEMQ6AEwAQ#v=onepage&q=inconel%20901&f=true

ISBN 978-80-7414-679-4

- 342 -

(c) 2014 UJEP



[8] Sandvik Coromant, brožura Application Guide HRSA – Turning, [Online], [Citace: 5.10.2013], http://www.sandvik.coromant.com/cscz/Pages/search.aspx?q=hrsa&r=contentsource%3d%5eBrochures%24 [9] ALOIS HOMELÁŘ, VOJTĚCH HRUBÝ, Iontová nitridace v praxi, Praha, SNTL, 1989, strana 9-28, ISBN 80-03-00001-7 [10] KAREL DAŇOUREK, Vybrané technologie povrchovýách úprav - Prezentace Anomální doutnavý výboj, [Online] 2006 [Citace: 5.12.2013] http://www.kmt.tul.cz/edu/podklady_kmt_magistri/VTM/vtm%20Dad/10doutvyb.pdf.

Abstract Article:

Machining and nitriding of inconel regulatory components of steam turbines

Author:

Sykora Radek, Bc.

Workplace:

Faculty of Mechanical Engineering, University of West Bohemia in Pilsen

Keywords:

Nimonic 901, inconel machining, plasma nitriding of inconel, inconel grinding

The main aim of this report, which was to acquire more knowledge in the area of machining and nitriding components of nickel alloy Nimonic 901. The article deals with production of regular spindles used for controlling steam in a valve of steam turbines. These turbines are made in a company Doosan Skoda Power in Pilsen. Due to the increase of operating conditions on the power plant block with ultra-super-critical parameters of steam, the production of classic steel spindle was inconvenient. These results led to using more progressive materials for the spindle production. For our purpose nickel alloy Nimonic 901 was used. In the company Doosan Skoda Power there were optimized the current technology of production for inconel machining, cutting tools and machining process to achieve shape and dimensional accuracy. For the machining process cutting tools made from ceramics or sintered carbide materials were used. The production is subjected to strict control because it deals with producing pressure equipment to power stations. Plasma-nitriding was performed for improving surface properties. The main aim was to get the best sliding properties on the surface of the spindle. The text describes a nitriding process. After nitriding process several tests were performed, for example Test Pin on disc. The quality of nitrided layer and stability under stress at high temperatures was investigated. Next experiments for comparing friction properties and wear of nitriding layers of spindle in different types of surface were carried out, for example wear Nimonic 901in contact with Stellite 6. The research was carried out by the company Doosan Skoda Power due to long-standing problems regarding the seizure of the spindle in the valves.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 343 -

(c) 2014 UJEP



Omílací média a jejich využití při úpravě drsnosti povrchu řezných nástrojů Švarc Vojtěch, Ing., Zetek Miroslav, Ing., Ph.D., Česáková Ivana, Ing., Katedra technologie obrábění, Fakulta strojní, Západočeská univerzita v Plzni. E-mail: [email protected], [email protected], [email protected] Při výrobě monolitních frézovacích nástrojů broušením hraje roli již samotný materiál polotovaru budoucího nástroje, který musí být schopen plnit svoji funkci, pro jakou byl navržen. Zároveň však musí umožnit svoji spolehlivou výrobu, tím, že umožní vybrousit ostří dokonalé ostrosti a to bez vzniku defektů v oblasti budoucí řezné hrany. Avšak po broušení zůstávají na povrchu stopy po brousícím nástroji, na hranách se vyskytují otřepy po výběhu brousícího nástroje z řezu. Tyto mikroskopické defekty řezné hrany mohou snižovat trvanlivost břitu nástroje při obrábění a je tedy snaha tyto defekty odstranit a řeznou hranu a povrch nástroje dále upravit a docílit tak zvýšení celkové kvality povrchu funkčních částí břitu, která hraje roli v celkovém silovém a tepelném namáhání nástroje při řezání. Pro úpravu mikrogeometrie nástrojů se dnes používá několik metod založených na různých principech, ale se stejným cílem, zlepšit celkovou kvalitu povrchu nástroje. Technologie omílání je jednou z možných metod jak upravit povrch nástroje a zlepšit jeho užitné vlastnosti. V současné době nabízí omílání několik variant této technologie, které lze použít pro úpravu obráběcích nástrojů. Cílem popsaného experimentu bylo zmapovat možnosti využití jednotlivých typů technologií omílání – vlečného a proudového omílání. Tyto technologie se liší především principem vyvození relativního pohybu mezi obrobkem a omílacím médiem a samotným chováním procesu. V další části experimentu byla porovnána různá omílací média doporučená pro úpravu nástrojů ze slinutých karbidů. Tato média byla porovnána z hlediska procesního času omílání a dále také z hlediska dosažené drsnosti a topografie povrchu. Jako vzorky byly použity válcové monolitní frézy ze slinutého karbidu a drsnost omletého povrchu byla pozorována na čele a na hřbetě nástroje. Pro měření drsnosti povrchu byl použit 3D optický mikroskop IFM G4 od fy Alicona . V závěru článku je v krátkosti věnována pozornost opotřebení médií a jejich vlivu na schopnost omílání. Klíčová slova: Vlečné omílání, drsnost povrchu, mikrogeometrie, řezná hrana

1 Technologie vlečného a proudového omílání Technologie omílání je ve své podstatě zvláštním případem technologie broušení. Při běžném broušení jsou brusná zrna zformována do tvaru brusného nástroje, avšak u vlečného omílání jsou brusné částice volně rozptýleny resp. nasypány v pracovní nádobě stroje a je zajištěn jejich relativní pohyb vůči obrobku. Omílání je v drtivé většině případů používáno jako dokončovací technologie. Po obrábění součástí zůstávají na povrchu stopy nástroje po předchozí technologii obrábění, na hranách zůstávají otřepy po výběhu nástroje z řezu, nebo jsou součásti znečištěny. Technologií omílání lze nedostatky povrchu odstranit, a to v krátkém čase a s nízkými náklady v porovnání s jinými technologiemi. Omílání může často nahradit zdlouhavou ruční práci jemného broušení nebo leštění se stejnými nebo lepšími výsledky. Při omílání na povrch obrobku působí částice omílacího média a v závislosti na nastavení procesu povrch obrobku obrušují, nebo leští. Výsledný povrch pak vykazuje velmi dobrou drsnost a velmi snadno lze dosáhnout zrcadlového lesku. Při použití technologie broušení tvarových ploch brusným kotoučem v závislosti na tuhosti soustavy stroj, nástroj, obrobek může docházet k různému tlaku nástroje na obrobek a možnému vzniku tlakových napětí v různých místech povrchu obrobku, nebo vzniku geometrických nepřesností. Naproti tomu při omílání kdy je omílací médium fluidní a těsně obtéká povrch obrobku, částice omílacího média obrušují mikronerovnosti povrchu, které odebírají v mikrotřískách. Při omílání nejsou diference tlaku působícího na omílaný povrch tak velké jako u výše zmíněného broušení. Výsledný povrch tak lépe odpovídá tvaru povrchu před omíláním a jeho drsnost a povrchové vlastnosti jsou v porovnání komplexnější. V současnosti nachází technologie omílání vysoké uplatnění ve velkém množství výrobních procesů. Omílání je velmi produktivní metoda a lze jí dosahovat velmi kvalitních povrchů součástí ve velmi krátkém čase v porovnání s jinými metodami úpravy povrchu. U výše zmíněných řezných nástrojů jako jsou monolitní frézy nebo vrtáky lze hovořit o časech v jednotkách minut. Navíc díky stálým parametrům procesu omílání jsou výsledky procesu omílání opakovatelné a lze jej tak úspěšně použít pro sériovou a hromadnou výrobu. Pro úpravu povrchu monolitních řezných nástrojů jsou nejčastěji používány technologie vlečného nebo proudového omílání. Tyto dvě technologie se liší vyvozením vzájemného relativního pohybu mezi omílaným povrchem nástroje a omílacím médiem. Metoda vlečného omílání je vhodná zejména pro ty součásti, u nichž by mohlo dojít jejich vzájemným kontaktem k jejich poškození. Používá se zejména pro jemné broušení a leštění. Součásti jsou upevněny ve speciálních držácích, které zabraňují jejich kontaktu. Držáky jsou ponořeny do nádoby s omílacím médiem a jsou unášeny vysoku rychlostí a vykonávají planetový pohyb. Tento pohyb zaručuje stejné podmínky pro všechny obrobky. Při tomto pohybu vzniká mezi omílacím médiem a povrchem vysoký měrný tlak a dochází k abrazivnímu obrábění povrchu. Na intenzitu a výsledky procesu vlečného omílání má

ISBN 978-80-7414-679-4

- 344 -

(c) 2014 UJEP



vliv hned několik parametrů. Jejich vzájemnou kombinací lze dosáhnout různých výsledků procesu omílání. Nejvýznamnějšími parametry, které ovlivňují proces omílání, jsou hloubka zanoření nástroje do média, rychlost rotace hlavního rotoru stroje a směr otáčení nástrojových držáků. Výsledná relativní rychlost pohybu nástroje vůči médiu je tedy složena ze dvou nebo třech rotačních pohybů (pozn.: podle konstrukce stroje) a její velikost se během procesu může měnit. Druhou omílací technologií je tzv. proudové omílání. Při vlečném omílání je pracovní medium v klidu a pracovní pohyb koná rotor s upnutými obrobky. Naproti tomu při proudovém omílání koná hlavní pracovní pohyb kontejner s médiem, který rotuje a obrobek je do rotujícího kontejneru zanořen. Výsledný tlak působící na nástroj je dán odstředivou silou média v kontejneru, rychlostí rotace kontejneru a hloubkou zanoření nástroje. Obrobek může být do média zanořen pod úhlem pro zlepšení proudění média v těžko přístupných místech, jako jsou drážky nebo rohové oblasti a může rotovat kolem své osy. Možnost naklonění nástroje je u obou uvedených technologií, ale její přínos je především u proudového omílání. Proudového omílání se využívá zejména pro omílání dlouhých vrtacích nástrojů, kdy je problematické omlít povrch šroubové drážky rovnoměrně v celé její délce.

2 Média pro úpravu povrchu řezných nástrojů Správně zvolené médium pro proces omílání je důležitým parametrem, který dokáže výrazně ovlivnit čas omílání a jeho výsledky. Základní rozdělení médií je na brousící a leštící. Platí obecné pravidlo, že čím je menší zrnitost média, tím má větší leštící účinky a naopak menší brusné účinky. Velikost zrn omílacího média je vhodné volit s ohledem na členitost omílaného povrchu, aby médium mohlo proniknout i do těžko přístupných míst. Z důvodu omletí členitého povrchu lze mísit média různé zrnitosti. Základními ovlivňujícími faktory pro použití zvoleného média jsou velikost zrna, tvrdost a jeho hustota. Médium se skládá z vlastních zrn granulátu a ve většině případů bývá doplněno o další přísady, jako jsou drobné částice SiC, leštící diamantová pasta nebo chemické látky pro mytí nebo protikorozní ochranu obrobků. Poměr a druh těchto přísad je rozdílný v závislosti na granulátu a vlastní aplikaci omílání. V rámci testování procesu omílání a omílacích technologií bylo použito médium HSC 1/300 od společnosti OTEC GmbH. HSC médium je tvořeno drcenými ořechovými skořápkami o velikosti zrna od 0,2 do 5mm. Je impregnováno práškem SiC o zrnitosti cca 212 µm. Používá se pro leštění nástrojů z HSS, SiC, nástrojů po depozici na odstranění dropletů, úpravu mikrogeometrie a zaoblování řezné hrany do 20µm. Výsledný povrch má drsnot Rz0,5 µm. Pro testování byl použit omílací stroj DF-6 Tools pro vlečné omílání a SF 1/1-68 pro proudové omílání od společnosti OTEC GmbH.

Obr. 1 Proudové omílací zařízení SF 1/1-68 v chodu Fig. 1 Streaminishing Machine SF 1/1-68 in process

3 Omílání a drsnost povrchu Při omílání médium obrušuje povrch nástroje a odebírá materiál v podobě mikrotřísek. Dochází tak ke změně drsnosti povrchu a zahlazování orientovaných stop po brousícím nástroji. Výsledná drsnost povrchu má vliv na kohezní vlastnosti substrátu a tenké vrstvy a také na abrazivní opotřebení nástroje při procesu obrábění. Na obrázku 2 je zobrazen povrch nástroje před omíláním a po omílání. Rozdíl uvedených hodnot drsnosti před a po omílání se nemusí zdát příliš výrazný. Avšak celková topografie povrchu a jeho vzhled vykazuje výrazné změny, kdy jsou odstraněny stopy po broušení a zůstávají znatelné pouze nejhlubší rýhy v povrchu. Ale i ty mají odstraněny ostré hrany. Naproti tomu je možné na povrchu pozorovat drobné, náhodně orientované, stopy po omílání. Souběžně s vyhlazením nerovností povrchu dochází k odstranění ostrých výstupků na řezné hraně a jejímu zaoblení. Velikost tohoto zaoblení je závislá na čase trvání procesu omílání.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 345 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 2 Porovnání nového a opotřebeného média Fig. 2 Comparison of new and worn media 3.1 Drsnost povrchu a velikost zaoblení břitu Při testech hodnocení drsnosti povrchu byly sledovány dva parametry drsnosti a to Rz a Rt. Drsnost byla měřena na každém nástroji celkem ve 4 oblastech – na čele a hřbetě pravého a levého břitu ve vzdálenosti 2mm od špičky nástroje. Tato oblast byla zvolena s ohledem na řezné podmínky, při kterých bude nástroj pracovat. V první fázi testování proběhly testy vlečného omílání s cílem zjistit, jakých hodnot dosahuje drsnost povrchu a jak dochází k její změně v závislosti na velikosti rádiusu, jehož velikost je přímo závislá na čase omílání. Trendy změny drsnosti povrchu na čele a na hřbetu jsou zobrazeny na obrázcích 3 a 5. Větší rozdíly v dosažené drsnosti vykazuje povrch na čele břitu. Z hlediska drsnosti Rz není velikost rozdílu hodnot drsnosti natolik výrazná. Na obrázcích 4 a 5 jsou příklady omletých povrchů pro rádiusy řezné hrany 5 a 25 µm. Zejména plocha hřbetu jasně demonstruje změny stavu povrchu a změny jeho topografie. Drsnost Rz zde klesá jen nepatrně, přesto je omletý povrch zcela zbaven orientovaných stop po brousícím nástroji a povrch nese pouze stopy po omílání, které nejsou orientované. Naproti tomu snímky povrchu plochy čela na obrázku 4 nevykazují tak markantní změny jako na ploše hřbetu. Již zmíněný rozdíl v hodnotě dosažené drsnosti je zde menší než na hřbetě. Tato skutečnost je dána kinematikou vlečného omílání, kdy díky většímu proudění média po ploše hřbetu dochází k jeho intenzivnějšímu omílání.

Obr. 3 Drsnost na čele nástroje Fig. 3 Roughness on the chipping area

Obr. 4 Povrch čela nástroje před a po omílání Fig. 4 Chipping area surface before and after dragfinishing

ISBN 978-80-7414-679-4

- 346 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 5 Drsnost na hřbetě nástroje Fig. 5 Roughness on the clearance area

Obr. 6 Povrch hřbetu nástroje před a po omílání Fig. 6 Clearance area surface before and after dragfinishing 3.2 Typ technologie omílání a její vliv na drsnost povrchu V další fázi testování procesu omílání proběhly testy k porovnání jednotlivých technologií omílání. Technologie vlečného a proudového omílání jsou si velmi blízké. U obou technologií se používají stejná média, přesto však díky kinematice jednotlivých zařízení mohou být výsledky rozdílné. Proto bylo přistoupeno k porovnání těchto technologií a to z hlediska procesních časů a dosažených drsností povrchu nástroje. Jako omílací médium bylo zvoleno již výše popsané HSC 1/300 a jako další médium bylo použito H 4/400, které je tvořeno ořechovými skořápkami a je impregnováno diamantovou pastou. Toto médium je primárně určeno jako leštící. Testování proběhlo na strojích DF5 Tools a SF 1/1-68 od firmy OTEC. Výsledky testů jsou uvedeny na obrázcích 7 a 8. Na nástrojích bylo požadováno zaoblení řezné hrany 15 a 20 µm. Od každé varianty byly vždy zhotoveny dva vzorky pro každou velikost rádiusu a použitou technologii. Technologie proudového omílání se ukázala jako progresivnější při zaoblování řezné hrany. Při požadavku rádiusu 15 µm došlo k úspoře času o 7,75 minut a tedy 79 % procesního času, u rádiusu 20 µm pak došlo k úspoře času 24,7 minut, tedy 86 % procesního času. Na obrázcích 7 a 8 jsou zobrazeny drsnosti povrchu plochy čela a hřbetu dosažené pomocí dvou rozdílných technologií – vlečného a proudového omílání. Pro porovnání byla použita dvě různá média. Omílací médium HSSC 1/300 a leštící H4/400. Z hlediska porovnání technologií jsou hodnoty dosažené na ploše čela srovnatelné. Na ploše hřbetu již dochází k výraznějším rozdílům v drsnosti. Při porovnání dvou uvedených technologií lze říci, že proudové omílání z hlediska minimalizace procesního času je produktivnější, avšak z hlediska výsledné dosažené drsnosti povrchu dosahuje lepších výsledků vlečné omílání.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 347 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 7 Drsnost povrchu na hřbetě při použití rozdílných technologií Fig. 7 Surface roughness on the clearance area when using different technologies

Obr. 8 Drsnost povrchu na čele při použití rozdílných technologií Fig. 8 Surface roughness on the chipping area when using different technologies

4 Opotřebení omílacího média Každé omílací médium má stanovenou svoji přibližnou dobu životnosti, neboť omíláním dochází k postupnému otupování řezných hran na karbidických částicích a médium tak ztrácí svoji řezivost. Životnost média je udávána v procesních hodinách a informace o uplynulých procesních hodinách jsou zobrazovány na řídícím panelu stroje. Doba životnosti je pouze přibližná doporučená hodnota pro výměnu média za nové a skutečný stav opotřebení média se může lišit v závislosti na tom, na jaké aplikace je používáno. Na obrázku 9 jsou pro porovnání zobrazena karbidická zrna média HSC 1/300 při zvětšení 5x. Na opotřebených zrnech je vidět otupení řezných hran, které jsou naopak na nových zrnech jasně zřetelné. Silně opotřebené médium ztrácí svoji schopnost úběru mikrotřísek a dochází k nárůstu procesního času.

Obr. 9 Porovnání nového a opotřebeného média Fig. 9 Comparison of new and worn media

ISBN 978-80-7414-679-4

- 348 -

(c) 2014 UJEP



5 Závěr Cílem experimentu bylo zmapovat proces vlečného a proudového omílání a zjistit vzájemné diference v chování těchto procesů. Provedené testy prokázaly předpoklad, že proudové omílání je progresivnější metodou, co se týče procesních časů. Z hlediska vlivu na dosaženou drsnost povrchu vykazuje mírně lepší výsledky vlečné omílání, kdy bylo dosaženo drsnosti povrchu Rz v rozmezí 0,7 až 0,6 µm na čele oproti Rz 1,0 µm u proudového omílání. V každém případě lze obě technologie doporučit jako vhodnou předdepoziční úpravu povrchu řezných nástrojů, která výrazně zvýší jejich užitné vlastnosti. Frézovací nástroje použité jako vzorky v uvedených testech dále po depozici budou podrobeny testům řezivosti při obrábění slitny Inconel 718 která je obtížně obrobitelné konvenčními metodami kvůli svým vynikajícím mechanickým vlastnostem, zpevňování obrobeného povrchu a vznikem velkého množství tepla. Právě zde se plně projeví přínos kvalitní předdepoziční přípravy a vliv definované mikrogeometrie nástroje.

Literatura [1] ASTAKHOV, Viktor P. Tribology of metal cutting. 1st ed. San Diego, CA: Elsevier, 2006, 425 p., [1] leaf of plates. ISBN 978-044-4528-810. [2] DENKENA, B a E BASSETT. OTEC GMBH. Effects of the cutting edge microgeometry on tool wear and its thermomechanical load. IFW 2011. Leibniz Universität Hannover, 2011. [3] HUMÁR, Anton. Materiály pro řezné nástroje. Praha: MM publishing, 2008, 235 s. ISBN 978-80-2542250-2. [4] OTEC PRÄZISIONSFINISH GMBH. Operating instructions for the drag-finishing machines DF-6 Tools. Straubenhardt: OTEC GmbH, 2010. [5] RODRIGUEZ, Carlo Julio Cortes. Cutting Edge Preparation of Precision Cutting Tools by Applying Micro-abrasive Jet Machining and Brushing [online]. Kassel: Universität Kassel, 2009 [cit. 2013-0322]. Dostupné z: http://www.uni-kassel.de/upress/online/frei/978-3-89958-712-8.volltext.frei.pdf

Abstract Article:

Preparation cutting edge of solid milling tools by the means of drag-finishing

Authors:

Švarc Vojtěch, MSc. Zetek Miroslav, MSc., PhD Česáková Ivana, MSc.

