Materiały, Technologie, Konstrukcje, Eksploatacja 3

(1)

Materiały, Technologie, Konstrukcje, Eksploatacja 3

(2)

(3)

Predykcja w układach mechanicznych

i automatycznych 2020 –

pomiary i badania

(4)

O p i n i o d a w c a

prof. dr hab. inż. Michał Wieczorowski dr hab. inż. Andrzej Trytek, prof. PRz

R e d a k t o r n a c z e l n y Wydawnictw Politechniki Rzeszowskiej dr hab. inż. Lesław GNIEWEK, prof. PRz

R e d a k t o r Mirosław Surowaniec

P r z y g o t o w a n i e m a t r y c Patrycja Kuziora

P r o j e k t o k ł a d k i Joanna Mikuła

A u t o r z y Piotr Mendelowski Krzysztof Szwajka Joanna Zielińska-Szwajka

Wiesław Żelasko

diagnostyka narzędzi, pomiary, zużycie, badania stanowiskowe, niezawodność

Wszelkie prawa autorskie i wydawnicze zastrzeżone. Każda forma powielania oraz przenoszenia na inne nośniki bez pisemnej zgody Wydawcy jest traktowana jako naruszenie praw autorskich, z konsekwencjami przewidzianymi w Ustawie o prawie autorskim i prawach pokrewnych (Dz.U. z 2018 r., poz. 1191 t.j.). Autor i Wydawca dołożyli wszelkich starań, aby rzetelnie podać źródło zamieszczonych ilustracji oraz dotrzeć do właścicieli i dysponentów praw autorskich. Osoby, których nie udało się ustalić, są proszone o kontakt

z Wydawnictwem.

ISBN 978-83-7934-444-4

Oﬁcyna Wydawnicza Politechniki Rzeszowskiej al. Powstańców Warszawy 12, 35-959 Rzeszów

Ark. wyd. 5,77. Ark. druk. 7,50.

Oddano do druku w grudniu 2020 r. Wydrukowano w grudniu 2020 r.

Drukarnia Oﬁcyny Wydawniczej, al. Powstańców Warszawy 12, 35-959 Rzeszów Zam. nr 100/20

(5)

Predykcja, czyli prognozowanie, jest naukową metodą przewidywania tego, w jaki sposób będą kształtowały się w przyszłości procesy lub zdarze- nia. Zdobycie tej wiedzy ma bezpośredni wpływ na zwiększenie żywotności a także optymalizację funkcjonowania układów mechanicznych oraz automatycznych. Metody predykcji są dzisiaj powszechnie stosowane w środo- wisku przemysłowym. Natomiast sama umiejętność przewidywania wystą- pienia potencjalnej awarii, która może doprowadzić do niekontrolowanego przestoju maszyn lub urządzeń, ma kluczowe znaczenie dla optymalizacji procesów eksploatacji oraz produkcji.

W pierwszej części niniejszego opracowania zatytułowanej Wybrane wiel- kości ﬁzyczne używane w diagnostyce procesu wiercenia przedstawiono eksperymentalne badania, dotyczące wpływu zastosowanych powłok ostrzy na- rzędzi skrawających i parametrów skrawania na wybrane wskaźniki doty- czące obrabialności płyty pilśniowej o średniej gęstości (MDF) w procesie wiercenia. Jak się okazuje, zastosowany posuw narzędzia skrawającego i rodzaj jego pokrycia okazały się parametrami dominującymi, które znacząco wpływają na proces wiercenia płyty MDF. W przeprowadzonych badaniach zastosowano narzędzia skrawające z węglika spiekanego (HW) z różnymi rodzajami powłok ostrzy skrawających, takie jak: TiAlN oraz ZrN (wspo- mniane powłoki należą do najczęściej stosowanych w obróbce skrawaniem materiałów kompozytowych).

W kolejnej części monograﬁi pod tytułem Praktyczne podejście do pro- jektowania toru pomiarowego na potrzeby predykcji w układach mechanicz- nych autorka opisuje problematykę prawidłowego przygotowania i przeprowadzenia badań diagnostycznych, dotyczących pomiarów drgań obiektów

(6)

nież przedstawiono przykładowy tor do pomiaru i archiwizacji danych pomiarowych oraz aplikację do analizy zarejestrowanych sygnałów drgań. Ba- dania wskazują, że zbyt duży poziom drgań generuje hałas, który jest sygna- łem o potencjalnej możliwości nadmiernego zużycia lub potencjalnej awarii.

Jak podkreśla autorka opracowania, właściwy dobór toru pomiarowego do badań i rozważenie wszystkich aspektów prowadzenia eksperymentu elimi- nuje błędy, skraca czas pomiarów i analizy wyników oraz wpływa na jakość otrzymanych wyników badań.

W następnym rozdziale Analiza stopnia zużycia taśmociągu przemy- słowego dokonano pomiarów oraz analizy struktury geometrycznej płytek przenośnika przemysłowego przed i po 200 godzinach jego pracy. Wyka- zano najważniejsze różnice w procesie zużywania się powierzchni płytek oraz przedstawiono działania, mogące przyczynić się do zwiększenia żywot- ności stosowanego obecnie rozwiązania. Do kontroli zużycia płytek przeno- śnika, zgodnie z sugestią autora opracowania, można stosować szereg badań nieniszczących, takich jak m.in. badania penetracyjne, badania ultradźwię- kowe, badania rentgenowskie, badania magnetyczno-proszkowe czy też badania endoskopowe.

Ostatnia część opracowania jest zatytułowana Przyspieszone stanowi- skowe badania trwałościowe skrzyń biegów przełączalnych pod obciążeniem.

Autor w swojej pracy przedstawił budowę skrzyń biegów przełączalnych pod obciążeniem (typu Power Shift) oraz metodologię stanowiskowych ba- dań trwałościowych wspomnianych skrzyń. W niniejszej pracy został przed- stawiony schemat stanowiska badawczego, jak również interpretacje wyni- ków badań. Zaproponowana metodyka badań trwałościowych skrzyń biegów przełączalnych pod obciążeniem, jest szczególnie przydatnym narzędziem na etapie akceptacji nowych dostawców skrzyń biegów, poprzedzającym decyzję o stosowaniu ich w produkcji seryjnej.

dr inż. Mirosław Surowaniec Politechnika Rzeszowska

(7)

Każdy dałby fortunę aby móc przewidzieć przyszłość i skutecznie na nią od- działywać. Oczywiście pod warunkiem, że wydana fortuna zwróciłaby się z nawiązką. Ludzkość podejmowała działania w kierunku przewidywania przyszłości już od jej zarania. Wszystkim znane są np. przypadki wykorzy- stywania w starożytności wiedzy astronomicznej do sterowania decyzjami politycznymi. Jeszcze bliższym przykładem są prognozy pogodowe. Wpraw- dzie z dużą dokładnością można je przewidzieć i przygotować się do ano- malii ale jeszcze na razie trudno na nie wpływać.

Metody predykcji są dzisiaj szeroko wykorzystywane w przemyśle. Jed- nym z obszarów gdzie ich znaczenie jest fundamentalne, są wielkoseryjne procesy produkcyjne. Każdy z zarządzających takimi procesami zawsze chce obserwować niezakłócony takt wytwarzania wyrobów na swojej li- nii produkcyjnej. Ale niestety nawet najlepiej zorganizowane procesy nie są stu procentowo skuteczne. Uważa się, że wskaźnik OEE (Overall Equ- ipment Eﬃcency) na poziomie ponad 80% jest już efektywny. Jednym ze składników wpływających na rezultat OEE jest UT (Up Time), czyli do- stępny czas pracy urządzeń produkcyjnych. Jedną z jego składowych jest z kolei TDT (Technical Down Time), czyli czas przestojów urządzeń z powodu awarii technicznych. Oczywiście zadaniem zarządzających procesami produkcji jest jego minimalizowanie. Można to robić w sposób reaktywny, czyli podejmować działania po wystąpieniu awarii, lub planowy, wyprze- dzający pojawienie się awarii. Ten planowy sposób zawiera w sobie dwie metody: prewencyjną i predykcyjną. Zastosowanie każdej z tych trzech metod w określonych przypadkach ma swoje techniczne, technologiczne, a przede wszystkim ekonomiczne uzasadnienie. Tematyka tej monograﬁi skupia się na wykorzystywaniu metod predykcyjnych w utrzymaniu ruchu

(8)

najtańszych i mających powszechne zastosowanie. O ﬁnalnym ich użyciu zawsze decyduje analiza opłacalności.