Workplace:

Department of Machining Technology, Faculty of Engineering, University of West Bohemia in Pilsen

Keywords:

Drag finishing, roughness, microgeometry, cutting edge, roughness measurment

In the manufacture of solid milling tools by grinding plays the role of the stock material itself of the future tool which must be able to perform its function for which it was designed. Yet it must also allow for its reliable production, that allows to grind the blade sharpness without the formation of defects in the future cutting edge. However, after the grinding process, traces remain on the surface after grinding tools; on the edges, burrs occur after the grinding tool run-out of the cut. These microscopic defects of the cutting edge can reduce the tool life and it is an effort to eliminate these defects and the cutting edge and the surface of the instrument adjusted to get rid of the defects and improve the quality of the surface, which plays a role in the overall power and thermal stress on the cutting tool. To adjust the micro-geometry tools today, several methods are being used based on different principles, but with the same goal, to improve the overall quality of the tool surface. Dragfinishing technology is one of the possible methods to modify the surface of the instrument and improve its utility properties. Tumbling currently offers several variants of this technology that can be used to adjust the cutting tools. The aim of the experiment was described to map the possibilities of using different types of dragfinishing and streamfinishing technology. These technologies differ mainly in the drawing principle of relative movement between the workpiece and the dragfinishing medium and the actual behavior of the process. In the next part of the experiment various dragfinishing media recommended for the treatment of solid carbide tools were compared. These media were compared in terms of processing time of dragfinishing, and also in terms of formal roughness and surface topography. As samples, cylindrical solid carbide milling tools were used and roughness of the dragfinished surface was observed at the clearance and chipping area of the tools. To measure the surface roughness, 3D optical microscope IFM G4 by Alicona was used. The article concludes with a brief given to the wear of the media and their influence on the ability dragfinishing.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 349 -

(c) 2014 UJEP



Practical application of quality tools in the cast iron foundry Robert Ulewicz, Assoc. prof., Institute of Production Engineering, Faculty of Management, Czestochowa University of Technology. E-mail: [email protected]. New requirements placed to products, and hence to materials from which they are produced resulted in widespread use of instruments of quality assurance. Depending on destination of the product, its manufacturing process is burdened with the need to implement quality assurance systems, recording and analysing data, and also a process of continuous improvement. The article presents the results of practical use of selected quality tools in iron foundry. In order to determine the level of incompatibility of manufactured products the analysis was carried out based on the use of Ishikawa diagram and Pareto-Lorenz method. The results of the above analysis were defined as a starting point to develop a dendrogram and to determine the variant solution to the problem using programming of decision-making process, there was also developed diagram of the manufacturing process of iron castings. Keywords: quality tools, cast iron foundry

1 Introduction Foundry engineering belongs to the group of the most important sectors of industrial suppliers of components for almost all branches of industry manufacturing finished products. The advantages of this technology, apart from its relatively low energy consumption level, include the possibility to achieve complicated objects having the shape that is close to the one finally desired. Analysing the trends that occur in the production of casting materials, it can be observed that ductile steel and iron casts are being partially substituted with spheroid iron casts. In highly industrialised countries, a special role is played by cast iron with modular and colloidal graphite, due to its appropriately high mechanical properties, and, at the same time, its high vibration damping ability and abrasion resistance. Many publications report that casting materials’ properties can be controlled through modifying: their chemical constitution, their crystallisation conditions, their heat processing, and heat-chemical processing. The quality of casts can be evaluated upon the basis of the features of their micro-structure, their chemical constitution, as well their mechanical properties, usability properties, and others. The above-mentioned properties are the subject of interest on the part of practical industry people [1]. In their opinion, in the free market economy conditions, the strategic objective is to be able to provide high-quality casts, at the same time not destroying the diverse character of casting materials’ properties. In order to increase any company’s competitiveness, it is desirable to master such technologies which would assure the ability to produce, within one working day, casting materials having different properties [2]. The definition of quality contained in ISO 9000:2005 standard terminology treats quality as the degree to which a set of inherent characteristics fulfils requirements. By property, differentiating feature is understood. Differentiating product features should not be related only to so-called technical quality, but to all the benefits that the company can offer its customers. In relation to engineering materials, we can assume that quality is the fulfilment of requirements placed by the standards or meeting requirements specified in the acceptance protocol by the client with optimal costs. Quality of engineering materials is related to technical quality, which depends mainly on raw materials and technological process of product manufacturing [3]. Quality of raw materials is determined above all by their original chemical composition and structure. Then properties of raw materials (engineering materials) have impact on technological process. Changes in qualitative properties of manufactured products take place during technological process, these changes depend on technological parameters and properties (hardness, strength, toughness, fatigue, chemical composition, microstructure) of material used in the process. When carrying out technological processes (production) they should be earlier planed with taking into account:  objectives connected with quality and requirements connected with product (e.g. mechanical properties or other specification set by the customer),  documentation (performance criteria, procedures, instructions and standards),  necessary resources (qualification of contractors, appropriate equipment),  required actions connected with verification, validation, monitoring, control and specialist research for the product or material and product acceptance criteria,  records which will provide evidence that realization process and product meet assumed requirements. Figure 1 shows links between processes associated with realization of the product.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 350 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 1 Relationship between the processes of product realization

2 Quality in design and production In order to ensure adequate quality to materials, products and to solve problems effectively, knowledge of the process or object in question is required. Table 1 shows the elements of knowledge that are needed to guarantee high level of quality to materials and objects made from these materials. Tab. 1 Elements of knowledge necessary to ensure quality to objects produced of engineering materials Stages of production Elements of knowledge Requirements regarding product and process State of the project State of the process Possible corrective actions

Product Design Knowledge of requirements concerning: - use of the product, operating conditions, reliability, - staff qualifications, - qualitative capability of machines, - equipment and production methods. Knowledge about potential critical points in terms of: - materials (structure, chemical composition, stresses concentration,.....), - predictability, - processes qualitative ability - machinery and equipment qualitative ability, - qualifications of employees, Knowledge about: - technological procedures which enhance the mechanical properties characteristic, - alternative construction materials, - possibilities of changes in technology, - possibility to change devices.

Manufacturing process Knowledge of technological requirements regarding product and material of which it is made. Knowledge about possibilities of occurring incompatibilities during production time, such as reduction in fatigue strength, heterogeneity, segregation, etc. Knowledge about: - possibilities for improvement of qualitative capability of machines and processes.

In engineering practice the problem of poor quality of the product can not be limited to one stage of its life

ISBN 978-80-7414-679-4

- 351 -

(c) 2014 UJEP



cycle. Defects of finished product detected in the customer or non-compliances identified in the company may have its origin in ill-defined assumptions and poorly organized production system. Occurrence of noncompliances can be intensified by the use of inappropriate materials (unsuitable structure, chemical composition, mechanical properties, etc.), inadequate treatment or by incompetent assembly. However, in practice we deal with the case where all quality determinants to material and technology meet customer’s expectations but the price of the product is a discriminatory factor on the market. Product, apart from meeting customer’s technical requirements, must be competitive. Organization of production system is responsible for this factor. Quality of products has become a priority for every company and every industry. This is reflected also in new concepts of management. At the same time there is a belief that quality assurance cannot be based only on controlling of products, but it must be designed and manufactured together with the article. Special role in this process is given to crew members employed at different levels of the organization. In case of founding, we can deal with mass production as well as unit production for individual client, which brings some difficulties in controlling stability of the manufacturing process. In order to improve quality in this foundry was developed plan for improving quality of production, adjusted to the new casting technologies. Diagram of production quality control of iron castings is shown in Figure 2.

Fig. 2 Spheroid iron casts production quality assurance scheme Controlling the production of nodular iron castings took control of supply of input materials and auxiliaries, control of chemical composition of iron, the process parameters, mechanical properties and dimensional control. Tests and measurements necessary to carry out the manufacturing process are performed in the laboratories of the plant. Key role in maintaining the quality at high level play laboratory analyses. From well-functioning laboratory facilities depends the stability of the production process. In order to obtain and maintain the planned level of quality in laboratories are performed the following measurements: -Temperature measurement for example, by immersion, - In casting furnace (rotary, inductive),

ISBN 978-80-7414-679-4

- 352 -

(c) 2014 UJEP



- In the ladles before spheroidization and after spheroidization, - After modification and in tanks of casting machines, - Analysis of chemical composition of the output cast iron on sulphur and carbon content by the digital thermal analyser, - Full analysis of chemical composition of cast iron using emission spectrometry, - Evaluation of the percentage content of C, Si, Mn, P, S, Cu, Cr, Mo, Mg, - Measurement of the degree of spheroidization in the finished casting, - Determination of mechanical properties of cast iron, - Determination of the metallographic structure of cast iron, - Tensile strength Rm, - Elongation A5, - Brinell hardness HB. A major impact on quality of the final product has quality of used raw materials, so from each delivery of batch materials (crude iron, scrap batch) sample is taken to determine the content of basic ingredients. Determination of chemical composition is made using the wet classical method; there is assessed percentage content of the elements C, Mn, Si, P, S. Subject literature [4÷7] identifies five methods of quality management, as well as seven traditional, and seven new instruments of quality assurance. System which ensures required technical parameters needs continuous improvement. The condition for improvement is quantification of the problem (statistical methods, control charts, histograms, Pareto-Lorenz diagram, degree of the risk - FMEA method, qualitative capacity factor) and then proposed solution in descriptive way (new tools). Based on own research, the usage of frequency of methods and instruments which are applied in quality assurance to materials and raw materials used in the manufacture process of products was presented (Fig. 3).

Fig. 3 Methods and instruments of quality assurance of construction materials and products

3 Use of Pareto-Lorenz analysis to identify key incompatibilities of foundry products The main problem of Polish foundries in an effort to increase competitiveness is still the quality and price of produced castings. It must therefore be put strong emphasis on control of the entire process, starting from raw materials batch control in terms of quality and quantity by controlling melt of material until finishing the product. It should be noted that production of some of the castings may be of a unit character [8]. It is difficult to control the stability of the process, what matters is primarily the experience and full involvement of staff at every

ISBN 978-80-7414-679-4

- 353 -

(c) 2014 UJEP



stage of the production process. Analysis of Pareto-Lorenz is well suited to systematize data from the production of iron castings. By identifying the risks we can take corrective action aimed at counteracting negative phenomena with the greatest frequency of occurrence and the phenomena increasing costs of production [9÷12]. Analysis covered data from the production cycle of double pour iron rollers, data come from two consecutive years. Sample data presents Table 2, analysis of the Pareto-Lorenz method Table 3 and Figure 4. Based on the graph (Fig. 4) we can conclude that for over 88% of identified incompatibilities is responsible 33% of the types of incompatibilities. 88% of incompatibilities concerns two problems: blisters and inadequate hardness on the surface of the barrel, other types of incompatibilities are in total of only 12% of all incompatibilities.

Tab. 2 Specification of incompatibilities for nodular cast iron Month) Dimension Tonnage unit Cause I) 780x200 11500 1 Crack on the surface of the barrel II) 680x1700 9100 1 Inadequate hardness on the surface of the barrel 760x2000 10300 1 Crack on the surface of the barrel 780x2000 11500 1 Crack on the surface of the barrel III) 780x1600 9500 1 Crack on the surface of the barrel V) 990x1500 17000 1 Crack on the surface of the barrel VI) 780x2000 23000 1 Crack on the surface of the barrel VII) 1300x500 14200 1 Crack on the surface of the barrel IX) 752x1600 9200 1 Crack on the surface of the barrel 824x1600 10000 1 Crack on the surface of the barrel 1400x2000 21000 1 Cracked upper pivot X) 1140x2000 24400 1 Crack on the surface of the barrel XI) 780x2000 11500 1 Crack on the surface of the barrel Tab.3 Causes, the number of incompatibilities for double pour iron rolls No. Incompatibilities Number of inShare Cumulated number compatibilities % of incompatibilities 1 Blisters on the surface of the barrel 126 75,4 126 Inadequate hardness on the surface 22 13,2 148 2 of the barrel 3 Cracks on the surface of the barrel 10 6,0 158 4 Blisters on the upper pivot 4 2,4 162 5 Corrosion on the pivots 3 1,8 165 Failure to meet the overall 2 1,2 167 6 dimensions

Cumulated share % 75,4 88,6 94,6 97,0 98,8 100

100

% share

80

60

40

20

0 1

2

3

4

5

6

number of incompatibility

Fig. 4 Graph of Pareto-Lorenz for double pour iron rolls

4 Analysis of incompatibilities based on Ishikawa diagram When constructing Ishikawa diagram was used modified principle of 5M. Result of the analysis of occur-

ISBN 978-80-7414-679-4

- 354 -

(c) 2014 UJEP



rence causes of cracks and holes are shown at Figure 5. Conducting the analysis of information obtained on basis of Ishikawa diagram were established causes of occurring incompatibilities. There was determined the frequency of occurrence of specific incompatibilities and was located locus thereof. Special attention was paid to the content of oxides in the material used in the production cycle provided by the cooperating party. Based on information from the staff and technical supervision were established causes of occurring incompatibilities at the manufacturing stage and the use of finished product. Analysing the causes of occurring incompatibilities on the foundry there was established which of them are most common and were located the main causes on the foundry moulding shop of electric furnace. After the analyses there were taken immediate corrective actions i.e. developed a new operating card on a foundry moulding shop and it was ordered to be implemented during a month. Drawn up chart was sent to all the cells responsible for the quality in the process of casting rolls.

Fig.5 Ishikawa diagram of cause and effect, Rollers with nodular cast iron

5 Use of systematics diagram to identify the causes of incompatibility occurrence Control cards of the production process were used for initial classification of groups of cause and effect in order to identify widest possible range of causes of occurring incompatibility by looking at elimination of the most serious incompatibilities. Analysis of cause and effect was performed using systematics graph to find the most appropriate and effective methods of elimination of the causes of occurring incompatibilities. In order to take into account all the factors affecting the quality and cost there was carried out analysis for five groups analysed in the Ishikawa diagram: machinery and equipment, personnel, materials used in the production process, applied technologies and solutions, and for the system of quality assurance and quality management. In addition, there was developed by an independent team of experts’ analysis including reduction of costs in terms of increasing and maintaining competitive advantage. Figure 6 shows a fragment of the dendrogram forming part of analysis based on the systematics diagram. Appointed team of experts determined that in the first step there should be eliminated causes of occurrence of casting cracks at the stage of heat treatment and at the stage of mechanical stamping castings from the mould. In the analysis of dendrogram including machinery and equipment there was carried out additional analysis to designate qualitative capacity factor of individual production equipment and qualification of or rejection of them out of the manufacturing cycle. In the group „materials used in the production process," particular attention was paid to oxides content in the material used in the production process provided by suppliers.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 355 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 6 A fragment of systematics dendrogram in the form of Ishikawa diagram

6

SUMMARY

Control and testing of the product throughout the production cycle should be done in a planned way so that all important for the quality of finished product properties were supervised, controlled and evaluated. Key role in verification of manufacturing process parameters influencing the quality of finished product play laboratory analyses. Use of an active quality control with well-functioning laboratory facilities enables rapid introduction of corrective measures in case of occurring incompatibilities. Application of selected quality tools facilitates the identification process of critical places of production system, and allows you to perform quantification of identified causes of incompatibilities. In analysed foundry, set up team of experts based on results of the carried out analyses identified critical points of the system and determined the hierarchy of importance of incompatibilities and developed repair model. The main objective of implemented corrective measures is to eliminate cracks on the surface of the barrel and inadequate hardness which represent 88% of all incompatibilities in the production of castings. There was proposed to use PDPC method (Fig. 7) for selection and verification of suppliers and cooperators. Comparative analysis carried out for two months of this year indicated reduction of incompatible products for nodular cast iron from level of 16% to 8% with increase in production of ductile cast iron rolls by 5%. Introduced actions gave measurable economic effect of reducing the costs associated with development of incompatible products in discussed plant at level of 10%.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 356 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 7 Graph of PDPC for group of material

References [1] BORKOWSKI, Stanisław. Sterowanie jakością tworzyw odlewniczych na przykładzie żeliwa: WNT Warszawa, 1999. s. 205. ISBN 83-204-2391-0. [2] DIMA, Ioan Constantin; Grzybowski, Andrzej. Statistical modeling of the mechanical properties of the heavy steel plates - dealing with the ill conditioned data, Metalurgia International, 2013, Volume 18, Issue 1, s. 11-14, ISSN 1582-2214. [3] ŚLUSARCZYK, Beata; DIMA, Ioan Constantin; KOT, Sebastian. Consolidation trends in wold steel industry, Metalurgia International, 2013, Volume 18, Issue 7, s. 178-182, ISSN 1582-2214. [4] JURAN, Joseph Moses. Quality Control Handbook, New York, McGraw-Hill, 1988. ISBN 9780070331761 [5] DEMING, William Edwards. Quality, Productivity and Competition Position, MIT Press, Cambridge: Massachusetts, 1982. ISBN 978-0911379006. [6] AKAO, Yoji. Quality Function Deployment. Integration Customer Requirements into Product Design. Productivity Press, Portland 1995. ISBN 978-1563273131. [7] WEISS, Elżbieta., PAWĘSKA Monika., Enterprise-new challenges theory and practice, Mobile, Alabama State, USA, York University 2013, ISBN 978-0-8353-5030-0. [8] BORKOWSKI, Stanislaw; ULEWICZ, Robert. Zarządzanie produkcją. Systemy Produkcyjne, Oficyna Wydawnicza Humanitas, 2008, s.237. ISBN 978-83-89275-24-0 [9] KRYNKE, Marek; SELEJDAK, Jacek; BORKOWSKI, Stanislaw. Diagnosis and damage of bearings. Strojírenská technologie, 2012, Volume 12, Issue 13, s. 140-144. ISSN 1211-4162. [10] STASIAK-BETLEJEWSKA, Renata. Value engineering as the way of quality problems solving in the steel construction management. Strojírenská technologie, 2012, Volume 12, Issue 13, s. 140-144. ISSN 1211-4162. [11] HRUBEC, Jozef; ŽABÁR, Pavol; PRÍSTAVKA, Miroslav; ŠKŮRKOVÁ, Katarína. Statistics pursing of capability process of sharped matter on roller, Quality of materials and products. Saint – Petersburg, Publishing and Press Association of Universities Russia 2008. s. 33-38. ISBN 978-5-91155-012-7. [12] BORKOWSKI, Stanisław; ULEWICZ, Robert; SELEJDAK, Jacek; KONSTANCIAK, Manuela; KLIMECKA-TATAR, Dorota. The use of 3x3 matrix to evaluation of ribbed wire manufacturing technology In 21st International conference on metallurgy and materials (Metal 2012), TANGER Ltd. Ostrawa 2012, s. 1722-1728, ISBN: 978-80-87294-29-1

ISBN 978-80-7414-679-4

- 357 -

(c) 2014 UJEP



Návrh nekonvenčnej metódy rezania komponentov pre automobilový priemysel Alena Vajdová, Ing., Mičietová Anna, prof. Ing. PhD., Neslušan Miroslav, prof. Dr. Ing., Čilliková Mária, doc. Ing. PhD. Žilinská univerzita v Žiline, Katedra obrábania a výrobnej techniky E-mail: [email protected],[email protected],[email protected], [email protected] Článok sa zaoberá návrhom nekonvenčných metód obrábania komponentov pre automobilový priemysel. Dôležitým kritériom, ktorý ovplyvňuje voľbu vhodnej metódy obrábania je kvalita povrchu, prípadne mikroštruktúra povrchových vrstiev, ktorá sa dosiahne po rezaní danou metódou obrábania. Experimenty boli zamerané na hodnotenie parametrov drsnosti povrchu a ovplyvnenú oblasť povrchu materiálov pri rezaní laserom a vodným lúčom. Pre zhodnotenie ovplyvnenej oblasti boli vytvorené snímky metalografických štruktúr. Na základe výsledkov experimentov sú odporúčané nekonvenčné metódy rezania pre rôzne hrúbky a druhy materiálov, ako sú zliatina AlMg, oceľ S315MC a plast PE.Výsledky experimentov budú využité pri výskumných prácach na katedre, v pedagogickom procese a pri spoločných projektoch s firmami, ktoré sa zaoberajú danou problematikou. Kĺúčové slová: Rezanie, vodný lúč, laser, drsnosť, mikroštruktúra

1 Úvod V automobilovom priemysle, ktorý patrí medzi rýchlo rozvíjajúce sa priemyselné odvetvia sa neustále zavádzajú nové výrobky a prepracované technológie vo výrobnom procese. Výroba a vývoj automobilových komponentov sa týka širokej škály priemyselných odvetví. V súčasnosti sa v automobilovom priemysle uvažuje o tom, ako by sa mohla optimalizovať výroba automobilov a ich komponentov. Východiskom pre tieto úvahy musí byť základný komplex technológií a postupov. Väčší dôraz je kladený na efektívne využívanie všetkých dostupných surovín, energií a nových konštrukčných materiálov. Ich využitie totiž závisí od cien, aby výsledný produkt (automobil) bol čo najlacnejší a tým konkurencie schopný na svetovom trhu automobilového priemyslu[10]. Na výrobu automobilu sa používajú rôzne druhy materiálov ako sú napríklad kovy, plasty, guma, sklo a mnohé iné.Výroba automobilov sa uskutočňuje na báze outsourcingu (zabezpečovanie pracovných síl z vonkajších zdrojov) a kooperácie so špecializovanými dodávateľskými partnermi, ktorí zodpovedajú za just-in-time (načas) dodávky komponentov a taktiež za ich vývoj a inovácie. Väčšina automobiliek si zachováva svoje know-how v rámci kompletizácie najmä procesy spracovania lisovaných dielcov karosérie, zvárania, lakovania, montáže a kontroly kvality, prípadne výrobu pohonných agregátov. Konštrukcia automobilov pozostáva z týchto troch hlavných skupín:  podvozok  karoséria  ostatné podskupiny (motor, náprava, príslušenstvo) [1] Každá časť automobilovej konštrukcie má svoju špeciálnu starostlivosť vzhľadom k tomu, že práve konštrukcia sa podieľa na ochrane pasažierov v prípade úrazu. Konštrukcia ako celok musí dostatočne znášať pozdĺžne, priečne, asymetrické, ohybové a torzné zaťaženie bez viditeľných prejavov. Hlavné požiadavky na vlastnosti použitých materiálov sú nízka hmotnosť, dostatočná životnosť, vhodné deformačné správanie, vysoká pevnosť pre zachovanie ťažnosti, korózna odolnosť, recyklovateľnosť a dobrá zvárateľnosť a tvarovateľnosť.[2] Konštrukcia je rozdelená do niekoľkých samostatných častí, ktoré majú pri absorbovaní nárazu rozličnú úlohu, a preto sa nevyrába ako celok , ale je poskladaná zo samostatne vyrobených dielov z rôznych materiálov (obr.1). Ocele rôznej kvality a vlastností tvoria 80 až 90% konštrukcie bežného auta strednej triedy.Karosárske plechy sa dajú považovať za tenkostennú konštrukciu karosérie. Štandardná hrúbka plechu sa v závislosti od umiestnenia na vozidle pohybuje od 0,5 až po 0,8 mm. Špeciálne plechy pre pancierované automobily majú hrúbky až do 3 mm. [2] Štandardná karoséria automobilu pozostáva z niekoľkých druhov nekonvenčných ocelí (vysokopevné ocele HSS, progresívne vysokopevné ocele AHSS, ultra vysokopevné ocele UHSS). Postupne sú však niektoré časti automobilu nahrádzané zliatinami hliníka, prípadne v nevýraznej miere aj zliatinami horčíka. Hliníkové zliatiny sa stali dôležitou súčasťou konštrukcie áut všetkých tried. Hlavným dôvodom ich aplikovania v automobilovom priemysle spočíva v ich nízkej hmotnosti. V porovnaní s ostatnými oceľami majú tretinovú hmotnosť.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 358 -

(c) 2014 UJEP



Obr.1 Karoséria Audi Fir.1 Body Audi Komponenty vyrobené z plastov sa úspešne uplatňujú v automobilovom priemysle (obr.2) z dôvodu ich antikoróznych vlastnosti, ale najmä z dôvodu znižovania hmotnosti vozidla a tým aj spotreby paliva.Podiel plastov dnes tvorí 8 – 15% automobilu.

Obr.2 Podiel jednotlivých plastov v automobile Fig.2 The proportion of individual plastics in car V oblasti presných tvarových súčiastok zhotovených z plechu sa upúšťa z hľadiska presnosti a produktivity práce od dierovacích alebo vysekávacích lisov. Tieto technológie postupne nahrádzajú rezacie technológie pracujúce na princípe lasera alebo vodného lúča, pri ktorých sa dosahuje neporovnateľná presnosť výroby súčiastok, ako pri už spomínaných a zaužívaných postupoch. Pre výber správnej technológie treba brať do úvahy široké spektrum parametrov, pomocou ktorých sa dá určiť, či rezná plocha spĺňa požiadavky, ktoré sú na ne kladené [11]. Kvalita reznej plochy je súhrn parametrov pomocou ktorých sa dá zhodnotiť, či rezná plocha spĺňa požiadavky, ktoré sú na ňu kladené. Sú to hlavne drsnosť reznej plochy, veľkosť teplom ovplyvnenej oblasti, šírka reznej medzery a podkosenie, čo je dôležitý technologický faktor [9]. Pre vykonané experimenty boli vybrané nekonvenčné metódy rezania vodným a laserovým lúčom. Metódy boli vybrané na obrábanie rovinných komponentov.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 359 -

(c) 2014 UJEP



2 Experimentálna časť Pri experimente boli použité nasledovné zariadenia:  WJ 4025 B-2Z-D – na rezanie vodným lúčom,  TRU LASER 5060 – na rezanie laserovým lúčom. V experimentálnej časti bola vyhodnotená drsnosť a mikroštruktúra materiálov, ktoré boli vybrané na základe využitia v automobilovom priemysle.Vzniknutá teplom ovplyvnená oblasť pri rezaní laserovým lúčom je dôležitým faktorom hlavne ak nasleduje dokončovanie rezu frézovaním, prípadne brúsením, pretože má vplyv na obrábateľnosť týchto materiálov [12]. Vzorky, na ktorých boli vykonané skúšky, majú rovnaký rozmer, ale mení sa ich hrúbka a druh materiálu. Zliatina AlMg s hrúbkou 0,8 mm a 3 mm sa rezala vodným lúčom aj laserom. Plast PE 500 hrúbky 3 mm bol rezaný vodným lúčom a oceľ S315MC bola rezaná laserom. Rozmery vzoriek môžeme vidieť na obrázku 3.

Obr. 3 Rozmery vzorky Fig.3 Sample size Pre výskum danej problematiky boli zvolené nasledovné 3 druhy materiálu: AlMg zliatina rozmerov (dĺžka x šírka x hrúbka): HSS oceľ S315MC (STN EN 10149/2-99): (DIN EN 10149/2-95) Plast PE (Polyetylén) 500 rozmery:

ISBN 978-80-7414-679-4

50 x 50 x 3 mm 50 x 50 x 0,8 mm 50 x 50 x 3 mm 50 x 50 x 0,8 mm 50 x 50 x 3 mm

- 360 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 4 Vzorky rôznych hrúbok Fig. 4 Samples of various thicknesses

2.1 Chemické zloženie materiálov HSS oceľ S315MC (DIN EN 10149/2-95, STN EN 10149/2-99) Tab. 1 Chemické zloženie [hm.%] Tab. 1 Chemical composition [hm.%] C

Si

Mn

P

S1)

Alcelk

Nb2

V 2)

Ti 2)

max 0,12

max 0,50

max 1,30

max 0,025

max 0,020

min 0,015

max 0,09

max 0,20

max 0,15

DIN EN 10149/2-95 – ploché výrobky valcované za tepla z ocelí s vyššou medzou sklzu pre tvárenie za studena – termomechanicky valcované ocele. AlMg zliatina Tab. 2 Chemické zloženie AlMg zliatiny [hm.%] Tab. 2 ChemicalcompositionAIMgalloys [hm.%] Si

Fe

Cu

0,55

0,55

0,05

Mn

Mg 2,5-

0,45 (0,45)

(0,40)

(0,03)

Zn

Ti

ostatné

Al

0,15

zbytok

0,20 0,10

3,5

(0,15)

Polyetylén (PE) Polyetylén je semikryštalická látka s podielom kryštálov v rozsahu 65 až85%. Polyetylény sú vyznačované

ISBN 978-80-7414-679-4

- 361 -

(c) 2014 UJEP



nízkou hustotou, vysokou rázovou a vrubovou húževnatosťou, ďalej vysokou ťažnosťou, ale aj dobrými dielektrickými vlastnosťami, malou nasiakavosťou, koróznou odolnosťou voči chemickým činidlám a majú dobrú spracovateľnosť.V automobiloch sa uplatnil hlavne napríklad ako plastová palivová nádrž.[4] 2.2 Použité stroje na rezanie materiálov Vzorky boli rezané nekonvenčnými metódami, a to vodným lúčom na stroji WJ 4025 B- 2Z-D (obr.5) a laserovým lúčom na zariadení TRU LASER 5060 (obr.6). Technické parametre strojov sú uvedené v tab.3 a tab.4.

Obr. 5 Zariadenie na rezanie vodným lúčom WJ 4025 B- 2Z-D Fig. 5 Equipment for waterjet cutting WJ 4025 B- 2Z-D Tab. 3 Technické parametre stroja WJ 4025 B- 2Z-D Tab. 3 Technical parameters WJ 4025 B- 2Z-D Príslušenstvo: pumpa, portál, a elektriky

NC

riadiaca

jednotka,

rozvody

vody

Technické údaje a podmienky rezania: Výkon

50 [kW]

Tlak

350 [MPa]

Tlak pumpy

410 [MPa]

Druh abrazíva

GRANAT, Mesh 80

Množstvo abrazíva

300 [g/min]

Rýchlosť rezania

400 [mm/min]

Priemer abrazívnej dýzy

0,9 [mm]

Vzdialenosť od materiálu

ISBN 978-80-7414-679-4

dýzy

3 [mm]

- 362 -

(c) 2014 UJEP



Druh použitého abrazíva (piesku): Granat, Mesh 80 (veľkosť častíc piesku : 180 – 220 μm).

Obr. 6 Zariadenie TRU LASER 5060 Fig. 6 The laser beam TRU LASER 5060 Tab. 4 Technické parametre stroja TRU LASER 5060 Tab. 4 Technicalparameters TRU LASER 5060 TruLaser 5030 TruLaser 5040

TruLaser 5060

TruLaser 5030 fiber

Pracovný rozsah: Os X [mm]

3000

4000

6000

3000

Os Y [mm]

1500

2000

2000

1500

Os Z [mm]

115

115

115

115

900

1800

2800

900

300 [mm/min]

300[mm/min]

300 [mm/min]

235 [mm/min]

Obrobok Max. [kg]

váha

Maximálna rýchlosť

TRUMPF Siemens Sinu- Siemens Sinu- Siemens Sinume- Siemens CNC riademeric 840D meric 840D ric 840D 840D SL nie

Sinumeric

Presnosť Odchýlka polohy

0,1 [mm]

0,1 [mm]

0,1 [mm]

0,1 [mm]

Výkon [W]

5000

5000

5000

5000

Max. hrúbky plechov vhodných pre rezanie: Konštrukčná oceľ 20 mm

Antikor 15 mm

Hliník 12 mm

Podmienky rezania Hrúbka materiálu

ISBN 978-80-7414-679-4

3 [mm]

- 363 -

(c) 2014 UJEP



Rýchlosť rezu

4[m/min]

Čas prepalu

0,07 [s]

2.3 Vyhodnotenie drsností Zliatina AlMg s hrúbkou 0,8 mm a 3 mm sa rezala laserom a vodným lúčom [5]. Plast PE500 hrúbky 3 mm bol rezaný iba vodným lúčom, nakoľko by pri rezaní laserom došlo k taveniu materiálu. Oceľ S315MC bola rezaná laserom. V nasledujúcich grafoch môžeme vidieť výsledky vyhodnotenia drsnosti povrchu materiálov pri rôznych metódach rezania.

Obr. 7 Graf závislosti drsnosti povrchu od druhu a hrúbky materiálu pri rezaní materiálov vodným lúčom Fig. 7 Graph of surface roughness on the type and thickness of material when cutting materials Waterjet Na obr. 7 je graf závislosti drsnosti povrchu od druhu a hrúbky rôznych materiálov pri rezaní materiálov vodným lúčom. Z grafu vyplýva, že najväčšia Ra (stredná aritmetická odchýlka profilu) [7] bola nameraná pri AlMg zliatine hrúbky 3 mm (9,59 µm) a najmenšia Ra pri tom istom materiáli s hrúbkou 0,8 mm. Najväčšia výška profilu Rz bola dosiahnutá pri materiáli AlMg hrúbky 3 mm a najmenšia s hrúbkou 0,8 mm.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 364 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 8 Graf závislosti drsnosti povrchu od druhu a hrúbky materiálu pri rezaní materiálov laserovým lúčom Fig .8 Graph of surface roughness on the type and thickness of the material in the cutting of materials with a laser beam Obrázok 8 znázorňuje závislosť drsnosti povrchu od druhu a hrúbky materiálu pri rezaní materiálov laserovým lúčom. Najväčšia Ra bola dosiahnutá pri vzorke AlMg zliatiny s hrúbkou 3 mm a najmenšia pri oceli S315MC hrúbky 0,8 mm.

2.4 Mikroštruktúra ovplyvnenej oblasti Po naleptaní vzoriek bol výstup pomocou mikroskopu presmerovaný do digitálnej kamery, kde bola následne pomocou metalografického softvéru odmeraná hĺbka oblasti na troch miestach vzorky. Na obr. 9 je znázornená mikroštruktúra AlMg zliatiny, ktorá je leptaná pomocou leptadla s názvom fuss zväčšená 500x. Táto vzorka bola rezaná laserovým lúčom. Na snímke sú vyznačené hodnoty veľkosti tepelne ovplyvnenej oblasti.

Obr. 9 Laser AlMg zliatina-500x-fuss Fig. 9 Laser AlMg alloys-500x-fuss

ISBN 978-80-7414-679-4

- 365 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 10 Vodný lúč-AlMg zliatina-200x-fuss Fig. 10 WaterjetAlMg alloys-200x-fuss Na poslednej snímke (obr.10) je uvedená mikroštruktúra materiálu AlMg zliatiny v mieste úberu prostredníctvom vodného lúča aj s nameranými hodnotami ovplyvnenej zóny, ktoré sú približne rovnaké ako pri obr. 8. Podrobnejšie zdokumentovanie a zhodnotenie je v tab. 7. V grafe na obr.11 je porovnanie hĺbky ovplyvnenej oblasti pri rezaní laserovým a vodným lúčom. Tab. 5 Hĺbka ovplyvnenej oblasti vzoriek pri rôznych technológiách Tab. 5 The depth of the area affected samples at different technologies Druh technoMateriál Zväčšenie lógie

Dĺžka ovplyvnenej oblasti (μm) č.1

č.2

č.3

Priemerná dĺžka(μm)

AlMg

laser

500x

6,54

9,63

11,14

9,1

AlMg

vodný lúč

500x

18,28

17,34

7,7

14,44

Obr. 11 Veľkosť ovplyvnenej oblasti AlMg zliatiny pri rezaní laserovým a vodným lúčom Fig. 11 The size of the area affected AIMg alloy laser cutting and water jet Na základe nameraných údajov priemernej hĺbky ovplyvnenej oblasti z naleptaných vzoriek (obr.9, obr.10) bol zostrojený graf (obr.11). Z výsledku je možné zistiť, že pri rezaní prostredníctvom vodného lúča vznikla v mieste úberu materiálu približne o 5 μm väčšia hrúbka ovplyvnenej oblasti ako pri rezaní laserovým lúčom. Pri rezaní laserovým lúčom vzniká teplý rez, ale rezanie vodným lúčom je studeným procesom rezania, takže nevzniká teplom ovplyvnená vrstva. Pri dopade vodného lúča na malú plochu obrábaného materiálu dochádza na tejto malej ploche k akumulácií vysokého tlaku, čím vznikajú v rezanom materiáli rázové tlaky a dochádza k

ISBN 978-80-7414-679-4

- 366 -

(c) 2014 UJEP



deštrukcií materiálu obrobku. Ovplyvnená oblasť nie je ovplyvnená tepelne, ale plastickou deformáciou. Je to v dôsledku toho, že oblasť nebola zasiahnutá vodným lúčom v plnom rozsahu. Materiál bol zasiahnutý tlakom vodného lúča, čo spôsobilo, že materiál sa neodstránil, ale vtlačil a to spôsobilo plastickú deformáciu. Pri laseri už nastávajú štrukturálne zmeny, ale sú malého charakteru. Pri vodnom lúči nenastávajú žiadne zmeny štruktúry v oblasti hrany rezu.

3

Záver

Na základe nameraných výsledkov a rôznych porovnávaní druhu materiálov, druhu technológie, najlepšie parametre drsnosti boli získané pri rezaní laserovým lúčom, kde boli prijateľnejšie výsledky zobrazené na snímkach mikroštruktúr ovplyvnenej oblasti [8]. Hodnotenie výsledkov bolo zamerané hlavne na AlMg zliatinu, ktorá je dobrou možnou náhradou za viaceré materiály používané na výrobu komponentov pre automobilový priemysel. Pri rezaní zliatiny AlMg vodným lúčom nevznikla tepelne ovplyvnená oblasť. Vodný lúč delí materiály studeným spôsobom, vzniká studený rez, bez viditeľnej tepelne ovplyvnenej zóny.Plasty PE 500 hrúbky 3 mm odporúčame rezanť nekonvenčnou metódou pomocou vodného lúča. Výsledky experimentov nie je možné považovať za konečné vzhľadom na rozsah problematiky, do ktorej patria viaceré hodnotené parametre kvality obrábania. Za posledné roky prenikli nekonvenčné technológie na slovenský trh v oveľa väčšej miere, ako tomu bolo doposiaľ. I napriek tomu, že ich zavedenie do praxe je omnoho nákladnejšie ako pri bežných metódach, investície do tejto oblasti sa v budúcnosti vrátia, čo súvisí s náročnými požiadavkami zákazníka vyrobiť produkt s vyššou úsporou času a materiálu a s veľkým dôrazom na kvalitu výslednej produkcie. Poďakovanie Článok vznikol v rámci riešenia projektu VEGA (č. 1/0097/12 a č. 1/0223/11) a KEGA (č. 031ŽU-4/2011 a č. 023TUKE-4/2012) Acknowledgment This article was edited under the financial support of VEGA (project No. 1/0223/11 and 1/0097/12 ) and KEGA (project No. 031ŽU-4/2011 and No. 023TUKE-4/2012) agencies.

Literatúra [1] KOVÁČ, Milan. Technológie a postupy automobile - In Aimagazine [online]. 2009, 1/2009 Dostupne na ineternete: http://www.leaderpress.sk/sk/images/stories/archiv_cisel/Flash04/aimagazine_01_09.pdf [2] Girman, Vladimír;Hrabčáková, Valentína. 2012. Kovové materiály automobilových konštrukcií – II. Karoséria a karosárske plechy.[online]. UPJŠ Košice Dostupné na internete: http://www.materialing.com [3] http://kmi2.uniza.sk/wp-content/uploads/2010/02/CVDPVD-a-difuzne-vrstvy_teoria.pdf [4] ČIERNA, Helena; ŤAVODOVÁ, Miroslava: Using the Design of Experiment Method to Evaluate Quality of Cuts after Cutting Aluminum Alloy by AWJ. In: Manufacturing Technology, 2013, roč. XIII, č. 3. s. 303-307. ISSN 1211-4162 [5] HLOH, Sergej; VALÍČEK, Jan. Vplyv faktorov na topografiu povrchov vytvorených hydroabrazívnym delením. Prešov: FVT TU v Košiciach so sídlom v Prešove, 2008. 125 s. ISBN 978-80-553-0091-7. [6] KLEINEDLEROVÁ, Ivana; KLEINEDLER, Peter. Drsnosť povrchu plôch rezaných laserovým lúčom. In: Strojírenská technologie, 2013, roč. XVIII, č. 1. s. 24 - 29. [7] LUKOVICS, Imrich; MALACHOVÁ, Martina. Use of Laser in Engineering. In: Manufacturing Technology, 2007, roč. VII, s. 26 – 317,ISSN 1213-2489. [8] MAŇAS, David. Tepelné ovlivnění oceli při různých způsobech dělení. In: Strojirenska technologie, 2009, roč. XIV, č. 4, s. 26-33, ISSN 1211-4162. [9] MAŇKOVÁ, Ildikó. Progresívne technológie. Vienala – vydavateľstvo Košice, 2000, 275 s., ISBN 80 – 7099 – 430 – 4. [10] MIČIETA,Branislav; TUREKOVÁ,Helena. Inovačný manažment. EDIS - vydavateľstvo Žilina, 2010, 184 s. ISBN 978-80-89478-02-6.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 367 -

(c) 2014 UJEP



[11] MIČIETOVÁ, Anna. Nekonvenčné metódy obrábania. EDIS - vydavateľstvo Žilina, 2001, 376 s. ISBN 80-7100-853-2. [12] STANČEKOVÁ, Dana; NOSÁK, Tomáš; SČOTKA, Peter; KURŇAVA, Tomáš; MRÁZIK, Jozef. Intensification of thermal cutting metallic materials. In: Total quality management - advanced and intelligent approaches : 7th international working conference : June 3-7, 2013, Belgrade, Serbia. - Belgrade: Faculty of mechanical engineering - University of Belgrade, 2013. - ISBN 978-86-7083-791-1. - S. 227-232.