Program predykcyjnego utrzymania ruchu zainicjowany został przez Wschodni Sojusz Motoryzacyjny w ramach europejskiego programu DRI- VES (Development and Research on Innovative Vocational and Eductional Skills), którego celem jest przygotowanie programów kształcenia pod kątem przyszłych potrzeb branży motoryzacyjnej w Europie. Predykcyjne utrzy- manie ruchu ma charakter uniwersalny i ma zastosowanie we wszelkiego rodzaju ﬁrmach produkcyjnych. Wschodni Sojusz Motoryzacyjny i Wy- dział Mechaniczno-Technologiczny Politechniki Rzeszowskiej w Stalowej Woli podjęły się wprowadzenia tej tematyki do programu nauczania na poziomie studiów inżynierskich i magisterskich. Dzisiejsze wymagania dla skuteczności procesów produkcyjnych wymuszają coraz szersze stosowanie metod predykcyjnych. Skoncentrowanie na Podkarpaciu takich branż produkcyjnych jak motoryzacja, lotnictwo czy przetwórstwo metalowe i spo- żywcze, gdzie występuje duże umaszynowienie, automatyzacja i robotyza- cja, skutkuje zapotrzebowaniem na wysoko wykwaliﬁkowanych specjalistów w tej dziedzinie. Do dalszego rozwoju metod predykcyjnych przyczyni się na pewno wprowadzanie narzędzi przemysłu 4.0. Gromadzenie dużej ilości danych bezpośrednio z urządzeń i ich zautomatyzowana analiza to pod- stawa poprawnego wnioskowania i skutecznego podejmowania decyzji.

Jestem przekonany, że monograﬁa Predykcja w układach mechanicznych i automatycznych, którą oddajemy do Waszej dyspozycji, przyczyni się do wzrostu poziomu wiedzy wykładowców, studentów i pracowników ﬁrm produkcyjnych, a w efekcie do podniesienia poziomu skuteczności procesów wytwórczych.

Ryszard Jania Prezes Wschodniego Sojuszu Motoryzacyjnego

(9)

manie potencjału badawczego Politechniki Rzeszowskiej w ramach umów UPB.KW.20.001 i UPB.KO.20.001.

Badania zostały zrealizowane dzięki wykorzystaniu aparatury z pro- jektu: Utworzenie naukowo-badawczego Laboratorium Międzyuczelnianego w Stalowej Woli w ramach Programu Operacyjnego Rozwój Polski Wschod- niej 2007-2013, Oś Priorytetowa I – Nowoczesna Gospodarka, Działanie I.3 – Wspieranie Innowacji, numer projektu: POPW.01.03.00-18-016/12-00.

(10)

(11)

1 Wybrane wielkości ﬁzyczne używane w diagnostyce procesu wiercenia

K. Szwajka . . . . 13

1.1 Wprowadzenie . . . 14

1.2 Metodyka badań . . . 17

1.3 Wyniki badań . . . 25

1.4 Podsumowanie . . . 39

Bibliograﬁa . . . 39

2 Praktyczne podejście do projektowania toru pomiarowego na potrzeby predykcji w układach mechanicznych J. Zielińska-Szwajka . . . . 45

2.2 Rodzaje akcelerometrów . . . 47

2.3 Charakterystyka akcelerometru . . . 54

2.4 Mocowanie akcelerometru . . . 56

2.5 Miary stosowane w analizie sygnałów pochodzących z akce- lerometrów . . . 59

2.6 Przykładowy tor pomiarowy . . . 65

3 Analiza stopnia zużycia taśmociągu przemysłowego W. Żelasko . . . . 69

3.1 Cel i zakres badań . . . 69

3.3 Aparatura badawcza . . . 76

(12)

3.5 Praktyczne wykorzystanie interferometru do badania stopnia

zużycia płytek przenośnika cięgnowego . . . 86

4 Przyspieszone stanowiskowe badania trwałościowe skrzyń biegów przełączalnych pod obciążeniem P. Mendelowski . . . . 99

4.2 Budowa skrzyni biegów przełączalnej pod obciążeniem . . . 100

4.3 Analiza pracy maszyny wyposażonej w skrzynię biegów prze- łączalną pod obciążeniem . . . 105

4.4 Trwałościowe badania stanowiskowe skrzyni biegów przełą- czalnej pod obciążeniem . . . 109

4.5 Dyskusja . . . 113

Spis rysunków . . . 116

Spis tablic . . . 119

(13)

1. Wybrane wielkości ﬁzyczne uży- wane w diagnostyce procesu wier- cenia

Krzysztof Szwajka¹

Politechnika Rzeszowska, kszwajka@prz.edu.pl

Streszczenie Kompozyty na bazie materiałów drewnopochodnych znajdują coraz większe zastosowanie w przemyśle, nie tylko z powodu niedoboru drewna litego, ale przede wszystkim ze względu na lep- sze ich własności, takie jak: wytrzymałość, estetyczny wygląd itp.

w porównaniu do drewna. Płyta pilśniowa o średniej gęstości (MDF) to kompozyt na bazie drewna, szeroko stosowany w przemyśle meblarskim. Celem przeprowadzonych badań było określenie wpływu rodzaju zastosowanych powłok ostrzy skrawających wiertła na wartość siły osiowej (Ft), momentu skrawania (Mc), temperatury narzędzia skrawającego (T) i chropowatość powierzchni otworu w procesie wiercenia płyty MDF. W badaniach zastosowano wiertła z węglika spiekanego (HW): niepokrywane z powłoką TiAlN oraz z powłoką ZrN.

Pomiar wartości siły osiowej i momentu skrawania prowadzono z zastosowaniem przemysłowego czujnika piezoelektrycznego. Tempera- turę narzędzia skrawającego w procesie wiercenia mierzono za pomocą przemysłowego układu do pomiaru temperatury, z zastosowaniem ter- mopary typu K. Zaobserwowano, że wartość maksymalnej temperatury narzędzia w procesie wiercenia zależy nie tylko od prędkości skrawania i posuwu, ale także od rodzaju zastosowanego pokrycia ostrzy narzędzia skrawającego. Na wartość siły osiowej i momentu skrawania

1ORCID: 0000-0002-1038-1148, Wydział Mechaniczno-Technologiczny Politechniki Rzeszowskiej, Kwiatkowskiego 4, 37-450 Stalowa Wola

(14)

istotnie wpływa wartość posuwu i rodzaj zastosowanego pokrycia na- rzędzia. Omówiono również wpływy zmiennej gęstości płyty uzyskaną chropowatość powierzchni otworu i wynikający z tej zmienności prze- bieg wartości siły osiowej w czasie. Analizę statystyczną otrzymanych wyników badań przeprowadzono z zastosowaniem wieloczynnikowej analizy wariancji ANOVA.

1.1. Wprowadzenie

Obecnie płyta pilśniowa o średniej gęstości (MDF), jako produkt drzewny, jest szeroko stosowana w przemyśle meblarskim [5], [7], [8], [12], [28]. Jest ona wykonana z klejonych włókien odpadowych drewna, powiązanych klejem formaldehydowym, pod wpływem ciepła i ciśnienia. Wykorzystywanie w przemyśle płyt wiórowych o średniej gęstości, wiąże się z ich obróbką ubytkową na etapie produkcji mebli. Proces wiercenia jest jedną z najczę- ściej stosowanych operacji w produkcji mebli z płyt MDF. Obrabialność MDF jest określona przez jakość obrabianej powierzchni [23], [28], która w dużej mierze zależy od stopnia zużycia narzędzia oraz mechanizmu po- wstawania wiórów [3]. Przeprowadzono różne badania w celu zwiększenia zrozumienia charakterystyki skrawania MDF [6], [9], [12], [15], w których skupiono się głównie na pomiarze sił skrawania oraz tarciu na narzędziu skrawającym, wykorzystując w tym celu teorię skrawania dotyczącą metali. Siły skrawania, temperatura i chropowatość powierzchni to dwie ważne kwestie w obróbce materiałów drewnopochodnych, które odzwierciedlają podatność na obróbkę materiału. Siły skrawania mają bezpośredni wpływ na zużycie energii, zużycie narzędzia, wytwarzanie ciepła i jakość obrabianej powierzchni [34], [19], [29].

W celu utrzymania stosunkowo długiego okresu trwałości narzędzi skra- wających, używanych do obróbki MDF, niezbędne jest stosowanie narzędzi o dużej odporności na zużycie krawędzi ostrzy tnących. Najbardziej powszechnie stosowane w obróbce materiałów drewnopochodnych są ostrza wykonane z węglika spiekanego HM lub ostrza diamentowe. W literaturze można napotkać opis badań, mających na celu zwiększenie trwałości ostrzy narzędzi skrawających w obróbce kompozytów drzewnych. Liczne eksperymenty koncentrują się na zwiększeniu trwałości ostrzy narzędzi skrawają- cych poprzez nakładanie na powierzchnię ostrzy różnych powłok zmniejsza- jących ich zużycie [10], [11], [13], [20], [21], [24], [26]. Ta dziedzina badań rozwija się dynamicznie od niedawna. Zastosowanie narzędzi skrawających

(15)

z nowymi powłokami wymaga jednak przeprowadzenia szeregu badań, w ramach których będzie oceniana między innymi jakości uzyskanej powierzchni obrobionej, temperatura skrawania oraz opory skrawania. Proces wiercenia metali jest szeroko przebadany, a wyniki tych badań są opisane w literaturze, natomiast procesowi wiercenia płyt MDF nie poświęcono zbyt wiele uwagi [25], [29], [28]. [33].