Abstract Article: Desing of unconventional methods of cutting components for the automotive industry Author: Vajdová Alena, MSc. Mičietová Anna, prof. MSc. Ph.D. Neslušan Miroslav, prof. Dr. Ing. Čilliková Mária, doc. Ing. PhD. Workplace:

University of Zilina, Department of Machining and Manufacturing Technology, Zilina,

Keywords:

cutting, waterjet, laser, roughness, microstructure

The benefit of this article is design of alternative progressive unconventional cutting technologies , such as laser cutting and waterjet cutting of selected components used in the automotive industry , used as a substitute for conventional methods of machining. Selection of recommended methods was made on the basis of experimental data obtained taking into account the achieved surface roughness and microstructure of the investigated materials .Granat abrasives and Mesh 80 was used by water jet cutting. Abrasive particle size does not significantly affect cutting speed , but has the impact on surface roughness . Size and shape of the abrasive nozzle is one of the main factor affecting the quality and cutting performance . When cutting abrasive nozzle diameter was 0.9 mm and the distance from the nozzle material is 3 mm. The main task of nozzle is to ensure the mixing liquid abrasives and minimize the diameter of the abrasive water jet . The length of the abrasive nozzle affects the consistency and speed of the output beam abrasive. Acts also on the quality of the cutting speed , which was 400 mm / min.CO2 laser was used for laser cutting . Laser cutting is economically advantageous for thin materials . Effect of the laser beam on the material is given by several factors : the surface reflectivity , absorption of laser radiation , thermal conductivity , melting temperature and evaporation. For cutting materials such AIMg alloy thickness of 3 mm and 0.8 mm , we recommend using unconventional method of cutting with a laser beam on the basis of achieving the lowest surface roughness and the microstructure of the narrow band of the area affected .When cutting plastic PE 500 3 mm thick , we recommend using a water jet cutting , to achieve the lowest surface roughness of the applied methods. When cutting steel and alloy AlMg S315MC thickness of 0.8 mm and 3 mm laser shows better results on the basis of the obtained steel lower surface roughness .Images of microstructures affected area showed best results of roughness parameters which were obtained when cutting with laser beam . The assessment focused on AIMg alloy which is a good replacement for the various materials used in the manufacture of components for the automotive industry . But the result can not be regarded as definitive , because of problematics size. , which includes several quality machining parameters.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 368 -

(c) 2014 UJEP



New experimental dependence of machining Vasilko Karol, Dr.h.c. prof. Ing. DrSc. Faculty of Production Technologies of Technical University in Košice with the seat in Prešov, During the application of recent relationships between cutting conditions and results of machining there occur unevenesses, which can lead to incorrect choice of cutting conditions in concrete conditions of machining of engineering parts. Equations used in practice and on the base of wide experimental analysis to optimise their shape are being analysed in the paper. It concerns the evaluation of chip compression, machined surface microgeometry and cutting tools durability. Key words: machining, tool durability, cutting conditions, machined surface quality

1 Indroduction The paper deals with the re-evaluation of recent theory of machining from the newpoint of the viewpoint of the evaluation of different cutting process characteristics. Namely there evaluation of chip compression, cutting forces, tool wear and durability, machined process microgeometry. Practice shows unpreciseness of their application as the evaluating of recent analytic relationships between cutting conditions and resulting characteristics of machining process. Recent theory of machining was developed in 1950s of the previouscentury when only, speed-cutting steel and simple kinds of sintered carbids were available. In discant past (1906) Taylor analytically described. The dependence of tool durability on cutting speed in a genius way. He devived the equation, which has still been used, for a newly developed tool material – high-speed steel at that time. Unfortunately, its further automatic application on machining by sintered carbid and ceramics brings about unpreciseness, which can lead to incorrect determination of „optimal“ cutting speeds in practice. Both cutting materials show more complicated course of dependence T-vc. The same is valid for other analytical relations in recent theory of machining, e. g.: k = f(vc); Rz = f(rε;f); Fc = f(vc). On the base of extensive experimental study, the author brings a new view of the description of the laws of cutting process. He shows apparent similarity of different experimental curves and tries to generalise them analytically. Detailed information is contained in the mnography: VASILKO, K., MÁDL, J.: Teorie obrábění. Ústí nad Labem, UJEP, 2012, 526 s.., ISBN 978-80-7414-460-8 where aspects are experimentally and analytically worked out in detail.

2 Problems of machined surface microgeometry identification The greatest height of machined surface uneveness is classically described by a well-known equation [1], [3], [5], [7].

f2 Rz  8.rε

(1)

The portray of the relation Rz=f(f) is a parabola. In Fig. 1 there are theoretical and experimental curve of this dependence. In comparison with the theoretical course, all curves increase at shifts smaller than 0.1 mm. It is caused by the influence of cutting edge rounding of the radius rn. If the thickness of cut-off layer approaches cutting edge rounding radius, there occurs retraction of cut material under the tool cutting wedge, which is accompanied by intensive plastic deformation of the surface and worsening of its microgeometry.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 369 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 1 Theoretical and experimental curves of dependence Rz – f obtained during turning by a tool made of sintered carbid Obr. 1 Teoretické a experimentální závislosti Rz – f, získané při soustružení nástrojem ze slinutého karbidu The difference is sharp mainly in the areas of small shifts under 0.1 mm. When considering the theoretical curve, the machine operator should strive to decrease the shift under 0.1 mm, by which a reverse effect would be achieved, in trying to improve the quality of machined surface. An interesting situation occurs when turning by a tool made of ceramics, which has larger radius of cutting edge rounding, in order of tenths of mm. In Fig. 2 there is a similar dependence when turning with ceramics.

Fig. 2 Experimental and theoretical dependence Rz-f obtained by turning by ceramic tool Obr. 2 Experimentálná a theoretická závislost Rz – f, získaná při obrábění keramickym nástrojem The problem of limit shift of 0.1 mm repeats. Under this value, Rz grows sharply. For higher shifts the quality of machined surface is worse than theoretical one in whole range. It is necessary to say that in equation (1) cutting speed is not represented. However, it is exceptionally important in the evaluation of Rz. In Fig. 3 there is an experimental dependence of Rz on cutting speed obtained during machining of

ISBN 978-80-7414-679-4

- 370 -

(c) 2014 UJEP



two selected construction steels.

Fig. 3 Experimental dependence of Rz – vc obtained during machining two steels Obr. 3 Experimentální závislosti Rz-f, získaná při obrábění dvou ocelí It can be seen that there occurs an anomaly in the area of minimal cutting speeds. The quality of machined surface decreases considerably thanks to brittle state of material and crack-creation process. The quality of of the surface rises sharply during the increase of cutting speed, it means also temperature of cutting. In the observed case the minimum is reached at the cutting speed around 30 m.min-1. Then, built-up area of cutting speeds follows, accompanied by worsening the quality of machined surface. After crossing certain cutting speed (in the given case it is 50 m.min-1) and the quality of machined surface continually improves. The material in front of the cutting wedge is in plastic state, machined surface is „plastically smoothed“. Concrete course of the dependence is conditioned by the sort of cut and cutting material. A diagramme in Fig. 4 constructed also for the areas of higher cutting speeds can be used to clarify the following course of the dependence.

Fig. 4 Experimental diagramme of dependence Rz-vc in a large range of cutting speeds Obr. 4 Experimentální digram závislosti Rz-vc vo veľkom rozsahu rezných rýchlostí In the given case it is turning with cutting ceramics. The area of minimum of Rz is shifted towards smaller cutting speed. At speeds above 60 m.min-1 Rz continually decreases.

3 Chip compression

ISBN 978-80-7414-679-4

- 371 -

(c) 2014 UJEP



Well-known term of chip compression is recently identified as the ratio of chip thickness (ht) to the thickness of cutoff chip (h) [11], [15], [20]:

k

ht h

(2)

The first of presented parameters is, however, problematic, mainly during turning the materials, which produce elementary or segmented chip. In many cases there occur mistakes, if the greatest or teh „medium“ chip thickness is measured. A chip creating during titanium turning is a typical example (Fig.5).

Fig. 5 An example of segmented chip obtained during turning titanium alloy VT 3-1 Obr. 5 Příklad článkovité třísky, získané při obrábění slitiny titánu VT 3-1 Exact chip compression is possible by the use of the equation [21].

k

1000.m t l t . .S

(3)

where mt is the weight of the chip of the length lt, g,  - density of cut material, g.cm-3, S – area of cut cross-section (apxf), mm2, lt – length of created chip, mm In Fig. 6 there is an experimental dependence of chip compression on cutting speed in the range of common cutting speeds, evaluated with the use of the equation (3).

Fig. 6 Experimental dependence of chip compression on cutting speed obtained during turning by a tool made of sintered carbid

ISBN 978-80-7414-679-4

- 372 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 6 Experimentálna závislost stlačení třísky na řezné rychlosti, získaná při obrábění nástrojem ze slinutého karbidu At small cutting speeds, k has extreme values. Then it sharply decreases together with cutting speed and reaches its first minimum at cutting speed cca 30 m.min-1. It rises in the built-up area of cutting speed because the buil-up edge has large radius of rounding of „cutting wedge“. Then it decreases mildly. In Fig. 7 there is a course of k measured in the area of super high cutting speeds.

Fig. 7 Complex course of chip compression in dependence of cutting speed Obr. 7 Komplexní průběh stlačení třísky v zavislosti na rychlosti obrábění The area of cutting speeds under 100 m.min-1 is not differentiated in detail. A decrease of k in the whole range of vc but neither at super hight cutting speeds does not reach the value of 1.

4 Cutting forces Tradition of the evaluation of the dependence of cutting forces on cutting conditions is defined by the equation [1], [4], [15]. x

Fc  C Fc .a p Fc . f

y Fc

.vc

z Fc

(4)

In Fig. 8 there is a course of all elements of cutting force in dependence on cutting speed. It can be seen that cutting speed does not have influence on the mutual ratio of cutting speeds, only at their absolute values. In the area of cutting speeds under 20 m.min-1 there is mensural cutting speed, it means that material rigidity is high, cutting forces grow. Plasticity of cut material improves at the increase of relation to the cutting speed. This dependence is not linear even in double logarithmic system and cannot be characterised by one outline of the line .cutting speed, cutting forces decrease. They grow again as a result of the occurence of a built-up edge. After crossing the built-up area the forces decrease monotonously. Therefore it is necessary to make the relation (3) more exact in.

Fig. 8 Experimental dependence of absolute values of cutting forces on cutting forces Obr. 8 Experimentální závislost řeznych sil na řezné rychlostií The course of the dependence on Fig. 8 is similar to Fig. 3, 4 and 6. It seems that this curve can be generelised also

ISBN 978-80-7414-679-4

- 373 -

(c) 2014 UJEP



for other parameters of machining process.

5 Tool wear and durability Recently, cutting tool durability is evaluated by a classical Taylor relation [16] from the year 1906: T= , (5) where CT is considered tool durability at cutting speed 1 m.min-1, m where tangent of the inclination angle of linear part of T-vc dependence, the value of which depends on the sort of cutting material [4],[7],[15]. It is also implemented into the standard ISO 3685 for all cutting material. However, it is necessary to note that at the time of its determination only high-speed steel existed. Taylor´s relation is valid exactly for this cutting material. It is necessary to modify its use for the tools made of sintered carbid and ceramics. In Fig. 9 there is an experimental dependence between the durability of the tool made of cutting ceramics and cutting speed.

Fig. 9 Experimental dependence of ceramic tool durability of vc Obr. 9 Kompletní experimentálna zavislost trvanlivosti nástrojě z keramiky na vc. The course is complex and again it has a character similar to the one shown in Fig. 3. Maximum durability is reached at cutting speed 100 m.min-1 and the first minimum at the cutting speed 30 m.min-1 in given case. It is obvious that the course cannot be described by Taylor´s relation. In Fig. 10 there is a similar experimental dependence for sintered carbid shown in a double logarithmic system of coordinates considering a wide range of cutting speeds.

Fig. 10 Complete experimental dependence of sintered carbid cutting tool durability on cutting speed Obr. 10 Kompletná experimentálna závislost trvanlivosti nástrojě ze slinutého karbidu na řezné rychlosti. The dependence is similar to the one in Fig. 9. Tool durability is minimal at cutting speeds above 1000 m.min-1.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 374 -

(c) 2014 UJEP



6 Dependence similarity As it has been presented, the dependencies between cutting conditions and machining results have visible similarity. Their general equation is analytically described as follows. An equation for durability has been derived and it has the following shape [18]:

ln vc4  T

1 ln vc

eln vc

.

(6)

Its graphic description is shown in Fig. 11.

Fig. 11 Diagramme T = f(vc) derived from analytical description Obr. 11 Diagram T = f(vc) z analytického vyjádření At first sight, the diagramme is an inverted diagramme from Fig. 11. By a simple adjustment a diagramme T-vc [19] can be reversely created. The deduced from the diagramme at the use of one tool type and different cut material value of this dependence is the same as for the dependence T-vc. It defines the area of maximum and minimum intensity of tool wear and the behaviour of the tool in the whole range of cutting speeds. The diagramme can be used for the evaluation of tool cutting properties. Material machinability can be.

7 Design of shrotened durability test Experimental determination of complex T-vc dependence requires large quantity of cut material and time for its realisation. Dependence of the size of wear on cutting speed at constant machining time can serve the same purpose as the complex dependence of durability on cutting speed. In Fig. 12 there is an example of such dependence [19].

ISBN 978-80-7414-679-4

- 375 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 12 Experimental dependence of VB-vc after machining time = 10 min Obr. 12 Experimentální závislost VB-vc po čase obrábění s = 10 min

8 Conclusion Recent apporaches to the observation of parameters and results of machining have been based on the theories created in the 1960s. Besides high-speed steel, only classical types of sintered carbid and wary experiments to apply cutting ceramics were available then. Fast development of tool materials and new experimental knowledge lead to the need to re-evaluate those theories References

[1] BÉKÉS, J.: Inžinierska technológia obrábania kovov. Bratislava: ALFA, 1981, 398 s. [2] BLAŠKOVIČ, P., BALLA, J., DZIMKO, M.: Tribológia. Bratislava: ALFA, 1990, 360 s., ISBN 80-05-006330 [3] BOBROV, V.F., et all.: Razvitije nauki o rezanii metallov. Moskva: Mašinostrojenije,1967, 414 [4] BUDA, J., BÉKÉS, J.: Teoretické základy obrábania kovov. Bratislava: ALFA, 1967, 698 s. [5] BUDA, J., SOUČEK, J., VASILKO, K.: Teória obrábania. Bratislava: ALFA, 1988, 392 s. [6] DLOUHÝ, M., HOUDEK, J., KOLOC, J.: Slinuté karbidy pro obrábění. Praha: SNTL, 1964, 313 s. [7] DMOCHOVSKI, J.: Podstavy obróbki skrawaniem. Warszawa, 1978, 586 s. [8] GAZDA, J.: Teorie obrábění. Průvodce tvorbou třísky. Liberec: TU, 2004, 112 s., ISBN 80-7083-789-6 [9] GENSKÝ, R.: Metal Cutting Operations. Leipzig:Edition Leipzig, 1966, 191 s. [10] GRANOVSKIJ, G. I., GRANOVSKIJ, V. G.: Rezanije metallov. Moskva: vyššaja škola,1985, 304 s. [11] GRZESIK, W.: Podstawy skawania materialow metalowych. Techniczne, 2010, 526 s.,ISBN 978-83-204-3668-6

Warszawa: Wydawnictwa Naukowo-

[12] HOSHI, K., HOSHI, T.: On the metal cutting mechanism with the built-up edge. Mem.Fac. Engng. Hokkaide University 12, č.3, 1969 [13] KALPAKJIAN, S.: Manufacturing engineering and technology. New York: Addison Wesley Publishing Company, 1989, pp.1999, ISBN 0- 201-12849-7 [14] LOLADZE, T. N.: Stružkoobrazovanije pri rezanii metallov. Moskva, Mašgiz, 1952 [15] PŘIKRYL, Z., MUSÍLKOVÁ, R.: Teorie obrábění. Praha: SNTL, 1982, 235 s.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 376 -

(c) 2014 UJEP



[16] TAYLOR, F, W.: On the art of cutting metals. Transaction of the ASME, 28, November 1906, p. 31-279, 281350 [17] TRENDT, E. M.: Metal Cutting. London –Boston: Ed. Oxford, Butterworths – Helnemann, 1991, 273 s., ISBN 0-7506-1068-9 [18] VASILKO, K., MACUROVÁ, A.: Identifikácia rovnice T = f(vc) pre spekaný karbid Technologické inžinierstvo, III, č.2/2006, s.8-11 [19] VASILKO, K., MÁDL, J.: Teorie obrábéní. Ustí n. Labem: UJEP, 2012, 526 s., ISBN 978- 80-7414-460-8 [20] ZOREV, N.N.: Issledovanije elementov mechaniki processa rezanija. Moskva: Mašgiz 1962 Abstrakt Názov:

Nové experimentální výsledky v obrábění

Autor:

Vasilko Karol Dr.h.c. prof. Ing. DrSc.

Pracovisko:

Fakulta výrobných technológií Technickej univerzity v Košiciach so sídlom v Prešove

Klíčová slová:

obrábění, tvoření třísky, síly řezání, trvanlivost nástrojě, jakost povrchu

Článek se zabývá přehodnocením současné teorie obrábění z hlediska posuzováni jednotlivých charakteristik procesu řezání. Jmenovitě se jedná o posuzování stlačení třísky, řeznych síl, opotřebení a trvanlivosti nástrojů, mikrogeometrie obrobeného povrchu. Jak ukazuje rozbor současnych analytických vztahů mezi řeznymi podmínkami a výsledními charakteristikami procesu obrábění, v praxi dochází k nepřesnotem při jejich aplikaci. Současná teorie obrábění vznikala v 60. letech minulého století, kdy byla k dispozici jenom rychlořezná ocel a jednoduché druhy slinutých karbidů. V daleké minulosti (1906) Taylor geniálním spůsobem analyticky popsal závislost trvanlivosti nástrojě na řezné rychlosti. Rovnici, kterou používame dodnes odvodil v té době pro nově vyvinutý materiál nástroje – rychlořeznou ocel. Bohužel jeji pozdější automaticka aplikace na obrábění slinutým karbidem a keramikou přináší nepřesnosti , které mohou v praxi vést k nesprávnemu stanovení „optimální“ řezne rychlosti. Oba řezné materiály totiž vykazují komplikovanejší průběh závislosti T-vc. To platí také pro další analytické vztahy v současné teorii obrábění, např.: k = f(vc); Rz = f(r f); Fc = f(vc)... Autor na základě rozsáhleho experimentálního studia nastoluje nový pohled na opis zákonitostí procesu řezání. Ukazuje na zjevnou podobnost jednotlivých experimentálnich krivek a pokouší se o jejich analytické zevšeobecnění. Detailné informace obsahuje monografie: VASILKO, K., MÁDL,J: Teorie obrábění, 1. a 2. díl, Ústí n. Labem: UJEP, 2012, 526 s., ISBN 978-80-7414-460-8 kde jsou tyto aspekty experimentálně a analyticky podrobně rozpracovány.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 377 -

(c) 2014 UJEP


ISBN 978-80-7414-679-4


- 378 -

(c) 2014 UJEP



Aplikace přenosu STEP-NC dat při řízení CNC strojů Zahoranský Róbert, Ing. PhD., Katedra automatizácie a výrobných systémov, SjF, Žilinská Univerzita Žilina E-mail: [email protected] Čuboňová Nadežda, prof. Ing. PhD., Katedra automatizácie a výrobných systémov, SjF, Žilinská Univerzita Žilina E-mail: [email protected] Standard STEP-NC (ISO 14649) předkládá nový model přenosu dat mezi CAD/CAM systémy a CNC stroji. Tento standard odstraňuje nedostatky G-kódu a poskytuje nové možnosti v jejich řízení. Článek se zabývá aplikací přenosu STEP-NC dat do konkrétního řídicího systému CNC stroje. Součásti verifikace přenosu dat bola i tvorba softwaru pro transformaci STEP-NC dat - „TERMINAL STEP NC“. Software zpracovává řídící STEP-NC program a na základě navrženého komunikačního protokolu, odesílá příkazy řízení pohybu do řídící jednotky soustruhu přes sériové rozhraní USB. Aplikace přenosu STEP-NC dat dává možnost ověření implementace nového standardu do starších typů CNC strojů. Klíčová slova: programování, CNC, STEP-NC formát, řízení.

1 Programování CNC strojů Automatizace je v současnosti klíčovým prvkem výrobních procesů a klade vyšší nároky i na stupeň mechanizace a řízení výrobních strojů. Proto má za následek neustálý vývoj NC a CNC strojů. V současnosti je většina CNC strojů programovaná v jazyce standardu ISO 6983 pomocí G a M kódů. Současné vysoké požadavky kladené na složité součástky však už tento 30 letý standard dokáže popisovat jen velmi těžko. Výrobci CNC strojů často přidávají různé dodatky a implementace tohoto standardu, čímž se stává neuniverzálním. Další nevýhodu je nedostatek přenositelnosti dat, která brání v plném využití všech nových možností CNC strojů i návrhových CAD / CAM systémů[4,5]. V současnosti je proto vyvíjena nová norma přenosu dat mezi CAD / CAM a CNC strojem, která odstraňuje nedostatky G-kódu a poskytuje nové možnosti v řízení CNC strojů, nazývaná jako standard STEP-NC. Je to aplikace STEP metod (Standard for Exchange of Product model) pro číslicově řízené stroje. Na rozdíl od formátu G-kódu poskytuje obousměrný tok dat mezi CNC strojem a CAD / CAM systémem. Je to tedy nový model přenosu dat mezi CAD / CAM systémy a CNC stroji. Úkolem STEP-NC je programování CNC strojů objektově orientovaným způsobem. STEP (ISO 10303) popisuje data o výrobku pro mechanické díly. Jeho hlavní výhodou je, že umožňuje používat normalizované data ve všech oblastech výroby[1,3].

2 STEP-NC formát Referenční model STEP a pravidla jeho použití umožňují popis výrobních dat a jejich přenos mezi jednotlivými CA systémy. Archivace a výměna výrobních dat (Product Data Exchange) se realizuje pomocí ASCII souborů (ASCII - American Standard Code for Information Interchange, americký standardní kód pro výměnu informací) [6]. Fragment CNC řídicího programu v STEP-NC formátu zobrazuje Obr. 1. Je možné vidět, že program je v textovém čitelném formátu. Na specifikaci modelu STEP formátu se používá popisný jazyk EXPRESS. Slouží k formální popis produktů, nejedná se o programovací jazyk. V STEP-NC řídícím programu jsou v textové formě uvedené geometrické a technologické data důležité pro výrobu dané součástky[2]. Struktura jednoho řádku geometrických dat STEP-NC programu zobrazuje Obr. 2.

/* ****************************************************** */ /* ***** Workpiece definition ***** */ #1=WORKPIECE('SIMPLE WORKPIECE',#2,0.010,$,$,$,()); #2=MATERIAL('DIN EN 10027-1','E 295',(#3)); #3=NUMERIC_PARAMETER('ELASTIC MODULUS',2.E11,'pa'); /* ****************************************************** */ /* ***** Manufacturing features ***** */ #10=REVOLVED_FLAT('END FACE',#1,(#20,#21),#70,#80,0.000,#91); #11=OUTER_DIAMETER('CONE',#1,(#22,#23),#76,#83,#93,#95); #12=OUTER_DIAMETER('CYLINDER',#1,(#22,#23),#78,#72,#74,$); /* ****************************************************** */ /* ***** Turning operations ***** */

ISBN 978-80-7414-679-4

- 379 -

(c) 2014 UJEP



#20=FACING_ROUGH($,$,'ROUGH END FACE',$,$,#100,#41,#40,#52,#53,#50,0.500); #21=FACING_FINISH($,$,'FINISH END FACE',$,$,#110,#42,#40,#52,#53,#51,0.000); #22=CONTOURING_ROUGH($,$,'ROUGH CONTOUR',$,$,#100,#43,#40,#56,#56,#54,0.500); #23=CONTOURING_FINISH($,$,'FINISH CONTOUR',$,$,#110,#44,#40,#56,#56,#55,0.000); /* ****************************************************** */

Obr.1 Fragment řídicího programu STEP-NC Fig. 1 Fragment of the control program STEP-NC

Obr. 2 Struktura jednoho řádku geometrických dat STEP-NC programu Fig. 2 Structure of a line geometry data STEP-NC program Na Katedře automatizace a výrobních systémů Žilinské univerzity v rámci výzkumných aktivit byl navržen systém, jehož úkolem bylo ověřit použití nového STEP - NC standardu pro řízení CNC stroje a možnosti jeho implementace do řídicích systémů[3]. Navržený verifikační systém STEP - NC formátu se skládá ze tří hlavních celků:  programu TERMINÁL STEP-NC , jehož úkolem je zpracovat STEP-NC vstupní soubor, parametrizovat geometrické data s jejich grafickou verifikací,  řídící jednotky spodní úrovně řízení použitého hardware EMCO UNIMAT PC,  mechanické části - soustruhu EMCO UNIMAT PC. Navržený postup zpracování vstupního souboru STEP-NC se skládá se z pěti základních kroků. Dekódování STEP-NC dat je tvořeno filtrací geometrických parametrů, parametrizací a grafickou verifikací. Komunikace je tvořena synchronizací a vysíláním dat. Vstupem pro navržený systém je textový soubor STEP-NC , který je programem TERMINAL zpracován. Parametrické data jsou v dalším kroku přes datový kanál vysílány do spodní úrovně řízení soustruhu EMCO UNIMAT PC. Navržená struktura programu TERMINAL je zobrazena na Obr.3.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 380 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 3 Struktura programu TERMINAL STEP NC a jeho hlavní bloky Fig. 3 Structure of the TERMINAL STEP NC and his main blocks Pro tvorbu programu TERMINAL STEP-NC bylo použito objektové programové prostředí jazyka Vi-sual Basic. Do programu je možné načíst STEP-NC textový soubor s příponou „.txt“ (Obr.4). Následně je možné načtená data zpracovat výše uvedeným postupem. Po dekódování dat z načteného STEP-NC řídícího programu se do grafického okna vykreslí geometrie výsledného tvaru součástky. Následně je možné zobrazit simulaci obrábění nebo předzpracovaná data ze STEP-NC řídícího programu poslat pomocí sériového komunikačního rozhraní do řídící jednotky.

Obr. 4 Prostředí programu TERMINAL STEP NC Fig. 4 Main window of the program TERMINAL STEP NC Jelikož z důvodu technického zastarání nebylo možné použít spodní úroveň řízení soustruhu EMCO UNIMAT PC, která byla tvořena řídící kartou pro již nepoužívanou sběrnici ISA počítače třídy IBM PC, bylo nutné pro tento systém a tuto úroveň navrhnout novou řídící jednotku. Blokové schéma navrhnuté řídící jednotky je zobrazené na Obr. 5.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 381 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 5 Blokové schéma řídicí jednotky Fig. 5 Block diagram of the control unit Jako řídící člen této úrovně byl použit 8 bitový mikrokontrolér Atmega 644 s AVR architekturou. Pro řízení bipolárních krokových motorů byly použity výkonové H - můstky L298HN. Součástí návrhu byl i návrh řídicího programu a komunikačních algoritmů pro výměnu údajů s počítačem. Na jejich tvorbu bylo použito prostředí mikroC PRO for AVR od firmy mikroelektronika. Navržený systém verifikace (Obr. 6) a použití nového standardu STEP-NC umožňuje zpracovat vstupní soubor formátu STEP-NC popisující součástku s geometrií složenou z válcových a kuželových ploch.

Obr. 6 Celkový pohled na pracoviště ověření systému a použití standardu STEP-NC. Fig. 6 General view of the workplace verification system and use standard STEP-NC.

3 Závěr Navrženým systémem se ověřily možnosti použití normy ISO 14649 a STEP-NC formátu. Nový objektově orientovaný standard STEP-NC je možné kromě nových CNC obráběcích strojů implementovat i do starších typů CNC strojů, což umožňuje rozšiřovat nové progresivní technologie. Navržené algoritmy systému jsou otevřené a v budoucnu se plánuje na Katedře automatizace a výrobních systémů tento systém rozšířit i pro funkce frézování.

Literatura [1] ISO/TC 184/SC 1/WG 7. : ISO 14649 Data model for Computerized Numerical Controllers Part 12 : PROCESS DATA FOR TURNING. 2003.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 382 -

(c) 2014 UJEP



[2] XU, Xun a Nee, ANDREW, Y.C. : Advanced Design and manufacturing Based on STEP. Londýn : Springler-Verlag, 2010. ISBN 978-1-84882-738-7. [3] KARDOŠ, Ján : Využitie protokolu STEP-NC pri programovaní NC strojov. Žilinská univerzita v Žiline, Strojnícka fakulta, Katerdra automatizovaných a výrobných systémov. Žilina: EDIS, 2012. [4] KELLER, Petr. : Programovaní a řízení CNC strojů. [Online]. Technická univerzita v Liberci, Fakulta strojní, Katedra výrobních systémů. 2005. [5] JANDEČKA, Karel, KOŽMÍN, Pavel : Aspekty využívaní nových typů interpolací v programech NC strojů., Strojírenská technológie VIII, číslo 4, 2003, ISSN 1211-4162. [6] POBOŻNIAK, J: Algorithm for ISO 14649 (Step-NC) Feature Recognition. In: Management and Production Engineering Review, Volume 4 , Number 4, December 2013, pp. 47–55, ISSN 2082-1344


Applications of transmission STEP-NC data for CNC machines control Zahoranský Robert, Ing. PhD. Čuboňová Nadežda, Prof., Ing., PhD. Department of Automation and Production Systems, Faculty of Mechanical Engineering, University of Žilina programming, CNC, STEP-NC format, control.

Standard STEP-NC (ISO 14649) introduces a new model of data transfer between CAD / CAM systems and CNC machines. The article deals with the application of transfer of STEP-NC data to a specific control system of CNC machine. As part of verifying the data transfer was also the creation of software for the transformation of STEP-NC data - "TERMINAL STEP NC". The software processes STEP-NC program and on the basis the proposed communication protocol, sends commands to control system via USB serial interface. Application of transfer STEP-NC data provides the possibility of verifying the implementation of new standards into older type CNC machines.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 383 -

(c) 2014 UJEP



Vliv úpravy tvaru hlavního ostří šroubovitého vrtáku na řezný proces Zetek Miroslav, Ing., Ph.D., Fakulta strojní, Regionální technologický institut, ZČU v Plzni. E-mail: [email protected]. Česáková Ivana, Ing., Roud Pavel, Ing. Ph.D., Fakulta strojní, ZČU v Plzni. Při výrobě otvorů šroubovitým vrtákem je nástroj namáhán kroutícím momentem, řeznou silou ve směru posuvu a silou pasivní. Jejich velikost je závislá především na zvolených řezných podmínkách, geometrii nástroje a obráběném materiálu. V případě, že tyto veličiny budou konstantní, zatížení nástroje bude neměnné. Jestliže však provedeme jakoukoli úpravu tvaru hlavního ostří, zatížení nástroje se může začít výrazně měnit v řádech až desítek procent. Běžný trend je dnes úprava poloměru zaoblení hlavního ostří nebo fazety v celé délce ostří. Obě varianty však vyžadují speciální zařízení nebo opci brousícího stroje. Navíc musí být zajištěna opakovatelnost a stejná geometrická přesnost na všech břitech nástroje. Jakákoli odchylka na jednom břitu vede k navýšení pasivní složky řezné síly, což způsobí zhoršení povrchu otvoru, přesnosti a stability řezného procesu. Co nastane a jak se bude nástroj chovat při použití úprav, které jsou za hranicemi běžně používaných rozměrů pro standardy odpoví tento příspěvek. Klíčová slova: šroubovitý vrták, úprava hlavního ostří, řezné síly, opotřebení

1 Úvod V případě vývoje nové geometrie šroubovitého vrtáku pro obrábění zvoleného materiálu a rozměru otvoru s vyšší hodnotou přesnosti rozměru je velice důležité detailní proměření nejen základních geometrických prvků ale i detailní proměření parametrů, které jsou svázány s mikrogeometrií řezného klínu. Proto jako první se monitorují hodnoty jako je např. úhel stoupání šroubovice, úhly na čele a hřbetu, úhel špičky, stažení jádra vrtáku po délce šroubovice, průměr nástroje, házivost a další. Pro tato měření je využito standardního zařízení, které dodávají fy jako jsou Zoller, Walter a další. Poté, v našem případě je nutné detailně proměřit mikrogeometrii řezného klínu. Zde se jedná především o poloměr zaoblení ostří nebo fazetu nebo jejich kombinaci. V mnoha případech by tato hodnota postačovala a mnoho výrobců nástrojů se i na ni pouze soustřeďuje. Proto zmíněná zařízení jsou doplněna o speciální opce pro měření parametru poloměru zaoblení ostří nebo fazety. Nicméně, pokud se jedná o vývoj nového nástroje je nutné nástroj řešit jako komplex např. i s deponovanou vrstvou. Proto je nutné umět měřit i další parametry, které ovlivňují kvalitu a adhezi tenké vrstvy a ve výsledku i celkový řezný proces. Jedná se tedy především o drsnost na hřbetě a čele nástroje a drsnost ve šroubovici. Tyto parametry ovlivňují adhezi vrstvy a celkový koeficient tření a spolehlivost odvodu třísky z místa řezu. Dále se jedná a parametr Kfaktor, který vyjadřuje symetričnost břitu a jeho výsledek ovlivňuje především silové zatížení nástroje od posuvové síly. Poslední parametr je tzv. chipping, což je přesně vygenerovaný profilu hlavního ostří na spojnici plochy čela a hřbetu. Tvar křivky zachycuje přesný reliéf a z toho plynoucí defekty a pozdější nedostatky břitu. Z tohoto textu je patrné, že pro tato měření již potřebujeme další speciální zařízení. Na trhu existují různé možnosti. Nicméně zmíněné hodnoty je nutné popsat v místě, kde budeme měřit i opotřebení nástroje (Obr. 1). Tedy ve velmi malé ploše. Proto dotyková měření nejsou vhodná. Ideální kompromis je tedy optické měřící zařízení. V současné době pro tato měření je velice vhodné např. zařízení IF G4 od fy Alicona, kterým Regionální technologický institut disponuje. Využití a možnostem tohoto zařízení se detailně věnují příspěvky kolegyně Česákové.

Obr. 1 Sledované parametry na břitu nástroje Fig. 1 Monitoring parameters on the cutting edge Výhodou je to, že všechny hodnocené parametry se dají měřit na jednom zařízení, které je tomu uzpůsobeno a hodnocení probíhá na základě automatických sw funkcích a v závislosti na typu měření v sobě zahrnují prvky příslušných norem. Díky tomu je možné hodnotit dané veličiny s daleko vyšší přesností a spolehlivostí opaková-

ISBN 978-80-7414-679-4

- 384 -

(c) 2014 UJEP



ní. Další důležitou vlastností je, aby zkoumaný nástroj byl vždy hodnocen ve stejném místě v průběhu všech měření a úprav např. břitu nástroje. To zachycuje Obr. 2, na kterém je zobrazen vývoj poloměru zaoblení ostří v závislosti na čase úpravy břitu pomocí vlečného omílání.

Obr. 2 Vliv času úpravy břitu na velikost rádiusu a kvalitu povrchu Fig. 2 Influence of the rectification time on the value of the cutting edge radius and quality Z takto pořízených scanů lze poté dále získávat další velmi důležité informace, které je třeba znát v souvislostech např. s depozicí či řezným procesem. Proto tyto scany je dobré pořizovat v každém okamžiku, tedy např. po broušení, po úpravě břitu, po depozici, po případné úpravě po depozici a v mnoha případech je dobré tyto scany doplnit ve stejném monitorovaném místě např. scanem z elektronového mikroskopu.

2 Vlastní experiment V první fázi byly proměřeny a zmapovány parametry břitu nástroje dle výkresové dokumentace. Testovanými nástroji byly dvoubřité šroubovité vrtáky se stejnou geometrií a deponovanou vrstvou. Rozdíl mezi nástroji byl pouze v mikrogeometrii hlavního ostří. Ostří nástroje bylo upraveno pomocí vlečného omílání, kdy byl získán definovaný poloměr zaoblení ostří a broušením, k získání definované fazety na hlavním ostří. Zvolené hodnoty poloměru zaoblení ostří vycházely ze zahraniční studie, kde byly použity nestandardně velké hodnoty oproti běžně používaným při těchto úpravách. V průběhu experimentu bylo použito konstantních řezných podmínek. Hodnocenými veličinami bylo opotřebení břitu a velikost řezných sil. Tab. 1 Hodnoty a typ použitých úprav břitu Tab. 1 Characterization of the edge modification Druh úpravy

Velikost rádiusu ρr [µm]

Rádius

35 40 50 60 -40 -50

Fazeta Bez úpravy

Fazeta [°]

5

Označení nástroje v testu R3 R4 R5 R6 F4 F5 N

Z Tab. 1 jsou vidět veškeré úpravy použité pro experiment. Nástroj s označením N je nástroj, který je stan-

ISBN 978-80-7414-679-4

- 385 -

(c) 2014 UJEP



dardem a je použit jako etalon. Tab. 2 Základní parametry nástroje Tab. 2 Characterization of the twist drill Průměr nástroje 12 mm Dálka nástroje 100 mm Délka řezné části 60 mm Úhel špičky 140° Úhel čela 6° Úhel stoupání šroubovice 30° Deponovaná vrstva TiN Tab. 3 Řezné podmínky Tab. 3 Cutting conditions Řezná rychlost vc Posuvová rychlost vf Vrtaná hloubka díry Obráběný materiál Systém chlazení Tlak procesní kapaliny

80 m/min 637 mm/min 5D - průchozí C45 Vnitřní 21,5 bar

Vzhledem k tomu, že důraz je kladen na zjištění vlivu úprav břitu nástroje na řezný proces, všechny experimenty byly ukončeny po odvrtání 21. otvoru, protože po této době je již dominantní opotřebení než úprava břitu. 2.1 Hodnocení opotřebení Opotřebení bylo sledováno na hřbetě nástroje pomocí optického mikroskopu Multicheck PC 500. Proto, aby byly měřeny správné hodnoty, je vždy důležité nejprve si připravit tzv. masku břitu nového nástroje. To zajišťuje vždy stejnou orientaci břitu a především správné měření přírůstku opotřebení.

Obr. 3 Průběh opotřebení pro jednotlivé varianty Fig. 3 Tool wear process Je zřejmé, že jednotlivé úpravy mají významný vliv na rychlost přírůstku opotřebení v závislosti na čase. Dominantní je to především u variant, kde byla použita velké hodnota rádiusu, zatímco u fazet přírůstek opotřebená není tak moc velký. Jako nejstabilnější se jeví nástroj, který je standardně používán, tedy s malou hodnotou poloměru zaoblení ostří.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 386 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 4 Stav břitu po 21. díře Fig. 4 Tool wear after 21st hole

3 Silové zatížení Jednotlivé úpravy mají dále dominantní vliv na zatížení nástroje v průběhu obrábění. Pokud však je chceme přesně porovnat je důležité pořídit záznam od prvního kontaktu nástroje s obrobkem, kde je přímý vliv úpravy na silové zatížení a potřebný příkon stroje pro vrtání.

Obr. 5 Graf potřebného příkonu při vrtání prvního otvoru Fig. 5 Graph of the machine power during first hole drilling Z Obr. 5 je patrné, že se zvyšující se hodnotou rádiusu je třeba vyššího příkonu stroje. Důvodem je daleko vyšší řezný odpor díky větší stykové ploše mezi hřbetem nástroje a právě obrobeným povrchem. Protože řezné podmínky jsou konstantní a se zvyšujícím se rádiusem roste tzv. minimální tloušťka třísky pro odřezávání materiálu a tedy roste tloušťka vrstvy, které je pouze plasticky deformována. To potvrzuje i srovnání sil ve směru posuvu na Obr. 6.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 387 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 6 Průběh posuvové síly pro jednotlivé úpravy nástrojů Fig. 6 Size of the feed force for different edge preparation V případě záznamu posuvové řezné síly je patrné, že s rostoucím poloměrem zaoblení ostří roste tato síla. Zde je vidět i to, že úpravy s fazetou dosahují ještě vyššího zatížení než nástroje s poloměrem zaoblení ostří i přes to, že nástroje s fazetou mají nižší hodnotu potřebného příkonu. Je to způsobeno tím, že fazeta má konstantní průběh sražení v negativu o konstantní tloušťce fazety, zatímco u poloměru zaoblení ostří je tato hodnota negativního úhlu v každém bodě rádiusu rozdílná. Proto i nástroje s fazetou mají vyšší zatížení od posuvové řezné síly. Dále jak bylo uvedeno, že pokud chceme sledovat vliv úprav na řezný proces je důležité toto hodnocení provést v počátku obrábění, jinak je poté záznam zkreslen vlivem vzniku opotřebení, tak jak ukazuje Obr. 7, kde jsou zaznamenány hodnoty při obrábění první a poslední díry.

Obr. 7 Porovnání zatížení mezi prvním a posledním otvorem Fig. 7 Correlations of cutting force and torque between first and last hole Velikost posuvové síly obecně narůstá s vyvíjejícím se opotřebením. Tomu je tak i v tomto případě. Je vidět, že systém je citlivý na dané úpravy a velikost nárůstu posuvové síly odpovídá velikosti nárůstu opotřebení jed-

ISBN 978-80-7414-679-4

- 388 -

(c) 2014 UJEP



notlivých variant. U nástroje N byl rozdíl opotřebení minimální a proto i rozdíl posuvové síly je minimální. Na záznamu kroutícího momentu je vidět opačná tendence. S přibývajícími otvory zatížení od kroutícího momentu postupně klesalo. Je to způsobeno především tím, že se měnila mikrogeometrie břitu vlivem kinematiky obrábění a také i drsnost ploch, kde docházelo ke kontaktu nástroje s třískou. Pokud bychom řezný proces sledovali dále, posuvová síla by stále rostla s opotřebením a postupně by začal i s opotřebení narůstat kroutící moment. Poslední sledovanou hodnotou byla pasivní síla, která ovlivňuje především kvalitu a přesnost otvoru a také vznik opotřebení na vedlejším břitu vrtáku. Z předešlých experimentů je potvrzeno, že pokud chceme vrtáním dosahovat vyšší přesnosti otvoru, velikost této pasivní síly nesmí překročit hodnotu 60N.

Obr. 8 Záznam pasivní řezné síly pro nástroje s rozdílnou mikrogeometrií Fig. 8 Record of the passive force for different microgeometry Tento náhodně vybraný záznam pro různé velikosti poloměru zaoblení ostří ukazuje, že větší hodnota poloměru zaoblení ostří díky zvýšeným řezným odporům destabilizuje řezný proces a napomáhá ke vzniku nadměrného zatížení nástroje od pasivní řezné síly což vede k rozkmitu soustavy a nadměrnému zatěžování vedlejšího břitu. Dalším důvodem tohoto rozkmitu je to, že při kontrole břitu u těchto velkých hodnot poloměru zaoblení ostří nebylo možné dodržet konstantní průběh poloměru zaoblení ostří po celé délce břitu. Proto je každý břit namáhán rozdílnou silou, které má na to vliv. V případě fazet tyto velké rozdíly ve velikosti pasivní řezné síly nebyly pozorovány, ale i tyto nástroje překročili zmíněnou hranici zatížení 60N.

4 Závěr Příspěvek měl za cíl poukázat na možnost využití větších hodnot poloměru zaoblení ostří a fezat pro šroubovité vrtáky a porovnat výsledky se zahraničím. Ze získaných výsledků je zřejmé, že při zvolených řezných podmínkách, větší hodnoty poloměru zaoblení ostří způsobují nadměrné zatížení soustavy, zvyšují nároky na požadovaný příkon stroje a v mnoha případech by nemohla být dodržena požadovaná přesnost a kvalita otvoru. Navíc výsledky nejsou srovnatelné se zahraničím a dost významně se liší, především ve spolehlivosti procesu obrábění. Proto závěrem lze uvést, že pokud chceme vrtat produktivně a spolehlivě otvory s vyššími požadavky na rozměr a kvalitu otvoru je nutné zvolit šroubovitý vrták, který má poloměr zaoblení ostří v rozmezí od 5 do 15 µm zvolený v závislosti na obráběném materiálu. Dále je důležité, aby daná úprava ostří byla konstantní ve všech bodech hlavního ostří což v mnoha případech v závislosti na dané úpravě břitu a technologii výroby může být stále velkým problémem a je nutné se tomuto tématu dále důkladně věnovat.