Proces skrawania materiałów drewnopochodnych, jest ściśle uzależniony od ich właściwości ﬁzycznych oraz mechanicznych. Płyta pilśniowa o śred- niej gęstości (MDF) ma bardziej jednorodną strukturę niż drewno lite. Pod- czas gdy drewno lite ma charakter anizotropowy, MDF składa się z kilku warstw izotropowych [4], gdzie najwyższa gęstość znajduje się przy krawę- dziach płyty, a najniższa gęstość znajduje się w środku.

Gordon [15] przedstawił krótki przegląd prac, dotyczących prognozowa- nia sił skrawania w procesie cięcia płyt MDF. Prace te opisywały ogólną mechanikę i model oparty na założeniach, występujących w obróbce metali.

W pracy [11] autorzy badali zastosowanie ostrzy skrawających z PCD (dia- ment polikrystaliczny) w obróbce MDF. Według nich główną korzyścią wy- nikającą z zastosowania PCD, to wydłużona trwałość narzędzia skrawają- cego, wynikająca z jego lepszych właściwości, w porównaniu z tradycyjnymi materiałami narzędziowymi. Davim [7] badał wpływ różnych parametrów skrawania na chropowatość powierzchni płyty MDF w procesie frezowania, stosując narzędzia skrawające z węglika spiekanego niepokrywane. Podobne badania przeprowadził Sedlecky [25].

Szwajka i inni [29] prowadzili badania z zastosowaniem wiertła z wę- glika. Opracowali analityczny model do przewidywania wpływu parame- trów wiercenia na siłę i stwierdzili, że wzrost prędkości posuwu zwiększa delaminację w płycie wiórowej.

Jakość obrabianej powierzchni MDF jest ważnym czynnikiem, wpływa- jącym na ostateczny wygląd produktu lub następujących po nim procesów technologicznych, takich jak klejenie (adhezja i kohezja), powlekanie, la- kierowanie itp. [16], [25]. Chropowatość obrobionej powierzchni zależy od różnych czynników i warunków [7], [32], [33], które można podzielić w na- stępujący sposób:

– rodzaj obróbki (cięcie, frezowania, wiercenie, itp.) [1], [22], [31],

(16)

– parametry obróbki (prędkość skrawania, prędkość posuwu) [2], [14], [35], [27] ,

– narzędzie skrawające (geometria, zastosowane powłoki na ostrze skra- wające),

– właściwości obrabianego materiału [16].

Nawet jeśli parametry obróbki są takie same, każda metoda obróbki pozostawia charakterystyczne nierówności na powierzchni, na przykład po- wierzchnie cięte piłą różnią się od powierzchni frezowanych [6], [17]. Wyma- gania dotyczące chropowatości powierzchni określa się zgodnie z funkcjo- nalnym zastosowaniem przyszłego produktu [18], [30]. Chropowatość powierzchni jest określana przez podanie wartości liczbowej parametru lub kilku parametrów oraz wartości długości odcinka pomiarowego, dla którego określono ten parametr [25].

Lin et al. [18] opisali skrawalność płyt MDF. Używali kamery cyfrowej do nagrywania deformacji wiórów, występującej przed krawędzią narzędzia skrawającego oraz mikroskopu elektronowego (SEM), w celu dodatkowej analizy powierzchni obrobionej. Badania wykazały, że różnice występujące w gęstości płyt mają ścisły związek z charakterystyką skrawalności.

Wytwarzanie ciepła w procesie wiercenia ma bezpośredni wpływ na chropowatość powierzchni obrobionej, jakość otworu i morfologię wióra [5].

Temperatura w obszarze kontaktu ostrza z materiałem skrawanym (drew- nem lub materiałem drewnopochodnym), zależna jest od energii wydzie- lanej w tym obszarze oraz od skuteczności, z jaką wydzielane ciepło jest z tego obszaru odprowadzane. Obok promieniowania, przewodnictwo jest głównym mechanizmem odpowiedzialnym za odprowadzenie ciepła. Zwa- żywszy na fakt, że przewodnictwo cieplne drewna oraz materiałów drewnopochodnych jest bardzo niskie, a stosowanie cieczy chłodzących jest wy- kluczone, elementem odpowiedzialnym za odprowadzenie ciepła jest narzę- dzie. Prowadzi to do niepożądanego wzrostu temperatury ostrza. Podczas procesu wiercenia, najważniejszym czynnikiem wpływającym na wydajność narzędzia skrawającego jest temperatura, powstająca pomiędzy narzędziem skrawającym a materiałem obrabianym.

(17)

1.2. Metodyka badań

1.2.1. Materiał obrabiany

W badaniach, jako materiał obrabiany, zastosowano komercyjną płytę MDF o grubości 18 mm. Wykonano pomiary własności mechanicznych i ﬁzycz- nych obrabianego materiału. Wyniki uzyskanych badań przedstawiono w Ta- blicy 1.1. Płyta wiórowa MDF charakteryzuje się wyraźnym zróżnicowa- niem gęstości materiału na przekroju poprzecznym, co wynika z jej wie- lowarstwowej struktury. Aby dokładniej scharakteryzować materiał obrabiany przeprowadzono laboratoryjny pomiar rozkładu jego lokalnej gęstości za pomocą tomografu rentgenowskiego Phoenix v|tome|x m (GE Sensing

& Inspection Technologies, Wunstorf, Germany).

Tablica 1.1: Wybrane właściwości mechaniczne i ﬁzyczne płyty MDF.

Gęstość

(kg/m³)

Wilgo- tność (%)

Wytrzy- małość na zginanie (MPa)

Moduł spręży- stości (MPa)

Przewo- dność cieplna (W/m*K)

Rozszerza- lność cieplna (µm/m*K)

742 7.2 38 2530 0.3 12

Tomografy rentgenowskie, pozwalające na uzyskanie obrazów tomogra- ﬁcznych badanego obiektu, a następnie przedstawiające jego obraz prze- strzenny (3D) z wielu ujęć płaskich (2D), wykonanych w różnych położe- niach. Obrazy tomograﬁczne zawierają informacje o położeniu i gęstości cech, absorbujących w obiekcie. Jakąkolwiek różnicę w materiale wewnątrz obiektu, zmianę jego gęstości można zobrazować i zmierzyć. Na Rysunku 1.1 przedstawiono zdjęcie przekroju poprzecznego płyty MDF, na którym można zaobserwować wyraźne zróżnicowanie gęstości płyty. Największa gę- stość występuje w warstwach zewnętrznych płyty (do głębokości około 2.3 mm). Natomiast mniejsza gęstość pojawia się w warstwie wewnętrznej (na długości około 13.4 mm).

(18)

Rysunek 1.1: Pomiar gęstości MDF za pomocą tomograﬁi komputerowej Phoenix v|tome|x m

Dodatkowo, dokonano pomiaru rozkładu twardości obrabianego mate- riału za pomocą twardościomierza Shore’a (Hildebrand, Oberboihingen, Germany) w skali D (Rysunek 1.2). Jak można zaobserwować, rozkład twardości ściśle powiązany jest z proﬁlem gęstości. Największa twardość występuje w warstwach zewnętrznych o grubości około 2.3 mm i wynosi 62^◦Sh w skali D. W miarę oddalania się od warstwy zewnętrznej twardość maleje osiągając na głębokości od 7 mm do 11 mm wartość 43^◦Sh w skali D.

Rysunek 1.2: Pomiar rozkładu twardości: proﬁl twardości płyty MDF stosowanej w badaniach (po lewej), twardościomierz Shore’a (po prawej).

Za pomocą skaningowego mikroskopu elektronowego (TESCAN, MIRA3, Brno, Czech Republic) przeprowadzono analizę spektralną pierwiastków wchodzących w skład badanego materiału (Rysunek 1.3).

(19)

(a) (b) (c)

Rysunek 1.3: Mikroskop skaningowy i analiza spektralna MDF: (a) stanowisko pomiarowe; (b) Mikrofotograﬁa powierzchni płyty MDF; (c) analiza widmowa powierzchni płyty MDF.