Literatura [1] KORMUNDA M., X-Ray Photoelectron Spectroscopy for industrial applications. Manufacturing Technology, December 2010, roč. X, č. 10, s. 34-36, ISSN 1213-2489, M201008. [2] BRYCHTA, Josef. Určování řezivosti povlakovaných břitových destiček. Strojírenská technologie, 2001, roč. V., č. 1, s. 16-21. ISSN 1211-4162. [3] KUNDRAK, Janos: Alternative machining procedures of hardened steels. Manufacturing technology, 2011, roč. 11, č. 11, s. 32-39, ISSN 1213-2489, ISBN 978-80- 7414-415- 8. [4] BUMBALEK, B.; BUMBALEK, L. Tribological properties of ceramic materials coated by thermal spraying. Manufacturing Technology, 2004, vol.4, No.4, p.65-68. ISSN 1213-2489.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 389 -

(c) 2014 UJEP



[5] NOVÁK, M. Surface quality of hardened steels after grinding. Manufacturing Technology, 2011, vol.XI, no. 11, p. 55–59. ISSN 1213-2489. [6] BILÍK, Oldřich; SADÍLEK, Marek. Frézování rozváděcího kola čerpadla s použitím CAD/CAM systému ESPRIT-X. Strojírenská technologie, 2001, roč. VI, č. 1, s. 5-8. ISSN 1211-4162.

Abstract Article:

Influence of the twist drills edge preparation on cutting process

Author:

Zetek Miroslav, MSc., PhD Česáková Ivana, MSc. Roud Pavel, MSc., PhD

Workplace:

Faculty of Mechanical Engineering, Regional Technological Institute, UWB in Pilsen

Keywords:

twist drill, edge preparation, cutting force, tool wear

During the drilling cutting tool is stressed by the cutting torque and feed force. When the hole must have higher accuracy and quality the cutting process must be stabilized. The stabilization depend on cutting edges quality and on their specified shape in functional areas. Shape of both edges must be same. If not the stress on one edge is higher than on the second one and it causes eccentricity of the cutting process and it causes the increasing of the feed force and passive force. These cause decrease of hole quality, accuracy and increase of the tool wear. These parameters are influenced by the type, size and by conformity of both cutting edge modification. For the tests twist drills with different cutting edge radius and different angle of facet were used. For the detail specification of the modification see Chapter 2 - Tab. 1. Edge radius was made by drag finishing and facet was made by grinding. For both of these edge preparations the higher values then the standard process were used and main aim was to describe influences of the higher values of the edge preparations to the cutting tool wear and forces like feed force, passive force and torque. Very important parameters was monitoring of the cutting edge in contact areas during the machining (see Chapter 1 - Fig. 1). For it the new device Infinity Focus G4 was used and the parameters like roughness on rake and flank face, K-factor, edge radius and facet and chipping were monitored. For the test the constants cutting condition was used. From the tests is evident the influences of the edge modification. With the higher edge radius increase feed force, passive force and the machine power (see Chapter 3). Second, with the higher edge radius the cutting process become unstable and it cause increase passive force and it negative influence hole accuracy and hole surface quality. The best results has cutting tool with the standard edge preparation. So if the cutting tool is used for the drilling of the very accuracy hole is necessary to used optimal cutting tool microgeometry with edge radius max. 15 µm with constant value in all points of the cutting edge. But today this is still problem and it is necessary to focused on this problematic and make an optimization in this area.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 390 -

(c) 2014 UJEP



Zlepšování procesů v podniku Zídková Karolína, Bc., Katedra technologie obrábění, Fakulta strojní, Západočeská Univerzita v Plzni Zídková Helena, Doc. Ing. PhD., Katedra technologie obrábění, Fakulta strojní, Západočeská Univerzita v Plzni E-mail: [email protected] Melichar Martin, Ing. PhD., Katedra technologie obrábění, Fakulta strojní, Západočeská Univerzita v Plzni E-mail: [email protected] V dnešní době nelze uspět v tržním prostředí bez zaměření na kvalitu. Tento článek se proto zabývá problematikou zlepšování procesů v podniku za účelem zvyšování kvality produktů. Kvalita je charakterizována mírou splnění požadavků, potřeb a očekávání zákazníků. Aby produkt tyto požadavky neustále splňoval, je třeba kvalitu plánovat a zlepšovat procesy v podniku. Pro zlepšování procesů je možno využít mnoho nástrojů z oblasti řízení kvality. V sériové výrobě automobilového průmyslu je často využívána metoda Six Sigma. Ta se snaží zamezit kolísání variability procesů mimo stanovené meze a tím opakovaně dosahovat požadované kvality produktů. Přispěním této metody, spolu s kladným postojem vůči zlepšování kvality v podniku, je možno efektivně zeštíhlovat procesy. Omezovat tak zbytečné plýtvání, což přinese ekonomické výhody v podobě úspor. Klíčová slova: proces, variabilita, Six Sigma, neshodný produkt, 8D Report

1 Úvod V oblasti plánování kvality existuje mnoho nástrojů řízení kvality, které se snaží svým působením o maximální možné zamezení vzniku neshodného produktu. Jednou z velmi efektivních metod plánování kvality je metoda Six Sigma. Ta dokáže, svým zaměřením na variabilitu procesu, cíleně minimalizovat náklady na kvalitu. V této souvislosti se hovoří o nulové chybovosti. Ovšem v reálném světě není požadavek nula chyb nikdy 100% naplněn. Realita se od plánu bohužel liší tím, že do sebe zahrnuje i další faktory, které plán nezahrnuje nebo zjednodušuje. To jsou především neočekávané vymezitelné příčiny vzniku neshody, které proces negativně ovlivňují. Pokud se tedy již nějaká neshoda vyskytne, vznáší norma ČSN EN ISO 9001:2009 v kapitole 8.3 „Řízení neshodného produktu“ požadavky na řízení neshodných produktů. [1] Je třeba je identifikovat, zajistit nápravná opatření a kontrolovat účinnost těchto opatření. Je ale také důležité neshodu vhodným způsobem zaznamenat. V automobilovém průmyslu je často využíván pro záznam neshod takzvaný 8D Report. Formulář, jehož smyslem je přispět k rychlému vyřešení nečekaného problému.

2 Charakteristika procesu Proces je charakteristický transformací vstupů na výstupy a zpětnou vazbou. Díky ní se dají vstupy následně upravovat pro efektivní řízení kvality. "Jedná se o úplnou kombinaci dodavatelů, výrobců, personálu, zařízení, vstupního materiálu, metod i okolního prostředí, tedy všech spoluúčastněných na tvorbě výstupu a zákazníků, kteří využívají tento výstup." [9] Hlavní procesy v podniku se označují jako výkonnostní. Tyto procesy jsou nejdůležitější a je při nich vytvářeno jádro činnosti podniku. Jedná se například o procesy vývoje, výroby, či uzavírání zakázek. Procesní přístup podniku pak charakterizuje zaměření podnikových struktur na všechny činnosti důležité pro splnění očekávání zákazníka. [7] Snahu o procesní přístup a maximální zvyšování kvality procesů je třeba podpořit opatřeními a aktivitami, jako je například zapojení pracovníků do návrhu zlepšování, zapojení do procesu rozvíjení cílů, vzdělávání, školení, informovanost o důležitých podnikových událostech atd.[6] Je nutné implementovat do celé struktury podniku všeobecně kladný pojem o kvalitě. Každý proces vykazuje určitou míru nestability, která se projevuje jako variabilita tohoto procesu. Z ní pak pramení, spolu se znalostí procesu, nejužitečnější informace o výkonu procesu. [9] Využitím těchto informací lze pak dosáhnout nejen mnohem menšího výskytu neshodných produktů, což je často reprezentováno jednotkou ppm (Parts per million), ale i dobře zvládnutého procesu s malou variabilitou hodnot. Takový proces, a tím i výslednou kvalitu produktu, je podnik schopen snadno řídit.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 391 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 1 Schéma procesu [10] Fig. 1 Schema of process [10] 2.1 Variabilita procesu Žádné dva výrobky nejsou totožné a míra jejich odlišnosti je variabilita. Ta je spjata s Gaussovým normálním rozdělením, reprezentujícím normální rozložení hodnot určitého procesu nebo jevu. Variabilita procesu tak vyjadřuje míru odchýlení hodnoty od ideálního stavu, neboli jaké šíře hodnot daný proces nabývá. Je to ukazatel naznačující, jak dobře máme zkoumaný proces zvládnutý. Do jaké míry se drží buď v úzkých mezích, nebo má širší charakter. V některých případech je širší charakter akceptovatelný a to především u výrobků, jejichž přesnost nemusí být vzhledem k funkci zohledněna. Tam je variabilita procesu širší, jelikož výrobky lze vzhledem k jejich širším tolerancím vyrábět ve větším rozpětí hodnot. Naopak u výrobků, kde je vyžadována vysoká přesnost a malá variabilita, tam je vyžadován úzký profil Gaussovy křivky. U takovýchto výrobků se při sériové výrobě vyplatí využití metody Six Sigma, která se snaží pomocí určitých pravidel dosáhnout úzké variability procesu a tím úzkého profilu Gaussovy křivky. Rozhodnutí o přesnosti jednotlivých součástí by proto měla být vždy pečlivě zvážena, i s ohledem na náklady spojené s kvalitou. Náklady na přesnější výrobu jsou mnohem vyšší, než u méně přesné.

Obr. 2 Variabilita procesu [2] Fig. 2 Process variability [2] Variabilita se rozděluje na dva druhy. Variabilita inherentní, neboli procesu vlastní a speciální, která je ovlivnitelná vnějšími vlivy. Variabilita inherentní je normální a je způsobena náhodnými příčinami. Náhodné příčiny jsou takové, se kterými je třeba předem počítat, a jsou zdrojem proměnlivosti procesu statisticky předvídatelné. Například průměr hřídele by měl kolísat s ohledem na stav stroje (vůle, opotřebení), nástroje (opotřebení, pevnost), druh materiálu, ovlivněním obsluhou, údržbou a prostředím.[9] Pokud se proces pohybuje pouze v oblasti inherentní variability, jedná se o statisticky zvládnutý stabilní proces s možnou predikcí budoucího vývoje. V tomto případě je vše v pořádku a není třeba se variabilitou více zabývat. Naopak, pokud jí bude věnována zbytečně velká pozornost, přinese to vícenáklady místo plánované úspory. Inherentní variabilita je neovlivnitelná, procesu vlastní a je proto neefektivní se jí zabývat. Variabilita speciální je z pohledu původu vyvolána vymezitelnými příčinami. Ty způsobují reálnou změnu ve výrobním procesu a je třeba je nalézt a zjednat nápravu pro zamezení jejich opakování. Může se jednat například o nečekanou destrukci vřetena stroje, zanedbání požadavků technologického postupu obsluhou atd. Pokud bude chybět zásah vůči těmto příčinám, opět to přinese náklady navíc. Tentokrát v podobě mnoha reklamací a výskytu řady neshodných produktů, protože tyto příčiny nejsou procesu vlastní a je třeba je nalézt a odstranit.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 392 -

(c) 2014 UJEP



Vymezitelné příčiny mohou být nejen škodlivé, ale i prospěšné. Ty je třeba rovněž identifikovat, ale využít ke zlepšení procesu a zajistit, aby se staly jeho pevnou součástí. Bohužel v praxi se podniky zaměřují spíše na příčiny škodlivé a nevyužívají potenciálu příčin, které mohou být přínosné pro řízení. Po nalezení a odstranění příčin, které proces negativně ovlivňují, by se měl proces vrátit do statisticky zvládnutého stavu.

3 Zlepšování procesů Vše, co není ideální, je příležitostí pro zlepšování. Zlepšování procesů lze dosáhnout pomocí metody Six Sigma. Tato metoda se nevyužívá přímo pro návrh kvality produktu, protože ta evokuje pouze diskrétní hodnoty. Ano/ne, pravda/nepravda, líbí/nelíbí. Proces jako takový je mnohem variabilnější a právě variabilita je klíčem k efektivnímu návrhu zlepšení procesu pomocí Six Sigma. Tím i dosažení kvalitního produktu a spokojeného zákazníka. Tato strategie je zaměřena na prevenci neshod, zkrácení doby výroby a úspory nákladů, což přináší konkurenční výhodu. [3]Six Sigma vyžaduje detailní znalost požadavků zákazníků na kvalitu výrobků. Snahou pak je co nejvíce se těmto požadavkům přiblížit v definovaných přípustných mezích. Všechny náklady, které jsou spojeny s výrobou mimo tyto meze, jsou pro podnik ztrátou. Zákazník zaplatí pouze za to, co očekával, tedy za kvalitu. Proces implementace metody Six Sigma je rozdělen do pěti fází, které jsou známé pod zkratkou DMAIC, neboli Define (definuj), Measure (měř), Analyze (analyzuj), Improve (zlepšuj) a Control (řiď). Těchto pět kroků se využívá v rámci strategie Six Sigma i pro zlepšování procesů. V Tab. 1 jsou přehledně zobrazeny kroky metodologie "Šest kroků k Six Sigma", které vycházejí rovněž ze strategie DMAIC. [4] Tab. 1 Šest kroků k Six Sigma [4] Tab. 1 Six steps to Six Sigma [4] Krok 1

Krok 2

Krok 3

Krok 4

Krok 5

Krok 6

Děj

Definice výrobku/služby

Identifikace zákazníků

Určení potřeb zákazníků

Definice postupu procesu

Zdokonalení postupu

Neustálé zlepšování

Cíl

Definice měření produktů

Zjištění požadavků zákazníků

Najít zdroje vyhovující požadavkům

Sestrojení mapy procesu

Identifikace, analýza a zlepšování

Hledání možností k zlepšování

3.1 Six Sigma jako nástroj nula chyb [5] Metoda Six Sigma využívá jako podpůrné prostředky i další nástroje řízení kvality. Také je úzce spjata s jednotkou ppm, což je zkratka anglického Parts per million a vyjadřuje, kolik vadných výrobků se vyskytuje na milion vyrobených. Je vhodná pro vyjádření tam, kde se vyskytují především velké série. Často je díky tomu využívána v automobilovém průmyslu. Six Sigma se snaží zúžením variability a nastavením mezí procesu na šest rozptylů, dosáhnout co nejmenšího ppm a tím co nejmenších nákladů na řešení neshodných produktů. Variabilita je hlavní a klíčová pro metodu Six Sigma, stejně jako znalost směrodatné odchylky (σ). Ta je udána inflexním bodem Gaussovy křivky. Pokud bude proces nastaven na 1 σ, bude pouze cca 68 % výrobků ležet v požadované toleranci a ostatní budou označeny jako neshodné produkty. Nastaví-li se ale proces na 6 σ, bude v toleranci 99,999998 % výrobků a neshodné produkty budou odpovídat hodnotě 0,002 ppm[3]. Proto je tato metoda hojně využívaná v mnoha podnicích. Zamezuje spolu s jasnou definicí procesu a zúženi jeho variability vzniku zbytečných neshodných produktů.

Obr. 3 Změna hodnoty rozptylu [5] Fig. 3 Change in the value of scatter [5]

ISBN 978-80-7414-679-4

- 393 -

(c) 2014 UJEP



Metoda Six Sigma je součástí tzv. Lean konceptu, což je systematické hledání, identifikace a odstranění zbytečného plýtvání v procesech. Procesy by měly být co nejštíhlejší a s ohledem na to, co očekává zákazník. Nic jiného zákazník nebude ochoten zaplatit. Plýtvání s sebou přináší ztrátový čas, který je neefektivní pro zhodnocování financí. Díky eliminaci všech forem plýtvání v řetězci mezi dodavatelem a zákazníkem dochází ke snížení nákladů a tudíž i ke zlevnění výrobků. To posléze přináší konkurenční výhodu na trhu v podobě ceny a rychlosti nástupu nového produktu. Je ale velice důležité, aby snaha o zlepšování kvality procesů v podniku byla vnímána jako samozřejmá součást řízení podniku. Většina vynaložených nákladů na neshodné produkty je důsledkem špatného řízení výroby. Jedná se tedy o systémové chyby. Pouze malá část nákladů na nekvalitu má svůj původ přímo ve výrobě. Zlepšování kvality musí proto jít shora dolů, tedy od vrcholového managementu. Pokud není zlepšování kvality v organizaci stoprocentně podporováno, nepřinese metoda Six Sigma očekávané výsledky. Je třeba konstatovat, že i v případě dobře fungujícího systému řízení výroby se nedá vždy neshodě zabránit. Pokud k ní přece jen dojde, je třeba využít nástroje pro její rychlé odstranění. Rychlost je důležitá, aby byly alespoň minimalizovány škody, protože každá chyba představuje náklady. K tomu lze u větších sérií s úspěchem využít 8D Report.

4 Řízení neshodného produktu pomocí 8D reportu Pojmem neshodný produkt se označuje „materiál, polotovar, díl, montážní sestava, hotový výrobek, které neodpovídají specifikaci (stanoveným požadavkům). “ [3]. Po odhalení neshodného produktu je nejprve nutné jej vhodně označit a separovat od ostatních, aby nedošlo k záměně. Následně je na pracovnících s odpovídající kompetencí, aby rozhodli, jak s ním dále naložit. To znamená, zda je možné jej opravit nebo dojde k jeho nabídnutí za sníženou cenu pro jiný účel, než byl jeho původní, nebo dojde k jeho likvidaci. Toto rozhodnutí s sebou nese ekonomické dopady a tak je nutné jej vždy dobře zvážit. O každém neshodném produktu je nutno vést záznam. Většinou se k tomu využívá formulářů pro záznam jak dodavatelských, tak odběratelských reklamací, či interních neshod. V poslední době se v automobilovém průmyslu objevují požadavky na záznam neshod pomocí 8D Reportů, neboli předdefinovaných formulářů pro systematický záznam a řešení neshody. Tato metoda se řadí až na samý konec cyklu plánování kvality, do takzvaného hodnocení a kvalifikace dodavatele. Nejedná se ale o metodu statistickou, kterou je například zmiňovaná metoda Six Sigma, nýbrž metodu analytickou. Nelze ji využít jako metodu preventivní, ale je určena pro rychlé řešení vzniklého problému. Je to metoda ryze systematická, navržená tak, aby se nic nevynechalo a dospělo se v co nejkratším čase k co nejefektivnějšímu vyřešení původu neshody. Je vhodná především pro sériovou výrobu. Tam se vyskytují velké výrobní celky a tím i velké škody v případě neefektivního řešení neshodného produktu. V automobilovém průmyslu neplatí zásada 30 dní na reklamaci, nýbrž 48 hodin, ale často je vzhledem k charakteru výroby vyžadováno rychlejší řešení. 4.1 8D Report a jeho aplikace v podniku Jedná se o osmikrokovou metodu pro řešení problému, která vyjadřuje filozofii osmi disciplín. Ty musí být zvládnuty proto, aby byl podnik schopen jasně definovat příčinu problému, nastavit tak jeho řešení a nápravná opatření přesně tak, aby se neshoda již nevyskytla. Mezi 8 disciplín patří: [8]

1. Týmový přístup 2. Popis problému 3. Izolace problému 4. Najít kořenovou příčinu 5. Volba a ověření trvalého nápravného opatření 6. Zavedení trvalého nápravného opatření 7. Zabránit opětovnému výskytu problému 8. Ocenění týmu

Disciplína 1 uvádí požadavek na vytvoření týmu, jehož znalosti odpovídají řešenému procesu nebo produktu. Vybraní členové týmu mají následně kompetence pro řešení problému. Ten důkladně specifikují v disciplíně 2, jejímž účelem je detailizace problému. V tomto bodě jsou shromážděny informace o tom „Co víme my a co zákazník“. Disciplína 3 se zabývá navržením dočasných nápravných opatření, která budou mít za účel izolovat důsledky vzniklého problému do té doby, než budou zavedena trvalá nápravná opatření. Je to tedy disciplína mající jako hlavní účel získat čas pro řešení. Disciplína 4 se zabývá analýzou příčin a hledáním kořenové příčiny. K tomu lze např. využít metodologii "5x proč", Ishikawův diagram, atd. V disciplíně 5 by již měl být navržen nástin řešení a měla by být vybrána trvalá nápravná opatření. Podpůrnými nástroji kvality, které je zde třeba využívat, jsou například zprávy o spokojenosti zákazníků, historie jiných 8D Reportů, diagramy trendů, regulační diagramy, histogramy, zprávy o vícepráci/opravách, bodové diagramy aj. [3] V disciplíně 6 je třeba implementovat, validovat a posléze monitorovat dlouhodobé výsledky. Disciplína 7 se snaží zamezit opakování problému vhodnou prevencí. V poslední, osmé disciplíně, je oceněn tým.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 394 -

(c) 2014 UJEP



5 Závěr Zlepšování procesů v podniku s cílem zvýšit kvalitu produktů nelze zajistit bez přispění všech zaměstnanců napříč podnikovou strukturou. Kvalita produktu je ovlivněna nejslabším článkem nejen v procesu jeho vzniku, ale i distribuce, či servisu. Každý tento článek hraje v cyklu životnosti výrobku podstatnou roli a každé pochybení může stát podnik konkurenční výhodu či ztrátu dobrého jména. Zákazník není ochoten platit za procesy, které nesplňují jeho očekávání kvality. A tak, je-li produkt sebekvalitnější, může například špatný servis způsobit rozšíření negativního pohledu na celý podnik. Zlepšování kvality procesů a tím i výsledného produktu je v automobilovém průmyslu s úspěchem realizováno pomocí metody Six Sigma, jejímž velkým přínosem je nejen dosažení opakovatelné kvality produktu, ale i snižování zbytečných nákladů a zeštíhlení procesů. Právě plýtvání není pro zákazníka přijatelné s ohledem na to, co je ochoten zaplatit. Ceny produktů se neustále snižují a to i díky přispění nástrojů řízení kvality, jako je právě Six Sigma. Kvalita již není spjata pouze s nejdražší produkcí, ale je vyžadována napříč produktovým spektrem. Toho je dosahováno nejen díky konkurenčnímu boji, ale přispěním metod pro odhalení zbytečných nákladů. Dnes již neplatí, "Co je drahé, to je kvalitní." ale, "Co je efektivně zlepšováno, má šanci na přežití."