1.2.2. Narzędzia skrawające

W badaniach postanowiono zastosować narzędzia skrawające z węglika spiekanego HW z różnymi rodzajami powłok ostrzy skrawających. Jako rodzaj powłoki ostrzy skrawających przyjęto: TiAlN oraz ZrN. Dobór powłok był podyktowany faktem, że należą one do najczęściej stosowanych w ob- róbce skrawaniem materiałów kompozytowych [22]. W przypadku skrawania materiałów drewnopochodnych, występuje ogólny brak narzędzi skra- wających dostępnych handlowo (zwłaszcza wierteł) z dodatkowymi powło- kami ochronnymi. W badaniach zaistniała jednak konieczność pomiaru temperatury ostrza skrawającego w trakcie prowadzonego procesu wiercenia. Chcąc dokonać pomiaru temperatury, pomiędzy ostrzem skrawają- cym a materiałem obrabianym z zastosowaniem termopar, konieczne było aby narzędzie posiadało kanały na chłodziwo. Jak wiadomo, w obróbce MDF nie stosuje się cieczy chłodzących. Powyższe fakty wymusiły za- tem wykonanie narzędzi skrawających, które zastosowano w przeprowadzonych badaniach. Realizując narzędzia wzorowano się na geometrii wier- tła Leitz^r HW/D10/NL35/S10x24/GL70 (Leitz GmbH&Co. KG, Oberko- chen, Badenia-Wirtembergia, Germany), mającego powszechne zastosowanie w procesie wiercenia płyt MDF do otworów przelotowych.

Na urządzeniu pomiarowym zmierzono wymiary geometryczne narzę- dzia wzorcowego, tak aby stworzyć narzędzie identycznie, lecz wykonane z monolitu węglika spiekanego z kanałami na chłodziwo, które zostaną po- kryte dwoma różnymi powłokami. Do dokonania pomiaru zastosowano pro- fesjonalną współrzędnościową maszynę pomiarową ﬁrmy Zoller^rmodel Ge- nius 3 (Zoller, USA) (Rysunek 1.4), służący do pomiaru i kontroli geometrii

(20)

narzędzi skrawających. Maszyna ta znajduje zastosowanie u producentów narzędzi umożliwiając pomiar w sposób w pełni automatyczny. Komplek- sowe i w pełni automatyczne precyzyjne pomiary zapewnia 5 osi (X, Y, Z, C, B), które są sterowane numerycznie. Genius 3 posiada układ optyczny 2 kamer: kamerę główną do pomiaru w świetle przechodzącym i odbitym o powiększeniu 50x oraz kamerę uchylną do pomiaru wyłącznie w świe- tle odbitym z obiektywem dającym możliwość ogniskowania w trybie 3D o powiększeniu 200x. Aby dokładnie uchwycić detale ostrza skrawającego, urządzenie zaopatrzono w ośmio-segmentowe, automatycznie dostrajające się oświetlenie LED, współpracujące z kamerą i układem optycznym.

(a) (b)

Rysunek 1.4: Pomiar narzędzia skrawającego: (a) współrzędnościowa maszyna pomiarowa Zoller Genius 3; (b) układ optyczny i zamocowanie w Zoller Genius Zoller Genius 3.

Komputerowo wspomagany projekt narzędzia został opracowany w programie Numroto^r Plus (NUM AG, Teufen, Switzerland). Oprogramowanie Numroto Plus służy do projektowania obrotowych narzędzi skrawających, generując gotowy model 3D (Rysunek 1.5) po wcześniejszym zdefiniowa- niu wszystkich wartości geometrycznych narzędzia skrawającego, dobraniu ściernic oraz rozmiaru półfabrykatu i ustawieniu parametrów procesu ob- róbki na szlifierce sterowanej numerycznie. Ściernice, które zostały zastosowane przy produkcji wierteł są to ściernice diamentowe firmy Toolgal^r (TOOLGAL Industrial Diamonds Ltd., Degania, Israel). Do produkcji wy- korzystano 2 ściernice typu 1A1 oraz po jednej typu 11V9 i 12V9. Gotowy projekt wykonany w programie Numroto Plus został wyeksportowany do obrabiarki. Maszyna na której zostały wykonane narzędzia według projektu jest to szlifierka 5-cio osiowa firmy Saacke^r model UW IF (SAACKE GmbH & Co. KG, Pforzheim, Germany) przedstawiona na Rysunku 1.5.

(21)

(a) (b) (c)

Rysunek 1.5: Szlifierka do wierteł: (a) SAACKE CNC-centrum szlifierskie model UW I F; (b) przestrzeń robosza szlifierki; (c) projekt wiertła w programie Numroto Plus.

Efektywnym sposobem zwiększania trwałości narzędzi, jest nanoszenie powłok na ich ostrza. Najczęściej stosowana jest w tym celu metoda PVD (Physical Vapour Deposition), polegająca na ﬁzycznym osadzaniu cienkich warstw z fazy gazowej. Naniesiona warstwa o grubości rzędu 3÷5 µm posiada bardzo dużą twardość, najczęściej w granicach 2000÷3000 HV, co znacznie zwiększa odporność ostrzy narzędzi na zużycie ścierne.

Na wykonane narzędzia skrawające, zostały naniesione metodą PVD, powłoki z azotku cyrkonu (ZrN) oraz azotku tytanu aluminium (TiAlN).

W tym celu zastosowano reaktor próżniowy EIFELER VACOTEC PVD Alpha 400 (Rysunek 1.6).

(a) (b)

Rysunek 1.6: Stanowisko do nakładania powłok ochronnych: (a) reaktor próżniowy EIFELER VACOTEC PVD Alpha 400 ; (b) wiertła z naniesionymi powłokami.

Powłoki te wykonywano na podłożu poddanym uprzednio rozpylaniu wysokoenergetycznymi jonami, wolnym od tlenków i wzbogaconym w pier- wiastki tworzące mocne wiązanie adhezyjno-dyfuzyjne. W Tablicy 1.2 ze-

(22)

stawiono właściwości zastosowanych powłok.

Tablica 1.2: Wybrane właściwości mechaniczne i ﬁzyczne stosowanych powłok.

Rodzaj pokrycia

Twardość (HV)

Grubość (µm)

Współczynnik tarcia

Przewodność cieplna (W/m*K)

ZrN 2200 2-3 0.4 0.28

TiAlN 3000 2-3 0.6 2.48

W efekcie uzyskano, ze względu na rodzaj naniesionych powłok, trzy rodzaje wierteł z kanałami na chłodziwo: wiertło z węglika HW z powłoką ZrN, wiertło z węglika HW bez powłoki i wiertło z węglika HW z powłoką TiAlN (Rysunek 1.8).

Za pomocą skaningowego mikroskopu elektronowego TESCAN^r (TE- SCAN, MIRA3, Brno, Czech Republic) przeprowadzono analizę spektralną pierwiastków wchodzących w skład zastosowanej powłoki (Rysunek 1.7).

(a) (b)

Rysunek 1.7: Wyniki analizy spektralnej dla wierteł z powłokami: (a) ZrN; (b) TiAlN.

1.2.3. Obrabiarka i parametry obróbki

Proces wiercenia przeprowadzono dwuetapowo: na frezarce pionowej CNC oraz tokarce CNC ﬁrmy EMCO^r (EMCO GmbH, Hallein, Austria). Sche- matyczny diagram konﬁguracji toru pomiarowego i systemu archiwizacji

(23)

danych pomiarowych przedstawiono na Rysunku 1.8. W pierwszym etapie badań na frezarce CNC rejestrowano sygnał siły osiowej (Ft) i momentu skrawania (Mc) pochodzące ze strefy skrawania w trakcie obróbki płyty MDF.

Rysunek 1.8: Konﬁguracja toru pomiarowego i schemat systemu akwizycji danych.

W ramach pierwszego etapu wiercono po trzy otwory na frezarce CNC (przy zachowaniu takich samych parametrów skrawania) w elementach MDF o wymiarach 130×30×18 mm. Wartość siły osiowej i momentu skrawania mierzono za pomocą piezoelektrycznego czujnika przemysłowego Kistler^r 9345B2 (Kistler, Winterthur, Switzerland). Sygnały pochodzące z czujnika rejestrowane były na dysku komputera osobistego (PC) w postaci cyfrowej, za pośrednictwem karty analogowo-cyfrowej National Instruments^r 6034E (Austin, TX, USA). Częstotliwość próbkowania sygnałów podczas prowadzonych eksperymentów wynosiła 50 kHz, a rozdzielczość pomiarowa karty 16 bitów. Dla każdego wykonanego otworu, przeprowadzano pomiar uzyskanej topograﬁi powierzchni z wykorzystaniem proﬁlometru CNC Hommel- Etamic T8000RC (Jenoptik, Jena, Germany). Pomiaru chropowatości do- konywano w dwóch miejscach (co 180^◦) na powierzchni każdego z wywier- conych otworów. W celu dokonania pomiaru chropowatości, przecinano ba- daną próbkę wzdłuż osi otworu na dwie części. Dla każdej części z osobna wykonywano jeden pomiar (Rysunek 1.9).