Literatura [1] ČSN EN ISO 9001:2009. Systém managementu kvality-Požadavky. Praha: Český normalizační institut, 2009. [2] Verbetertechnieken Six Sigma. PRODULOG [online]. [cit. 2013-31-10]. Dostupné z: http://www.produlog.nl/Lean-Sigma/Six-Sigma-Lean [3] NENADÁL, Jaroslav et al. Moderní management jakosti: principy, postupy, metody. Vyd. 1. Praha: Management Press, 2008. 377 s. ISBN 978-80-7261-186-7. [4] LEVAY, Radek. Six Sigma. WWW.IKVALITA.CZ [online]. ©2005-2013 [cit. 2013-01-11]. Dostupné z: http://www.ikvalita.cz/tools.php?ID=79 [5] Six Sigma. ICPPARTNERSHIP.COM: The Innovation Consultancy Partnership Ltd [online]. [cit. 2013-31-10]. Dostupné z: http://icpartnership.com/sixsigma.html [6] Strojirenská technologie: časopis kateder obrábění a montáže a kateder příbuzných České a Slovenské republiky. Ústí nad Labem: ÚJEP, 2008, XIII, č. 3. ISSN 1211-4162. [7] Strojirenská technologie: časopis kateder obrábění a montáže a kateder příbuzných České a Slovenské republiky. Ústí nad Labem: ÚJEP, 2005, X, č. 2. ISSN 1211-4162. [8] LEVAY, Radek.8D report. WWW.IKVALITA.CZ [online]. ©2005-2013 [cit. 2013-02-11]. Dostupné z: http://www.ikvalita.cz/tools.php?ID=103 [9] HORÁLEK, Vratislav. QS-9000 SPC. Praha: Česká společnost pro jakost, 1999, 160 s. ISBN 80-0201293-3. [10] ZÍDKOVÁ, Karolína. Interní audity a přezkum QMS na KTO. Plzeň, 2012. Bakalářská práce (Bc.). Západočeská univerzita v Plzni, Fakulta strojní. Vedoucí práce Václava Pokorná.

Abstract Article:

Improvement of process in the company

Author:

Zídková Karolína, Bc. Zídková Helena, Doc.,Ing., PhD. Melichar Marin, Ing., PhD

Workplace:

Faculty of Mechanical Engineering, Department of Machining Technology, University of West Bohemia

Keywords:

process, variability, Six Sigma, non-conforming product, 8D Report

Nowadays it is very important to focus on quality. Quality is the key to business success and success in competition. The quality is characterized by the degree of compliance with the requirements, needs and expectations of customers. The purpose of quality improvement of process is improving the quality of products. Process is characterized by the transformation of inputs to outputs and the feedback. This feedback enables process control. This work presents basic principles and connection by Six Sigma methodology and others methods of quality process planning. Six Sigma is the method for the efficient design quality of process for obtaining quality of product. Six Sigma methodology is often used in automotive industry. It is most frequently used method for

ISBN 978-80-7414-679-4

- 395 -

(c) 2014 UJEP



quality improvement in mass production. Many corporations revolutionized their business culture after implementing this methodology. They showed drastic improved their profitability and productivity in multiples. This strategy is aimed at preventing non-conformities, shorten production time and cost savings. The important factor is the variability of the process that determines how we process mastered. The aim is to get bottleneck Gauss curve. Variability is inherent, or special. Inherent variability is uninfluenced and special variability is susceptible to external influences. The both variability have their specific causes. It is important to both causes clearly identified and separated. Otherwise it will be improvement of process inefficient place planned savings. If we operate the process on 6 σ, 99,999998 % of the products will be in the tolerance value and numbers of non-conforming products will be 0.002 PPM. It is unit represents "Parts per million". PPM indicates how many products were incompatible in million. To quickly resolve disagreements method is used 8D Report eightdisciplines problem solving method to analyze customer complaint events. It is designed to satisfy customer complaints; i.e. to solve problems, reduce the overall costs of quality and to improve customer satisfaction.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 396 -

(c) 2014 UJEP



Rtg difrakční tenzometrická analýza oxidovaných povrchových vrstev ocelí Zuzánek Lukáš, Ing., Fakulta strojní, TU v Liberci E-mail: [email protected] Ganev Nikolaj, prof. Ing. CSc., FJFI, Katedra inženýrství pevných látek, ČVUT v Praze Řidký Ondřej, Ing., Fakulta strojní, TU v Liberci Kolařík Kamil, Ing. PhD., Ústav pro nanomateriály, pokročilé technologie a inovace, TU v Liberci Základní princip difrakční tenzometrie spočívá v určení složek tenzoru zbytkových napětí na základě stanovení změn vzdáleností atomových mřížkových rovin. Metoda je omezena poměrně malou hloubkou vnikání rentgenových paprsků do zkoumaných materiálů. Pro zjištění podpovrchového průběhu zbytkových napětí je třeba kombinovat difrakci s postupným bezsilovým elektro-chemickým odstraňováním vrstev. Příspěvek se zabývá možností stanovení zbytkových napětí a reálné struktury materiálu na laserem svařovaném ocelovém vzorku s oxidovou povrchovou vrstvou. Tato vrstva vzniká účelově při válcování a zabraňuje korozi. Před provedením rentgenografických difrakčních měření je nutné vrstvu odstranit. Vzhledem k tomu, že oxidovou povrchovou vrstvu nelze rozpustit elektrolyticky, je nutné ji odstranit mechanicky, čímž se do povrchu materiálu vnáší „technologické“ zbytkové napětí. Následné elektrolytické odleštění vrstvy ovlivněného povrchu o tloušťce 20 až 80 µm umožňuje zjistit stav reálné struktury a zbytkových napětí pomocí rtg difrakce v dané hloubce. Příspěvek je věnován experimentálním zkušenostem autorů s difrakční analýzou reálné struktury ocelí s oxidovaným povrchem. Klíčová slova: elektrolytické leštění, zbytková napětí, laserové svařování, rtg difrakce

1 Úvod Difrakční tenzometrie patří mezi nejlépe propracované experimentální postupy studia stavu zbytkové napjatosti ve strojírenství a materiálovém inženýrství. Vzhledem k relativně malé hloubce vnikání používaného rentgenového záření do technických materiálů, je k získání informace o průběhu zbytkových napětí v různých hloubkách pod povrchem nutné kombinovat tuto nedestruktivní metodu s elektrolytickým odlešťováním. Elektrolytické leštění je bezsilové odebírání povrchových vrstev, a nevnáší do materiálu dodatečná zbytková napětí. Oxidové povrchové vrstvy využívané jako ochrana před korozí absorbují rtg záření a tím neumožňují detekci záření difraktovaného základním materiálem – ocelí. Tuto „nedifraktující“ vrstvu je třeba před měřením odstranit. Zvážíme-li, že oxidy jsou obvykle nevodivé a elektrolytické leštění nelze k tomu účelu použít, odstraňujeme je mechanicky metalografickým (brusným) papírem. Pak už je možné elektrolytické leštění aplikovat a určit hloubkový napěťový průběh rtg difrakční analýzou. Příspěvek obsahuje stručný popis základních principů rtg difrakční tenzometrie a její specifické vlastnosti a omezení.

2 Princip stanovení napětí rtg difrakcí Zdrojem rentgenového záření je rentgenka, ze které pochází paprsek primárního záření s vlnovou délkou λ dopadající pod určitým úhlem θ na měřený vzorek. Podstatou rentgenové tenzometrie je využití rozptylu (difrakce) rentgenových paprsků na krystalech k měření změn vzdáleností atomových mřížkových rovin vyvolaných napětím. Stanovené deformace pak přepočteme na napětí pomocí vztahů teorie elasticity. Rozptyl záření na sousedních mřížkových rovinách vede ke vzniku interferenčního maxima ve směru θ, pokud je rozdíl drah obou paprsků celočíselným násobkem vlnové délky použitého záření (obr. 1), tj. platí-li Braggova podmínka [1]

n  2d sin  ,

(2.1) kde d je vzdálenost sousedních rovin typu (hkl). Působením mechanického napětí se změní jak mezirovinná vzdálenost d, tak i úhlová poloha θ. Diferencováním (2.1) dostaneme vztah



d  d0   cot g 0 (   0 ) d0

(2.2) mezi mřížkovou deformací ε v napjatém krystalu a úhlovým posunem interferenčního maxima (θ – θ0); d0 a θ0 jsou hodnoty d a θ odpovídající nenapjatému krystalu. Na obr. 1 je zobrazena změna úhlové polohy interferenčního maxima v závislosti na změně vzdáleností mřížkových rovin (hkl).

ISBN 978-80-7414-679-4

- 397 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 1 Systém atomových rovin a) nenapjatý stav, b) změny vyvolané silou F Fig. 1 Crystallographic planes a) stress-free state), b) changes caused by force F Uvažujeme-li soustavu souřadnic spojenou se vzorkem (obr. 2) a označíme-li σij složky tenzoru napětí působícího na objemový element vzorku, který splňuje podmínky lineární teorie elasticity [2], lze mřížkovou deformaci εφψ v libovolném směru φ a ψ vyjádřit vztahem (2.3)

Obr. 2 Souřadnicový systém spojený se vzorkem[1] Fig.2 Sample coordinate system [1] Úhel φ charakterizuje směr napětí σφ vzhledem k ose x11, ψ je úhel mezi osou x33 (normálou k povrchu) a směrem deformace εφψ.

  

 1

 ( 11 cos2    12 sin 2   22 sin 2    33 ) sin 2   E  1 1   ( 13 cos   23 sin  ) sin 2   33  ( 11   22 ), E E E

(2.3)

kde E a ν jsou elastické konstanty (Youngův modul a Poissonovo číslo) zkoumaného materiálu. Následující vztahy vyjadřují rentgenografické elastické konstanty s1, ½s2 měřeného materiálu pro systém rovin (hkl).

  1     ½ s2    , s1      E rtg  E rtg

(2.4)

Za předpokladu dvojosého stavu napjatosti, kdy σi3 = 0, po substituci

získáme konečný vztah pro výpočet povrchové složky napětí σφ:

  

ISBN 978-80-7414-679-4

 E cot g 0  1  sin 2 

- 398 -

(2.5)

(c) 2014 UJEP



Pro rentgenografické stanovení složky σφ se využívá metody "sin2ψ" která vyžaduje dostatečně přesné určení úhlové polohy θφψ interferenčních linií získaných difrakcí záření na vhodných systémech {hkl} v azimutální rovině φ = konst. při různých hodnotách úhlu ψ. Princip metody "sin2ψ" je schématicky znázorněn na obr. 3, kde směrnice přímky εφψ(sin2ψ) je dána elastickými konstantami E, ν a působícím napětím σφ.

Obr. 3 Princip měření napětí metodou "sin2ψ" [3] Fig. 3 Principle of the "sin2ψ" method [3]

3 Efektivní hloubka vnikání rentgenového záření V praxi je důležité vědět, jak silné povrchové vrstvě odpovídají naměřené difrakční charakteristiky zkoumaného polykrystalického materiálu. Hloubka vnikání rtg záření je závislá na materiálu vzorku a vlnové délce záření, tedy na absorpčním koeficientu µ a geometrii experimentálního uspořádání. Efektivní hloubka vnikání Te je vzdálenost od měřeného povrchu ze které pochází 63% celkové difraktované energie záření. U materiálů na bázi železa činí tato veličina jednotky mikrometrů. Při použití záření Kα chromové anody je Te do α-Fe pro difrakční linii {211} 4,52 μm a pro Ni materiály a difrakční linii {220} jen 2,73 μm [1].

4 Možnosti a omezení rentgenografické difrakční analýzy Rentgenografické měření zbytkových napětí má některé specifické rysy, kterými se odlišuje od jiných metod experimentální analýzy napětí:  Možnost volby různých směrů měření deformace mezirovinných vzdáleností vzhledem k povrchové normále zkoumaného objektu připouští v mnoha případech stanovit napětí bez znalosti struktury nenapjatého materiálu. Metoda má pak nedestruktivní charakter.  Selektivní povaha difrakce záření dává možnost stanovit napětí na jednotlivých složkách vícefázových soustav.  Makroskopická napětí se projevují na difrakčních diagramech změnou polohy difrakčních linií. Vznik mikroskopických napětí je doprovázen rozšířením linií. Difrakční metodou se proto dají napětí I. a II. druhu navzájem separovat.  Z povahy difrakčního experimentu ovšem vyplývá omezení tenzometrického výzkumu jen na krystalické (polykrystalické) materiály. Přesnost a spolehlivost tohoto způsobu analýzy napětí klesá s rostoucími rozměry krystalitů a jejich přednostní orientaci ve zkoumaném objektu.  Použijeme-li experimentální uspořádaní s úzkým svazkem paprsků dopadajících na zkoumaný povrch materiálu (ozářena plocha může byt menší než 1 mm2), lze analyzovat značně nehomogenní napěťová pole.  Protože se vzdálenost rovin v krystalické mřížce mění pouze elastickou deformací a nikoliv deformací skluzem, detektuje rentgenová tenzometrická metoda spolehlivě pouze změny mezirovinných vzdáleností odpovídající mechanickým napětím [4].  Další prakticky významnou zvláštností rentgenové tenzometrie spočívá v tom, že povrch zkoumaného materiálu není třeba před vlastním měřením speciálně upravovat. Běžná drsnost, s níž se obvykle po opracování nebo tváření setkáváme, není na závadu. Vždy je však třeba uvážit, jaké důsledky má pro řešení dané úlohy nepatrná hloubka vnikání používaných rentgenových paprsků.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 399 -

(c) 2014 UJEP



5 Experimentální uspořádání Experiment byl proveden na dvou rentgenových zařízeních. V prvním kroku se využilo DebyeovyScherrerovy metody na zpětný odraz s rentgenkou s chromovou anodou, kde svazek monochromatických paprsků o průměru 1 mm dopadá na vzorek pod úhlem 90°. Rentgenové záření difraktované krystalovou mřížkou je následně detekováno na paměťovou fólii. Metoda je nedestruktivní, vhodná pro kvalitativní hodnocení parametrů reálné struktury tj. velikosti krystalitů, míry plastické deformace a také pro zjištění přítomnosti textury. Výhoda paměťové fólie spočívá v jednoduchém zpracování pomocí skeneru a v možnosti jejího opakovaného použití. Měření probíhalo při napětí na rentgence 30 kV a proudu 20 mA. Doba expozice pro difrakční záznam na krystalografických rovinách {211} byla 150 s. V druhé fázi byla analyzována zbytková napětí na povrchu vzorku pomocí difraktometru firmy PROTO (obr. 4). Primární svazek záření rentgenky s chromovou anodou (U = 20 kV, I = 4 mA) o průměru 1 mm dopadá na zkoumaný vzorek a po splnění Braggovy podmínky (2.1) dochází k difrakci na krystalografických rovinách {211}. Difraktované záření je zaznamenáváno lineárním pozičním detektorem se schopností registrace fotonů v širokém úhlovém oboru 2θ. Doba expozice detektoru je 1 sekunda a každý bod se měří 10krát. Rentgenografické elastické konstanty s1, ½s2 byly vybrány pro feritickou ocel z databáze softwaru XRD Win 2000. Pro stabilitu získaných hodnot je napětí měřeno z větší plochy, což jsme docílili translací vzorku ± 4 mm kolem měřené polohy ve směru rovnoběžném s osou svaru.

Obr. 4 Difraktometr Proto Fig. 4 Diffractometer Proto Vlastní měření se uskutečnilo na laserem svařené desce z feritické oceli o tloušťce 20 mm (obr. 5). Svar je proveden oboustranně s přídavným drátem pří výkonu laseru 5,5 kW v ochranné atmosféře argonu o průtoku 18 l/min. Rychlost svařování byla 0,5 m/min. Oxidová povrchová vrstva vzniklá pří válcování byla mechanicky odstraněna metalografickým brusným papírem. Měření proběhlo nejprve na zbroušeném povrchu, pak v různých hloubkách materiálu po postupném elektrolytickém leštění.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 400 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 5 Měřená deska, a) s povrchovou vrstvou, b) po odleštění Fig. 5 Measured plate a) coated, b) after polishing

6 Výsledky experimentu 6.1 Kvalitativní hodnocení struktury pomocí Debyeovy-Scherrerovy metody Difraktogramy z povrchu vzorku (tab. 1) po mechanickém odstranění oxidové vrstvy vykazují nevýrazné změny reálné struktury v závislosti na vzdálenosti od osy svaru. Mechanickým broušením dochází v povrchové vrstvě k vnesení „technologického“ napětí ovlivňující její reálnou strukturu. Jelikož svarová housenka neměla oxidovou vrstvu, nebylo nutné provádět broušení povrchu v jejím okolí. Z difrakčních obrazců v tabulce 1 je vidět, že v oblasti svaru a přechodové oblasti do vzdálenosti 4 mm od osy svaru, se charakter difrakční linie, tedy reálná struktura materiálu, s hloubkou prakticky nemění. Již ve vzdálenosti 4 mm dochází ke změně struktury, která se při x = 40 mm projevuje výrazněji. Spojitá difrakční kružnice z povrchu pro x = 40 mm se v analyzovaných hloubkách „rozpadá“ na difrakční stopy pocházející z jednotlivých krystalitů. Tyto difrakční obrazce (pro x = 4 a 40 mm v hloubkách 20 až 80 µm) odpovídající homogennímu izotropnímu polykrystalickému materiálu s nevýraznou plastickou deformací charakterizují výchozí ocel použitou pro výrobu svaru. Tab. 1 Difraktogramy pořízené v různých vzdálenostech od svaru na broušeném povrchu a po odleštění Tab. 1 Diffractograms in various distances from the weld taken on the surface and after electrolytic polishing Měřená oblast Po broušení

Odleštěno 20 µm

Odleštěno 40 µm

Odleštěno 80 µm

0

1

ISBN 978-80-7414-679-4

- 401 -

(c) 2014 UJEP



4

40

6.2 Kvantitativní hodnocení zbytkových napětí pomocí rtg difrakční metody "sin2ψ" na difraktometru PROTO Na základě měření napětí v různých hloubkách, viz tab. 2 a obr. 6, bylo zjištěno, že se napětí od hloubky ca 80 µm nemění, a proto následné měření probíhalo do této hloubky. Napětí vnesené broušením oxidové vrstvy metalografickým papírem bylo tlakové a s narůstající hloubkou se mění v napětí tahové. Tab. 2 Zbytková napětí naměřena v různých hloubkách Tab. 2 Residual stresses obtained at various depths Bod broušeno 20 µm 40 µm 60 µm Směr L 1 -356±14 -182±9 -141±10 190±10 2 -355±14 -161±8 -48±11 97±17 3 -370±10 -190±8 -8±15 5±17 Směr T 1 -538±12 -284±13 -104±17 23±9 2 -502±18 -211±12 -56±16 159±13 3 -520±11 -270±14 -90±16 35±18

a)

300

b)

Napětí ve směru L 200

70 µm

80 µm

100 µm

120 µm

244±10 166±12 22±9

238±9 165±12 21±9

234±17 152±12 38±9

237±18 167±12 20±12

200±12 127±18 38±10

183±12 136±10 43±9

214±20 116±16 70±13

208±16 142±12 51±15

300

Napětí ve směru T 200 100

100

napětí, MPa

napětí, MPa

0

0

-100

-100 -200 -300

-200 -400

bod 1 bod 2 bod 3

-300

-600

-400 0

20

40

60

80

100

120

0

20

40

60

80

100

120

hloubka odleštění, m

hloubka odleštění, m

ISBN 978-80-7414-679-4

bod 1 bod 2 bod 3

-500

- 402 -

(c) 2014 UJEP



Obr. 6 Hloubkové profily normálových zbytkových napětí po jednotlivých krocích elektrochemického leštění Fig. 6 Depth profiles of normal residual stresses after electrochemical polishing Na obr. 7 jsou vyneseny průběhy hodnot zbytkových napětí v závislosti na vzdálenosti od svaru naměřených na broušeném povrchu a v hloubkách 20, 40 a 80 μm. Z grafů je patrné, že ke změně normálových napětí dochází ve dvou oblastech, tj. v okolí svarového spoji a v tepelně ovlivněné zóně. Ve vzdálenosti kolem 20 mm nastává ustálení hodnot napětí. Průběhy ve směru kolmém k ose svaru (směr T, obr. 7a) a rovnoběžném (směr T, obr. 7b) mají shodný charakter – se zvětšující se hloubkou dochází k postupné změně zbytkových napětí z tlakových v tahová.