W ramach drugiego etapu wiercono otwory na tokarce CNC (przy zachowaniu takich samych parametrów skrawania) w elementach MDF o średnicy

(24)

Rysunek 1.9: Pomiar topograﬁi powierzchni.

30 mm i grubości 18 mm. Na stanowisku badawczym, mierzono wartości temperatury podczas obróbki, pomiędzy ostrzem skrawającym a materia- łem obrabianym za pomocą przemysłowego układu National Instruments^r 9212 (Austin, TX, USA). Do pomiaru temperatury zastosowano przewody termoparowe typu K o średnicy 2×0.2 mm. Przewody termoparowe zamo- cowano w kanałach wiertła na ciecz chłodzącą (Rysunek 1.10). Sygnały pochodzące z układu pomiarowego rejestrowane były na dysku komputera osobistego (PC) w postaci cyfrowej. Częstotliwość próbkowania sygnałów podczas prowadzonych eksperymentów wynosiła 5 Hz, a rozdzielczość pomiarowa karty 24 bity.

Rysunek 1.10: Wiertło wraz z termoparą.

W Tablicy 1.3 zestawiono parametry skrawania stosowane podczas przeprowadzonych eksperymentów wiercenia. Dla każdego z zestawów parame- trów skrawania wykonano trzy powtórzenia. Taką metodykę badań stoso- wano dla wiertła bez powłoki, z powłoką ZrN i TiAlN.

(25)

Tablica 1.3: Parametry obróbki.

Prędkość skrawania (m/min)

Posuw na obrót (mm/obr)

Prędkość posuwu (mm/min)

Prędkość obrotowa wiertła (obr/min)

35 0.10 111 1114

35 0.15 167 1114

35 0.20 222 1114

70 0.10 222 2229

70 0.15 334 2229

70 0.20 445 2229

105 0.10 334 3344

105 0.15 501 3344

105 0.20 668 3344

1.3. Wyniki badań

1.3.1. Siła osiowa i moment skrawania

Rysunek 1.11 ilustruje zmienność siły posuwowej, momentu skrawania i temperatury ostrza skrawającego w funkcji głębokości wiercenia w trakcie wiercenia płyty MDF przy prędkości skrawania 35 mm/min i prędkości posuwu 167 mm/min wiertłem z powłoką TiAlN.

Zauważono, że podczas wiercenia można wyodrębnić pięć głównych re- gionów zmienności wartości siły osiowej (Ft). Region I to okres, w którym ścin wiertła wnika w materiał, następuje gwałtowny przyrost wartości siły, zamiast skrawania ostrze wiertła dociska materiał. Następnie wiertło rozpo- czyna skrawać warstwę zewnętrzną materiału o największej gęstości i twar- dości. Gdy ścin wiertła opuszcza obszar materiału o największej gęstości (głębokość ok. 2.2 mm) następuje spadek wartości siły z uwagi na fakt, iż ścin wiertła zagłębia się już w warstwie środkowej o mniejszej gęstości i twardości. Następnie występuje Region II, w którym wiertło zagłębia się na głębokość h = 8.1 mm, która jest równa wysokości ostrzy skrawających wiertła (Rysunek 1.5). W tym czasie występuje przyrost przekroju warstwy skrawanej, czego efektem jest proporcjonalny przyrost siły. Region III to skrawanie ze stałym przekrojem warstwy skrawanej w warstwie środ-

(26)

Rysunek 1.11: Zmienność siły osiowej, momentu skrawania i temperatury w procesie wiercenia.

kowej płyty. Występuje to stabilizacja wartości siły osiowej. Na początku Regionu IV wartość siły zaczyna rosnąć gwałtownie z uwagi na to, że ścin wiertła zaczyna wchodzić w zewnętrzną warstwę materiału (większa gęstość i twardość). Siła osiąga wartość maksymalną. Gdy tylko ścin wiertła opu- ści materiał obrabiany (droga skrawania ok. 18 mm), wartość siły zaczyna maleć (Region V). Wartość siły osiowej spada do zera na końcu Regionu V, gdy krawędzie skrawające wiertła opuściły materiał obrabiany.

W przypadku momentu skrawania (Mc), widoczny jest wyraźnie Re- gion I, w którym nie występuje skrawanie, a jedynie ostrze ścin wciskane jest w materiał obrabiany. W tym Regionie wartość momentu skrawania bliska jest zero. Następnie ostrza zagłębiają się w materiał obrabiany (Re- gion II), co powoduje proporcjonalny wzrost wartości momentu skrawania.

Okres tego wzrostu trwa do chwili osiągnięcia przez wiertło maksymalnego przekroju warstwy skrawanej co oznacza, że wiertło zagłębia się na głębo- kość h = 8.1 mm. Region III to skrawanie ze stałym przekrojem warstwy skrawanej w warstwie środkowej płyty. Występuje tu stabilizacja wartości momentu skrawania. Na początku Regionu IV wartość momentu skrawania zaczyna rosnąć z uwagi na to, że wiertło zaczyna wchodzić w zewnętrzną warstwę materiału (większa gęstość i twardość), jednocześnie występuje największy przekrój warstwy skrawanej. Moment skrawania osiąga wartość maksymalną. Gdy tylko wiertło zaczyna wychodzić z materiału obrabianego (droga skrawania ok. 18 mm) wartość momentu skrawania zaczyna maleć (Region V). W połowie Regionu V można zaobserwować pewną sta-

(27)

bilizację wartości momentu skrawania. Jest to wynikiem tego, że wiertło wychodząc z materiału skrawa już jedynie warstwę zewnętrzną materiału o większej gęstości i twardości. Wartość momentu skrawania spada do zera na końcu Regionu V, gdy krawędzie skrawające wiertła opuściły element obrabiany.

Rysunek 1.12: Wpływ wartości posuwu na wartość siły osiowej: (a) prędkość skrawania 35 m/min; (b) prędkość skrawania 70 m/min; (c) prędkość skrawania 105 m/min; (d) korelacja między eksperymentalnymi i przewidywanymi wartościami siły osiowej.

Do analizy zarejestrowanych sygnałów Ft i Mc przygotowano własny program komputerowy (w środowisku LabVIEW), umożliwiający w wybranych odcinkach czasu wyznaczenie średnich wartości rejestrowanych sy- gnałów siły osiowej i momentu skrawania. Działanie programu polegało na automatycznym wyznaczaniu wartości rejestrowanych sygnałów w ściśle określonych odcinkach czasowych. Metodyka wyznaczania wartości śred- nich rejestrowanych sygnałów, została szczegółowo opisana w [34]. Na Ry- sunku 1.12 przedstawiono zależności siły osiowej (Ft) od wartości posuwu dla trzech prędkości skrawania i rodzaju zastosowanych powłok na ostrza

(28)

narzędzia skrawającego. Wartości siły osiowej przedstawione na wykresach uzyskano jako wynik średni z trzech powtórzeń.

Analizę statystyczną wyników przeprowadzono za pomocą wielowymia- rowej analizy wariancji ANOVA, przy użyciu programu STATISTICA. Wie- lowymiarowa analiza wariancji, pozwala nam sprawdzić istotność wpływu kilku zmiennych niezależnych na zmienną zależną. Ponadto analiza wielo- czynnikowa umożliwia uwzględnienie synergicznego efektu iloczynu wielu zmiennych w modelu statystycznym. Biorąc pod uwagę przyjęty poziom istotności p = 0.05, określa się istotność statystyczną poszczególnych grup zmiennych i poszczególnych zmiennych.

Wyniki przeprowadzonej analizy (Tablica 1.4) pozwalają odrzucić, na poziomie istotności p = 0.000, hipotezę o braku wpływu parametrów: „bez pokrycia”, „f” i vc na wartość siły osiowej Ft. Nie zaobserwowano statystycznie istotnego wpływu interakcji między analizowanymi czynnikami.

Tablica 1.4: Poziom istotności wpływu parametrów skrawania na średnią siłę osiową (Ft).

Test istotności Poziom istotności (p ≤ 0.05)

prędkość skrawania(vc)

0.000

posuw (f ) 0.000

pokrycie 0.000

pokrycie*prędkość skrawania

0.997 pokrycie*posuw 0.564

Najmniejszą wartość siły (Ft) uzyskano w procesie wiercenia wiertłem bez powłoki. Natomiast największą wartość siły osiowej uzyskano dla wier- tła z powłoką TiAlN. Przyrost wartości siły osiowej w porównaniu do wier- tła bez powłoki wyniósł średnio ok. 39%. W przypadku wiertła z powłoką ZrN wartość uzyskanej siły osiowej uległa zmniejszeniu w porównaniu do wiertła z powłoką TiAlN ale nadal była większa średnio o ok. 17% w stosunku do wartości uzyskanej za pomocą wiertła bez powłoki. Dla przy- kładu: dla prędkości skrawania vc = 105 m/min i wartości posuwu f =

(29)

0.2 mm/obr wartość siły osiowej dla narzędzia z powłoką TiAlN wyniosła 33 N, dla narzędzia z powłoką ZrN wyniosła 27.8 N, a dla narzędzia bez powłoki wyniosła 23.7 N. Fakt ten można wytłumaczyć zróżnicowanym co do wartości współczynnikiem tarcia, pomiędzy narzędziem a materia- łem obrabianym wynikającym z rodzaju zastosowanego pokrycia narzędzia skrawającego. Dla wszystkich zastosowanych pokryć, wartość siły osiowej wzrasta wraz ze wzrostem wartości posuwu. Wartość siły osiowej można więc opisać zależnościami (Wzory 1.1, 1.2, 1.3).

Ft(N ) = 25.139 + 52.333 · f − 0.021 · v^c, (ZrN) (1.1)

Ft(N ) = 20.005 + 50.333 · f − 0.018 · v^c, (TiAlN) (1.2)

Ft(N ) = 13.011 + 66.667 · f − 0.026 · v^c, (bez pokrycia) (1.3) Na Rysunku 1.12 przedstawiono porównanie wyników, pomiędzy war- tościami siły osiowej otrzymanymi w trakcie przeprowadzonego eksperymentu, z wartościami otrzymanymi na podstawie modelu analitycznego (Wzór 1.1). Uzyskano współczynnik korelacji R² = 0.99.

Na Rysunku 1.13 przedstawiono zależności momentu skrawania (Mc) od wartości posuwu, dla trzech prędkości skrawania i rodzaju zastosowanych powłok na narzędzia skrawające. Wpływ prędkości skrawania na wartość siły osiowej jest zauważalny w mniejszym stopniu.

Wyniki przeprowadzonej analizy statystycznej (Tablica 1.5) pozwalają odrzucić, na poziomie istotności p = 0.000, hipotezę o braku wpływu para- metrów: „pokrycie”, „f” „vc” na wartość momentu skrawania Mc. W tym przypadku nie zaobserwowano statystycznie istotnego wpływu na interakcje między analizowanymi czynnikami .

Jak można zauważyć (Rysunek 1.13), najmniejszą wartość momentu uzyskano w procesie wiercenia wiertłem bez powłoki. Największe wartości momentu skrawania (Mc) w przeprowadzonych eksperymentach uzyskano dla wiertła z powłoką TiAlN. Przyrost wartości momentu skrawania, w po- równaniu do wiertła bez powłoki wyniósł ok. 35%. W przypadku wiertła

(30)

Rysunek 1.13: Wpływ wartości posuwu na wartość momentu skrawania: (a) pręd- kość skrawania 35 m/min; (b) prędkość skrawania 70 m/min; (c) prędkość skrawania 105 m/min; (d) korelacja między eksperymentalnymi a przewidywanymi wartościami momentu skrawania.

z powłoką ZrN, wartość uzyskanego momentu skrawania uległa zmniejszeniu, w porównaniu do wiertła z powłoką TiAlN. Niemniej jednak nadal była większa o ok. 15%, w stosunku do wartości uzyskanej za pomocą wiertła bez powłoki.

Dla przykładu: dla prędkości skrawania vc = 35 m/min i wartości posuwu f = 0.2 mm/obr wartość momentu skrawania dla narzędzia z powłoką TiAlN wyniosła 0.35 Ncm, dla narzędzia z powłoką ZrN wyniosła 0.3 Ncm a dla narzędzia bez powłoką wyniosła 0.26 Ncm. Fakt ten można wytłu- maczyć zróżnicowanym co do wartości, współczynnikiem tarcia pomiędzy narzędziem a materiałem obrabianym, wynikający z rodzaju zastosowanego pokrycia narzędzia skrawającego. Dla wszystkich zastosowanych po- kryć, wartość siły osiowej wzrasta wraz ze wzrostem wartości posuwu. War- tość siły osiowej można więc opisać zależnościami wg zastosowanej powłoki (Wzory 1.4, 1.5, 1.6).

(31)

Tablica 1.5: Poziom istotności wpływu parametrów skrawania na średni moment skrawania (Mc).

prędkość skrawania (vc) 0.000

posuw (f ) 0.000

pokrycie 0.000

pokrycie*prędkość skrawania

M_c(N cm) = 0.218 + 0.607 · f − 0.001 · vc, (ZrN) (1.4)

Mc(N cm) = 0.167 + 0.557 · f − 0.001 · v^c, (TiAlN) (1.5)

Mc(N cm) = 0.093 + 0.747 · f − 0.001 · v^c, (bez pokrycia) (1.6) Na Rysunku 1.13 przedstawiono porównanie wyników pomiędzy warto- ściami momentu skrawania otrzymanymi w trakcie przeprowadzonego eksperymentu z wartościami otrzymanymi na podstawie modelu analitycznego (Wzór 1.1). Uzyskano współczynnik korelacji R² = 0.98. Dla wszystkich zastosowanych pokryć, wartość momentu skrawania wzrasta wraz ze wzrostem wartości posuwu.

1.3.2. Analiza topograﬁi powierzchni

Topograﬁa powierzchni jest jedną z głównych cech branych pod uwagę w celu oceny jakości powierzchni obrobionej w procesach obróbki skrawaniem. W trakcie prowadzonych badań mierzono wartość wybranego wskaź- nika chropowatości powierzchni otworu na kierunku wzdłużnym.

(32)

Rysunek 1.14: Topograﬁa powierzchni obrobionej wiertłem z powłoką TiAlN: (a) prędkość skrawania 105 m/min i posuw na obrót 0.1 mm/obr; (b) prędkość skrawania 105 m/min i posuw na obrót 0.15 mm/obr; (c) prędkość skrawania 105 m/min i posuw na obrót 0.2 mm/obr.

Na Rysunku 1.14 przedstawiono przykładową topograﬁę powierzchni otworu, uzyskaną w procesie wiercenia wiertłem z powłoką TiAlN, przy prędkości skrawania 105 m/min i trzech wartości posuwu. Na podstawie mapy topograﬁi, w wybranych odcinkach pomiarowych, określano wskaź- nik chropowatości Ra µm. Wybór tego wskaźnika do oceny chropowatości powierzchni, podyktowany był jego najczęstszym zastosowaniem w warun- kach produkcyjnych [25].

Na przedstawionej mapie topografii powierzchni, można wyraźnie za- obserwować trzy obszary zróżnicowanej topografii powierzchni. Pierwszy i drugi obszar występuje w warstwach zewnętrznych płyty MDF a trzeci obszar w warstwie środkowej płyty. To zróżnicowanie można wytłumaczyć budową wielowarstwową płyty MDF. W rozdziale dotyczącym materiału obrabianego, przedstawiono rozkład gęstości i twardości na przekroju poprzecznym płyty. Uzyskana topografia powierzchni odzwierciedla dokładnie zmiany zarówno twardości jak i gęstości płyty.

Pomiar wskaźnika chropowatości Ra realizowano zgodnie z zaleceniami zawartymi w normie ISO-4288:1998. Wytyczne do badań przyjęto zgodnie z Tablicą 1.6. Wartość wskaźnik RSm (Rysunek 1.15) w przeprowadzonych pomiarach zawierała się: 0.13 ≤ RSm ≤ 0.4.

W przeprowadzonej analizie chropowatości powierzchni, pomiar wskaź-

(33)

Tablica 1.6: Zalecenia dla pomiaru chropowatości (EN ISO 4288:1998).

nika chropowatości Ra, wykonywano dla dwóch obszarów powierzchni otworu z osobna: dla warstwy zewnętrznej i warstwy środkowej płyty MDF. Miało to na celu określenie dodatkowego wpływu zarówno gęstości jak i twardości materiału obrabianego na analizowany wskaźnik.

Rysunek 1.15: Średnia szerokość elementów profilu: wartość średnia szerokości ele- mentów profilu Xs wewnątrz odcinka elementarnego. RSm jest wartością średnią szerokości elementów profilu Xsi.

Na Rysunkach 1.16 i 1.17 przedstawiono zależności wskaźnika chropowa- tości Ra od wartości posuwu, dla trzech prędkości skrawania i rodzaju zastosowanych powłok na ostrza narzędzia skrawającego. Przedstawione na wykresach wartości wskaźnika Ra są średnią z sześciu pomiarów. Jak wcześniej

(34)

wspomniano, dla każdego otworu wykonywano dwa pomiary, a wykonanie każdego otworu powtarzano trzykrotnie. Na Rysunku 1.16 zaprezentowane wyniki odnoszą się do pomiaru chropowatości powierzchni w warstwie środ- kowej materiału obrabianego. Natomiast na Rysunku 1.17 zaprezentowane wyniki dotyczące pomiaru chropowatości powierzchni w warstwie zewnętrz- nej materiału obrabianego.