Obr. 7 Distribuce normálových zbytkových napětí Fig. 7 Distributions of normal residual stresses

7 Závěr Experimentální práce na ocelové laserem svařované desce byly rozděleny do několika etap. Na začátku bylo zjištěno, že materiál obsahuje povrchovou vrstvu, která neumožňuje difrakční analýzu oceli. Tato vrstva musela být odstraněna metalografickým papírem pomocí mechanického broušení, jelikož elektrolytické rozpouštění oxidů bylo neúčinné. Broušením se však do povrchové vrstvy vneslo technologické napětí. DebyeovaScherrerova metoda na zpětný odraz ukázala rozdíl mezi stavem reálné struktury povrchu po mechanickém broušení a po elektrolytickém leštění. Napěťové analýze samotného svarového spoje předcházelo předběžné měření (tab. 2 a obr. 6) za účelem stanovit velikost hloubky vrstvy ovlivněné broušením. Z těchto výsledků bylo zjištěno, že při broušení za účelem odstranění oxidové vrstvy byl základní materiál napěťové ovlivněn do hloubky nepřesahující 80 µm. Samotné měření probíhalo ve čtyřech vzdálenostech z od povrchu (x = 0, 20, 40 a 80 µm). Z průběhů napětí v závislosti na vzdálenosti od svaru naměřených na broušeném povrchu a v těchto hloubkách (obr. 7) je patrné, že tlaková zbytková napětí se s hloubkou mění na napětí tahová. Poděkování Příspěvek vznikl za podpory projektu studentské grantové soutěže TUL/FS/SGS 28005, projektu TA02011004 Technologické agentury ČR a CZ.1.05/2.1.00/01.0005 Ústavu pro nanomateriály, pokročilé technologie a inovace Technické univerzity v Liberci. Literatura [1] KRAUS, Ivo., GANEV, Nikolaj. Technické aplikace difrakční analýzy, Praha: České vysoké učení technické v Praze, 2004. ISBN 80-01-03099 [2] KRAUS, Ivo. GANEV, Nikolaj.: Residual Stress and Stress Gradients, In: Industrial Applications of XRay Diffraction. New York: Marcel Dekker, 2000, s. 793-811. [3] KRAUS, Ivo, GANEV, Nikolaj.: Difrakční analýza mechanických napětí. České vysoké učení technické v Praze, 1995. ISBN 80-01-01366[4] HAUK V.: Structural and Residual Stress Analysis by Nondestructive Methods, Elsevier, 1997

ISBN 978-80-7414-679-4

- 403 -

(c) 2014 UJEP



Abstract Article: X-ray Diffraction Analysis of Steel with Oxide Surface Layer Author: Zuzánek Lukáš, MSc. Ganev Nikolaj, prof. MSc. Ph.D. Řídky Ondrej, MSc. Kolařík Kamil, MSc. Ph.D. Workplace:

Technical University of Liberec, Department of Engineering Technology Faculty of Nuclear Sciences and Physical Engineering, Czech Technical University in

Prague Technical University of Liberec, Department of Engineering Technology Institute for Nanomaterials, Advanced Technologies and Innovation TU of Liberec

Keywords:

electrolytic polishing, residual stress, X-ray diffraction, laser welding

The basic principle of the X-ray diffraction analysis is based on the determination of components of residual stresses. They are determined on the basis of the change in the distance between atomic planes. The method is limited by a relatively small depth in which the X-ray beam penetrates into the analysed materials. For determination of residual stresses in the surface layer the X-ray diffraction and electrolytic polishing has to be combined. The article is deals with the determination of residual stress and real material structure of a laser-welded steel sample with an oxide surface layer. This surface layer is created during the rolling and it prevents the material from its corrosion. Before the X-ray diffraction analysis can be performed, this surface layer has to be removed. This surface layer cannot be removed with the help of electrolytic polishing and, therefore, it has to be removed mechanically. This mechanical procedure creates “technological” residual stress in the surface layer. This additional residual stress is removed by the electrolytic polishing in the depth between 20 and 80 µm. Finally, the real structure and residual stresses can be determined by using the X-ray diffraction techniques.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 404 -

(c) 2014 UJEP



Finite element modeling of a crack in pipelines submitted to pressure load prof. Milan Žmindák, MSc., PhD., prof. Jozef Meško, MSc., PhD., Zoran Pelagić, MSc., Andrej Zrak, MSc. University of Žilina, Faculty of Mechanical Engineering, Department of Applied Mechanics, Department of Technological Engineering, Univerzitná 1, 01026 Žilina

The paper presents the crack initiation during the operational phase of a pipeline. A short crack theory together with the finite element method (FEM) is then used for simulation of the crack. The virtual crack extension (VCE) method, implemented in the FEM, is used for simulating the crack. This paper describes the modelling and simulation of a welded pipeline with initiated crack in the beginning. In this paper a FEM modelling procedure for analysing SIF’s and J- integral for two practical problems is presented. In the first problem the commercial software ANSYS was used to calculate crack parameters in a straight pipe with radial crack. The second problem in shows numerical results for calculated crack parameters and contour integrals around an axial crack tip in the main pipe of a welded tubular Y-joint, which are calculated by commercial software ABAQUS . For Jintegral evaluation, the region on the surface of the blunted notch should be used to define the crack front. Keywords: FEM, XFEM, stress intensity factor, J-integral, pipelines

1 Introduction The occurrence of cracks and discontinuities in the structure is currently regarded as quite natural, and their presence in the design of bodies counted. The main reasons for the presence of cracks (generally defects) is of technological or structural nature. The design quality of any design is determining the guaranteed service life, or the maximum allowable stress. These aspects can be determined using fracture mechanics, even for bodies with complex geometry subjected to general loading. The accurate modelling of cracks in finite bodies remains a challenging problem in computational mechanics. Closed-form solutions for the stress intensity factors (SIFs) are available for simple crack geometries in three dimensions; however, for arbitrary-shaped cracks in finite specimens, numerical methods are the only recourse to modelling three-dimensional fatigue crack. Due to fabrication defects or damage in service, cracks exist in nearly all tubular joints [1]. The cracks which are found in pipelines (Fig. 1) reduce the load bearing capacity of the piping systems significantly.

Fig. 1 Examples of cracks in pipes The finite element method (FEM) is widely used for analysing different types of welded pipeline joints [2-4]. In spite of the successes using FEM in computational fracture, mesh generation in three dimensions is time consuming and especially burdensome for multiple crack configurations and crack growth simulations. More recently, the element-free Galerkin (EFG) method, a mesh-free method, has been successful in modelling static and dynamic fracture in two dimensions and three dimensions [5]. In this technique, the crack is not represented by the element boundary, but instead with appropriate nodes enriched by new degrees of freedom (d.o.f.) that allow displacement field discontinuity along the crack faces. By contrast, the eXtended Finite Element Method (X-FEM) allows the crack to grow along an arbitrary, solution driven path with no remeshing required [6, 7]. The following types of cracks we distinguish in pipelines: 1.

Hot cracking. These cracks are caused by dirt, high output welding, etc.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 405 -

(c) 2014 UJEP



2. Cold cracks. For formation of cold cracks must be meet the following conditions:  The presence of hydrogen in welded joints,  Microstructure must be sensitive to the effect of hydrogen (martensite and lower bainite)  The presence of tensile residual stresses 3. Annealing cracks. These are formed during heat treatment of welded joints or multi-layer welding. 4. Lamellar cracks. They are formed in the base material and in heat affected zone due to stresses in the thickness direction of the plate. Prediction of the crack process is of great importance for many fracture mechanical applications. Some situations where crack propagation is required include:     

Once a crack is present in a material, it will tend to grow under the influence of cyclic loading. The crack may be initiated by fatigue, or may be caused by an impact, or similar event. (e.g., a thermal shock) Eventually a crack will reach a critical size, and the structure will suddenly fracture. The driving force for crack growth is the range in SIF. The three-dimensional fatigue crack growth can be treated in the framework of the classical linear elastic fracture mechanics

Calculation of the magnitudes of ERR/ SIF’s do not directly provide directional information regarding crack growth. A number of criteria have been developed to specify the direction. They include maximum ERR, maximum tangential stress and the normal to the maximum principal stress. For engineering materials, such as metals, there are two primary modes of fracture: brittle and ductile. For brittle fracture, cracks spread very rapidly with little or no plastic deformation. Cracks that initiate in a brittle material tend to continue to grow and increase in size provided the loading will cause crack growth. For ductile fracture we distinguish three stages: 1. 2. 3.

void nucleation, growth, and coalescence. The crack moves slowly and is accompanied by a large amount of plastic deformation The crack typically will not grow unless the applied load is increased.

In this paper FEM modelling procedure for analysing and J- integral for two practical problems is presented. In first problem the commercial software ANSYS for calculation crack parameters in straight pipe with radial crack was used. In second problem of present work the numerical results for calculation crack parameters and contour integrals around a axial crack tip in main pipe of a welded tubular Y-joint are calculated by commercial software ABAQUS .

2 Theory background of local conception in fracture mechanics The existing approaches for three-dimensional crack growth along curved surfaces can be divided into three

classes [8]: 1. 2. 3.

X-FEM is well suited technique to simulate the propagating crack discontinuity through a standard FEM mesh. Remeshing of a sub-domain around the growing crack with automated tetraeder element meshing algorithms. Replacing the domain around the growing crack by submodel technique.

2.1 Stress intensity factors In present time one of the most important the most used fracture mechanics parameter describing the stress state in the cracked body is the SIF. It is a factor that includes the size and the way of external loading, as well as the basics qualitative and quantitative characteristic of body and crack geometry. The SIF is the parameter that relates the local crack-tip fields with the global aspects of the problem. Accurate calculation of SIF is limited to a few special configurations, for example elliptical cracks in in big bodies, crack in plate loaded by tension, etc. For complex configurations such as the penetration of surface crack with the free surface of the solution can be obtained only numerically. At the crack tip the stress field can be broken up into three components, called Mode I, Mode II and Mode III, as sketched in Fig. 2. The main difference of these three modes is in the orientation of the external load, acting on the body, with regard to fracture plane and crack front. With the idealization discussed above the solution of the tip stress fields can be broken down into three problems. Modes I and II are found by the solution of either a plane stress or plane strain problem and Mode III by the solution of an anti-plane shear problem. The general form of the SIF is: K= f(load, crack, length, geometry)

ISBN 978-80-7414-679-4

- 406 -

(1)

(c) 2014 UJEP



y r P  x O

y r P  x

z

O

MODE I OPENING MODE KII= KIII = 0

z

y r

P  x

O

z

MODE III TEARING MODE K I = KII=0

MODE II SLIDING MODE K I = KIII = 0 Fig. 2 Modes of fracture

For the real body with finite size the stress field at the crack front is influenced by free body boundaries. In this case the SIFs are depending on geometric parameters, defining body shape and dimensions (especially for the width W and length L), and therefore we get KI K II K f ijI  f ijII  III f ijIII  ij r, s   2r 2r 2r (2)

where r

- is the distance from crack tip (Fig. 3)

f ij

- define the angular variation of the stress for mode α

  a tanx 2 x1 

For mode I behaviour it can be shown that  EG K I   2  1   

   

1

2

(3)

where E is Young’s modulus, υ is the Poisson ration and α is value ranging from ) for plane stress to 1 for plane strain. In a more general form it is possible to write G

B K I  K II   E   K III2 E E

(4)

B=1 for plane stress and 1   for plane strain. 2

The FEM formulations for problems involving singularities can be described in terms of two basic classes: direct methods and singular element formulations (Fig. 4) [9,10].

ISBN 978-80-7414-679-4

- 407 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 3 Crack in an infinite plane

Fig.4 FEM mesh around the crack front

2.1 Energy release rate Energy principles play an important role in studying crack problems. This is motivated by the fact that crack propagation always involves dissipation of energy. Sources of energy dissipation include: Surface energy, plastic dissipation, etc. By considering fracture from an energetic point of view, crack growth criteria can be postulated in terms of energy release rates. This approach offers an alternative to the K-based fracture criteria discussed earlier and reinforces the connection between global and local fields in fracture problems. The energy release rate (ERR)is a global parameter while the SIF is a local crack-tip parameter. The total strain energy release rate would be 1  2 d 2 (W  U )  K I  K II2  K III 2 da (5)





The plastic energy dissipation rate, which is a material constant following Griffith-Irwin-Orowan theory, can now be replaced by an equivalent material constant which is the critical strain energy release rate, at the onset of rapid fracture, G K G of IC . Since the stress intensity factor I is directly related to I [11], the Griffith-Irwin-Orowan theory can be K K restated in terms of the stress intensity factor I , which becomes a material constant, IC , it is referred to as the (length)1/ 2 fracture toughness of the material and has the dimensions of [stress  ].

3 Solved problems As mentioned above, the FEM offers a computational tool for simulation and analysis of in-service welding gas pipelines [12-14]. Over the last two decades, a number of FEM simulations of sleeve repairing welding have been conducted to investigate the stress fields. The commercial finite element code ANSYS was used for static linear analysis to obtain stress state of all parts and risk assessment of debonding [15]. 3.1 Radial crack in pipe The first problem solved in this paper is shown in Fig. 5. The geometric and material parameters are: R = 360 mm, t

ISBN 978-80-7414-679-4

- 408 -

(c) 2014 UJEP



= 8 mm, E = 210 GPa, μ = 0.3. The 2D FE model with plane strain elements PLANE183 was used. This element has quadratic displacement behaviour and is well suited to modelling irregular meshes. The symmetry boundary conditions in the radial direction were exploited and quarter of cylinder was modeled (Fig. 6). The maximum value of SIF is 97.54

MPa m for crack depth a = 3 mm and for operation pressure p = 11.5 MPa. For operational pressure p = 5.5 MPa and for the crack length a = 2 mm is SIF = 29.09 MPa m , which is below the critical value. The critical value for standard steel is about 60.00MPa m . It should be noted that the SIF values were also calculated using the analytical relations [16]. p.R KI   .a 1  sin 2  2t (6)



K II 



p. R  .a sin  cos  2t

(7)

K  19.62MPa m K II  0.0MPa m for   90 . In Fig. 7 is described the course SIF K on the In this is case, is I I pressure p for different values of the crack depth. 0

Fig. 5 Location of the crack in pipe

Fig. 6 Boundary conditions

ISBN 978-80-7414-679-4

- 409 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 7 The course SIF KI on the pressure p In Tab. 1 is described values of J- Integral for increasing pressure and in Fig. 9 is described the course of J-integral. The maximum value is cca 0.083 MPam. This value is also under the critical J-integral value, which was measured on test specimens.

Fig.8 von Mises distribution (left) and principal stress (right) for pressure p=10 MPa Tab. 1 J-integral

JJJPressure integral Pressure integral Pressure integral 0.1 0.122 0.848 21.624 0.958 55.515 0.2 0.485 0.859 23.277 0.966 60.060 0.3 1.099 0.867 25.120 0.974 64.817 0.4 1.987 0.886 28.491 0.981 69.693 0.5 3.223 0.810 31.840 0.989 74.869 0.6 5.089 0.912 35.313 0.997 80.293 0.7 8.554 0.923 38.916 1 82.596 0.76888 12.726 0.933 42.735 0.79299 14.664 0.942 46.794 0.8171 17.300 0.950 51.077

ISBN 978-80-7414-679-4

- 410 -

(c) 2014 UJEP



Fig.9 The course of J - integral on the pressure 4.2 Axial crack in pipe In order to study the effect of geometrical parameters on the SIF and J-integral, systematic procedure is necessary to generate consistent geometrical models that can be used in modelling and analysis. A critical issue that must be addressed in 3D FEM fracture mechanics is that of mesh generation. The supplied geometric dimensions we used in modelling of the crack (Fig. 10. Crack, we assumed in the axial direction and his length is a = 3mm. The used pressure load was used the same as in the first case. The FEM model was created from 3D elements in commercial FEM software SIMULIA Abaqus and XFEM (Extended Finite Element Method) elements were used. The symmetry conditions in the longitudinal direction were exploited to reduce the computational effort, consequently half of the model was analysed and statically determinate boundary conditions were specified (Fig.11). The number of elements was 226 895, with 383 695 active nodes by 3DOFs per node.

Fig. 10 A welded tubular Y-joint

Fig. 11 Boundary conditions

ISBN 978-80-7414-679-4

- 411 -

(c) 2014 UJEP



a)

b) Fig. 12 Crack location and investigated points Fig. 12a shows the detail of crack location and in Fig. 12b are described points where we evaluated stresses. Fig. 13 to Fig. 16 the von Mises stress (σvon) is described and maximum principal stress (σmax) distribution in vicinity of the crack. It can be seen that the maximum value of the von Mises stress occurs around the crack tip, which is of course caused by stress concentration near the crack tip. The graphs in Fig. 17 show the course of σvon and σmax at investigated points. Different contours (domains) are created automatically by Abaqus. The first contour consists of the crack front and one layer of elements surrounding it. The next contour consists of the ring of elements in contact with the first contour as well as the elements in the first contour. Each subsequent contour is defined by adding the next ring of elements in contact with the previous contour. The graphs in Fig. 17 show the course of SIF and J at contour 3.

Fig. 13.von Mises stress distribution (σvon)

ISBN 978-80-7414-679-4

- 412 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 14.Detail of σvon distribution

Fig. 15. Max principal stresses distribution (σmax)

Fig. 16. Detail of σmax distribution

ISBN 978-80-7414-679-4

- 413 -

(c) 2014 UJEP



Fig. 17 Graph of σvon (left)and σmax (right)for investigated points

Fig. 18 Graph SIF (left)and J-integral(right)

4 Conclusion In this paper fracture parameters, SIF factor and J-integral in pipelines submitted to pressure load were determined by FEM simulation modeling. The classical FEM with singular elements and X-FEM method implemented in the commercial FE code ANSYS an ABAQUS has been used. In first problem calculation crack parameters in straight pipe with radial crack was used. In second problem the numerical results for calculation crack parameters and contour integrals around axial crack tip in main pipe of a welded tubular Y-joint are calculated. Local J-integral evaluation by domain integral method leads to a better understanding of the crack front behaviour. The following suggestions regarding possible future work in this field are summarized as: 1. Comparison of different methods for calculation of J-Integral, 2. Extending J – integral calculations to dynamic crack length models.

Acknowledgement The work has been supported by the grant project KEGA No. 054 ŽU-4-2012 and VEGA 1/1259/12

References [1] CHIEW, S.P., LIE, S.T., LEE, C.K., HUANG, Z.W. (2001): Stress intensity factors for a surface crack in a tubular T-joint. In: Int. J. of pressure Vessels and Piping, 78, pp. 677-685. [2] NOVÁK, P., MEŠKO, J., ŽMINDÁK, M., (2013), Finite element implementation of Multi-Pass Fillet Weld with Phase Changes. In: Manufacturing Technology Vol. 13, No.1. [3] G. Venkatachalam & R. Harichandran & S. Rajakumar &C. Dharmaraja & C. Pandivelan. Determination of Jintegral and stress intensity factor using the commercial FE software ABAQUS in austenitic stainless steel (AISI 304) plates. In: Int. J. Adv. Manuf. Technol. [4] MeSko, J., Fabian, P., Hopko, A., KoNár, R. (2011). Shape of heat source in simulation program SYSWELD using different types of gases and welding methods. In: Manufacturing Technology, Vol. XVI, No. 5, pp. 6-11. [5] GAO, L., LIU, K.; LIU, Y. (2006): Applications of MLPG Method in Dynamic Fracture Problems. In: CMES: Computer Modeling in Engineering & Sciences, vol.12, No.3, pp. 181-195. [6] MOHAMMADI, S., (2008). Extended Finite Element Method. Singapúr : Utopia Press PteLtd, 2008. 277 pp. [7] Sladek, J.; Sladek, V.; Krivacek, J.; Zhang, Ch. (2005). Meshless Local Petrov-Galerkin Method for Stress and Crack Analysis in 3-D Axisymmetric FGM Bodies. In: CMES: Computer Modeling in Engineering & Sciences, vol. 8, No. 3, pp.259-270. [8] APEL, T., STEINBACH, O. (2013) Advanced Finite Element Methods and Application, Springer –Verlag Berlin Heidelberg

ISBN 978-80-7414-679-4

- 414 -

(c) 2014 UJEP



[9] AKIN, J.S. (1976)., The generation of elements with singularities. In:Int. J. Numer. Meth. in Engng., 10, pp. 1249-1259. [10] KUNA, M. (2013). Finite Elements in Fracture Mechanics: Theory-Numerics_Applications, Springer Science +Bussines Media. [11] SLADEK, J, SLADEK, V., JAKUBOVICOVA, L. (2002). Application of Boundary Element Methods in Fracture Mechanics, University of Zilina, Faculty of Mechanical Engineering, Zilina , 2002. [12] Žmindák, M., Novák, P., Meško, J. (2010). Numerical simulation of arc welding processes with metallurgical transformations. Metallurgy, Vol. 49, No.2, pp. 595-599. [13] Sattari-Far. I., Farahi, M.R. (2009). Effect of the weld groove shape and pass number on residual stress in buttwelded pipes. In: International journal of Pressure vessels and Piping Vol. 86, pp. 723-731. [14] Kovanda, K., Holub, L., Kolařík, L., Kolaříková, M., Vondrouš, P., (2012). Experimental verification of FEM Simulation of GMAW bead on plate welding. Manufacturing Technology Vol.12, No. 12, pp. 30-33. [15] NOVÁK, P., MEŠKO, J., ŽMINDÁK, M., (2013). Finite element implementation of Multi-Pass Fillet Weld with Phase Changes. Manufacturing Technology Vol. 13, No.1. [16] GDOUTS, E.E., RODOPOULOS, C.A., YATES, J.R., (2003). Problems of Fracture Mechanics and Fatigue : A solution Guide. Kluwer Academic Publishers.

ISBN 978-80-7414-679-4

- 415 -

(c) 2014 UJEP

sbornÃ­k pÅÃ­spÄvkÅ¯ papers proceedings

sbornÃ­k pÅÃ­spÄvkÅ¯ papers proceedings

sbornÃk pÅÃspÄvkÅ¯ papers proceedings

sbornÃk pÅÃspÄvkÅ¯ papers proceedings