Rysunek 1.16: Wpływ wartości posuwu na wartość chropowatości powierzchni warstwy wewnętrznej: (a) prędkość skrawania 35 m/min; (b) prędkość skrawania 70 m/min; (c) prędkość skrawania 105 m/min; (d) powierzchnia pomiarowa.

Jak można zauważyć w obu przypadkach, w miarę zwiększania pręd- kości skrawania przy jednoczesnym zmniejszeniu posuwu zaobserwowano poprawę chropowatości powierzchni. Dla warstwy wewnętrznej przy pręd- kości skrawania 35 m/min i wartości posuwu 0.2 mm średnia chropowa- tość powierzchni wynosiła Ra = 10.3 µm dla wiertła z powłoką TiAlN, dla prędkości skrawania 105 m/min i posuwu 0.1 mm średnia chropowatość powierzchni wynosiła Ra = 6.6 µm. Natomiast dla warstwy zewnętrznej przy prędkości skrawania 35 m/min i wartości posuwu 0.2 mm średnia chropowa- tość powierzchni wynosiła Ra = 5.1 µm, dla prędkości skrawania 105 m/min i wartości posuwu 0.1 mm średnia chropowatość powierzchni wynosiła Ra

(35)

Rysunek 1.17: Wpływ wartości posuwu na wartość chropowatości powierzchni warstwy zewnętrznej: (a) prędkość skrawania 35 m/min; (b) prędkość skrawania 70 m/min; (c) prędkość skrawania 105 m/min; (d) powierzchnia pomiarowa.

= 3.3 µm dla wiertła z powłoką TiAlN. Można to wytłumaczyć faktem, że nagromadzenie wióra w rowkach wiórowych malało wraz ze wzrostem pręd- kości skrawania. Ponadto, odnotowano bardzo wyraźny wpływ zastosowanego rodzaju pokrycia narzędzia skrawającego na wartość chropowatości powierzchni. Stwierdzono, że obróbka narzędziem z powłoką ZrN pozwala osiągnąć najmniejszą wartość chropowatości powierzchni w porównaniu do narzędzia z powłoką TiAlN i bez powłoki. Spowodowane może to być zróż- nicowanym co do wartości współczynnikiem tarcia, jak i współczynnikiem przewodności cieplnej w zależności od zastosowanej powłoki (Tablica 1.2).

Większy współczynnik tarcia, mniejszy współczynnik przewodności cieplnej powoduje wzrost wartość temperatury w kontakcie narzędzie-materiał obrabiany. Wzrost ciepła w obszarze kontaktu narzędzia skrawającego z ma- teriałem obrabianym, w przypadku MDF, istotnie wpływa na poprawę po- łączenie włókien drewna z klejem formaldehydowym, co powoduje zagęsz- czenie wiązań pomiędzy włóknami.

(36)

Wyniki przeprowadzonej analizy (Tablica 1.7) pozwalają odrzucić, na poziomie istotności p = 0.000 hipotezę o braku wpływu parametrów: „pokrycie” i „f” na wartość wskaźnika chropowatości Ra. Nie zaobserwowano statystycznie istotnego wpływu prędkości skrawania na wartość wskaźnika chropowatości Ra. Podobnie też, w przypadku interakcji między analizowanymi czynnikami nie zaobserwowano statystycznie istotnego wpływu.

Tablica 1.7: Poziom istotności wpływu parametrów skrawania na średnią chropo- watość (Ra).

prędkość skrawnia (vc) 0.252

posuw (f) 0.000

pokrycie 0.000

Przeprowadzone eksperymenty wykazały, że wartość posuwu, prędkości skrawania i rodzaju zastosowanego pokrycia narzędzia, wpływa w znaczący sposób na chropowatość powierzchni Ra. Jednak wartości chropowatości powierzchni Ra, zmierzonej w warstwach zewnętrznych, jest znacznie niższa niż ta zmierzona w warstwie wewnętrznej.

1.3.3. Temperatura narzędzi skrawających

Na Rysunku 1.18 przedstawiono w formie graﬁcznej wyniki pomiaru maksymalnej temperatury uzyskane w ramach przeprowadzonego eksperymentu.

Jak można zauważyć, największe wartości temperatury narzędzia zaobserwowano w przypadku obróbki wiertłem z powłoką ZrN, a najmniejsze w przypadku narzędzia bez powłoki. Przyrost wartości temperatury dla wiertła z powłoką ZrN, w porównaniu do wiertła bez powłoki wyniósł ok.

20%. W przypadku wiertła z powłoką TiAlN wartość uzyskanego momentu skrawania uległa zmniejszeniu, w porównaniu do wiertła z powłoką ZrN ale nadal była większa o ok. 13% w stosunku do wartości uzyskanej za pomocą

(37)

wiertła bez powłoki.

Rysunek 1.18: Wpływ wartości posuwu na wartość temperatury: (a) dla prędkości skrawania 35 m/min; (b) dla prędkości 70 m/min; (c) dla prędkości 105 m/min; (d) korelacja między eksperymentalnymi a przewidywanymi wartościami temperatury.

W przypadku wiertła z powłoką ZrN wartość maksymalnej temperatury wynosiła 56.3^◦C. Najmniejszą wartość temperatury uzyskano w procesie wiercenia wiertłem bez powłoki to 38.5^◦C. Wytłumaczyć ten fakt można zróżnicowaniem, zarówno wartości współczynnika tarcia pomiędzy narzędziem a materiałem obrabianym, jak i wartości współczynnika przewodzenia ciepła wynikającym z rodzaju zastosowanego pokrycia narzędzia skrawającego. Powłoka ZrN charakteryzuje się dużo mniejszym wskaźni- kiem przewodzenia ciepła, w stosunku do powłoki TiAlN. Powoduje to, że jest ona barierą w odprowadzaniu ciepła ze strefy skrawania. Jak wiadomo, w obróbce materiałów drewnopochodnych nie stosuje się chłodziwa, które dodatkowo odprowadzałoby ciepło. Ponadto, płyta MDF ma również stosunkowo niską przewodność cieplną.

Wyniki przeprowadzonej analizy statystycznej (Tablica 1.8) pozwalają

(38)

odrzucić, na poziomie istotności p = 0.000, hipotezę o braku wpływu pa- rametrów: „pokrycie”, „f” oraz na poziomie p = 0.006 hipotezę o braku wpływu „vc” na wartość temperatury ostrza narzędzia. Nie zaobserwowano statystycznie istotnych interakcje między analizowanymi czynnikami.

Wartość temperatury ostrza skrawającego w zależności od zastosowanej powłoki wyrażono w postaci równań (Wzory 1.7, 1.8 oraz 1.9).

T (^◦C) = 53.791 − 62.601 · f − 0.065 · vc, (ZrN) (1.7)

T (^◦C) = 55.978 − 65.241 · f − 0.062 · v^c, (TiAlN) (1.8)

T (^◦C) = 43.991 − 41.801 · f − 0.078 · vc, (bez pokrycia) (1.9)

Tablica 1.8: Poziom istotności wpływu parametrów skrawania na temperaturę (T).

prędkość skrawania (vc)

0.006

posuw (f) 0.000

pokrycie 0.000

Na Rysunku 1.18 przedstawiono porównanie wyników, pomiędzy war- tościami siły osiowej otrzymanymi w trakcie przeprowadzonego eksperymentu, z wartościami otrzymanymi na podstawie modeli analitycznych (Wzory 1.7, 1.8). Uzyskano współczynnik korelacji około R² = 0.92.

(39)

1.4. Podsumowanie

W pracy przedstawiono eksperymentalne badania dotyczące wpływu zastosowanych powłok ostrzy narzędzi skrawających i parametrów skrawania na wybrane wskaźniki dotyczące obrabialności płyty MDF w procesie wiercenia. Na podstawie uzyskanych wyników badań można stwierdzić, że:

1. Przy analizie wartości siły osiowej (Ft), momentu skrawania (Mc) oraz wskaźnika chropowatości (Ra) należy uwzględnić warstwową bu- dowę płyty MDF, która składa się z warstw o zróżnicowanej gęstości i twardości.

2. Zaobserwowano istotny wpływ rodzaju zastosowanego pokrycia ostrzy wiertła na wszystkie analizowane wskaźniki skrawalności płyty MDF.

3. Istnieje dominujący wpływ zarówno wartości posuwu (f) i rodzaju zastosowanej powłoki narzędzia na siłę osiową (Ft), moment skrawania (Mc) i temperaturę narzędzia skrawającego w procesie wiercenia MDF.

4. Uzyskane wyniki badań pokazują, że temperatura w procesie wiercenia wzrasta wraz ze wzrostem prędkość skrawania (vc), natomiast zmniejsza się wraz ze wzrostem wartości posuwu (f). Zmiany wartości temperatury w zależności od powłoki wahają się średnio o ok. 20%.

5. Istotny wpływ na wartość wskaźnika chropowatości (Ra) miał posuw (f) oraz rodzaj zastosowanej powłoki na ostrze. Zaobserwowano, że w warstwach zewnętrznych płyty wskaźnik chropowatości (Ra) ma mniejszą wartość w porównaniu do warstwy środkowej.

Reasumując, posuw (f) i rodzaj pokrycia narzędzia okazały się parametrami dominującym, które znacząco wpływają na proces wiercenia płyty MDF.

Bibliograﬁa

[1] l. M. Akgü, S. Korkut, O. Çamlibel, Z. Candan, T. Akbulut. Wetta- bility and surface roughness characteristics of medium density fiberboard panels from rhododendron (Rhododendron ponticum) biomass.

Maderas. Ciencia y tecnolog´ıa, 14(2):185–193, 2012.

(40)

[2] ˇS. Barc´ık, M. Gaˇspar´ık. Eﬀect of tool and milling parameters on the size distribution of splinters of planed native and thermally modiﬁed beech wood. BioResources, 9(1):1346–1360, 2014.

[3] D. Bhattacharyya, M.N. Allen, S.J. Mander. Cryogenic machining of Kevlar composites. Materials and Manufacturing Processes, 8:631–651, 1993.

[4] J. Boucher, P.-J. M´eausoone, P. Martin, S. Auchet, L. Perrin. Inﬂu- ence of helix angle and density variation on the cutting force in wood- based products machining. Journal of Material Processing Technology, 189(1):211–218, 2007.

[5] P.A. Clarke. Panel products – past, present and future – developments.

Journal of the Institute of Wood Science, 12:233–241, 1991.

[6] J. Costes, P. Larricq. Towards high cutting speed in wood milling.

Annals of Forest Science, 59(8):857–865, 2002.

[7] J.P. Davim, V.C. Clemente, , S. Silva. Surface roughness aspects in milling MDF (medium density ﬁbreboard). The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 40(1):49–55, 2009.

[8] P. Davim, C. Rubio, M. Abrao. Delamination assessment after drilling medium-density ﬁbreboard (MDF) by digital image analysis. Holzfor- schung, 61(3):294–300, 2007.

[9] J. Dippon, H. Ren, F.B. Amara, Y. Altintas. Orthogonal cutting mechanics of medium density ﬁbreboards. Forest Products Journal, 50(7/8):25–30, 2000.

[10] A. Djouadi, P. Beer, R. Marchal, A. Sokolowska, M. Lambertin, W. Precht, C. Nouveau. Antiabrasive coatings: application for wood processing. Surface and Coatings Technology, 116–119:508–516, 1999.

[11] A. Djouadi, C. Nouveau, P. Beer, M. Lambertin. CrxNy hard coatings deposited with PVD method on tools for wood machining. Surface and Coatings Technology, 133–134:478–483, 2000.

[12] S. Engin, Y. Altintas, F.B. Amara. Mechanics of routing medium density ﬁberboard. Forest Products Journal, 50(9):65–69, 2000.

(41)

[13] M.G. Faga, L. Settineri. Innovative anti-wear coatings on cutting tools for wood machining. Surface and Coatings Technology, 201(6):3002–

3007, 2006.

[14] N. Gaitonde, R. Karnik, P. Davim. Taguchi multiple-performance characteristics optimization in drilling of medium density ﬁberboard (MDF) to minimize delamination using utility concept. Journal of Materials Processing Technology, 196(1):73–78, 2008.

[15] S. Gordon, M.T. Hillery. A review of the cutting of composite mate- rials. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part L:

Journal of Materials: Design and Applications, 217(1):34–45, 2003.

[16] L. Gurau, H. Mansﬁeld-Williams, M. Irle. Processing roughness of sanded wood surfaces. Holz als Roh und Werkstoﬀ, 63(1):43–52, 2005.

[17] M. Kvietková, M. Gaˇspar´ık, M. Gaff. Effect of thermal treatment on surface quality of beech wood after plane milling. BioResources, 10(3):4226–4238, 2015.

[18] R.J.T. Lin, J. van Houts, D. Bhattacharyya. Machinability investiga- tion of medium-density ﬁbreboard. Holzforschung, 60(1):71–77, 2006.

[19] R. Marchal, F. Mothe, L. Denaud, B. Thibaut, L. Bleron. Cutting forces in wood machining—Basics and applications in industrial pro- cesses. Holzforschung, 63(2):157–167, 2009.

[20] C. Nouveau, A. Djouadi, R. Marchal, M. Lambertin. Application of CrAlN coatings on carbide substrates in routing of MDF. Wear, 263(7–

12):1291–1299, 2007.

[21] C. Nouveau, E. Jorand, C. Deces-Petit, C. Labidi, A. Djouadi. In- ﬂuence of carbide substrates on tribological properties of chromium and chromium nitride coatings: application to wood machining. Wear, 258(1–4):157–165, 2005.

[22] V. Nov´ak, M. Rousek, Z. Kopeck´y. Assessment of wood surface quality obtained during high speed milling by use of non-contact method.

Drvna Industrija, 62(2):103–115, 2011.

[23] D. Penman, O.J. Olsson, C.C. Bowman. Automatic inspection of re- constituted wood panels for surface defects. Proceedings of the Society of Photo-Optical Instrumentation Engineers, 1823:284–293, 1993.

(42)

[24] D. Pinheiro, M.T. Vieira, A. Djouadi. Avantages of depositing multi- layer coatings for cutting wood-based products. Surface and Coatings Technology, 203(20–21):3197–3205, 2009.

[25] M. Sedleck´y. Surface Roughness of Medium-Density Fiberboard (MDF) and Edge-Glued Panel (EGP) After Edge Milling. BioRe- sources, 12(4):8119–8133, 2017.

[26] K. Szwajka, T. Trzepiecinski. Eﬀect of tool material on tool wear and delamination during machining of particleboard. Journal of Wood Science, 62(4):305–315, 2016.

[27] K. Szwajka, T. Trzepiecinski. The inﬂuence of machining parameters and tool wear on the delamination process during milling of melamine- faced chipboard. Drewno, 60(199):117–131, 2017.

[28] K. Szwajka, T. Trzepiecinski. On the machinability of medium density ﬁberboard by drilling. BioResources, 13(4):8263–8278, 2018.

[29] K. Szwajka, T. Trzepieciński. An examination of the tool life and sur- face quality during drilling melamine faced chipboard. Wood Research, 62(2):307–318, 2017.

[30] A. Süt¸cü. Investigation of parameters affecting surface roughness in CNC routing operation on wooden EGP. BioResources, 8(1):795–805, 2013.

[31] J.B. Taylor, A.L. Carrano, R.L. Lemaster. Quantiﬁcation of process parameters in a wood sanding operation. Forest Product Journal, 49(5):41–46, 1999.

[32] H. Thoma, L. Peri, E. Lato. Evaluation of wood surface roughness depending on species characteristics. Maderas: Ciencia y Tecnolog´ıa, 17(2):285–292, 2015.

[33] S. Tiryaki, C. Hamza¸cebi, A. Malko¸co˘glu. Evaluation of process parameters for lower surface roughness in wood machining by using Taguchi design methodology. European Journal of Wood and Wood Products, 73(4):537–545, 2015.

[34] D. Wyeth, G. Goli, A. Atkins. Fracture toughness, chip types and the mechanics of cutting wood. Holzforschung, 63(2):168–180, 2009.

(43)

[35] N. ˇSkaljić, R. Beljo-Luˇcić, A. ˇCavlović, M. Obućina. Eﬀect of feed rate and wood species on roughness of machined surface. Drvna Industrija, 60(4):229–234, 2009.

Selected physical dimension used in the diagnosis of the drilling process

Abstract: There is increasing use of wood-based composites in industry not only because of the shortage of solid wood, but above all for their better properties such as: strength, aesthetic appearance, etc., compared to wood. Medium density ﬁberboard (MDF) is a wood-based composite that is widely used in the furniture industry. The goal of the research conducted was to determine the eﬀect of the type of coating on the drill cutting blades on the value of thrust force (Ft), cutting torque (Mc), cutting tool temperature (T) and surface roughness of the hole in drilling MDF panels. In the tests, three types of carbide drills (HW) were used: not coated, TiAlN coated and ZrN coated. The measurement of both the thrust force and the cutting torque was carried out using an industrial piezoelectric sensor.

The temperature of the cutting tool in the drilling process was measured using an industrial temperature measurement system using a K-type thermocouple. It was found that the value of the maximum temperature of the tool in the drilling process depends not only on the cutting speed and feed rate, but also on the type of coating of the cutting tool. The value of both the cutting torque and the thrust force is significantly influenced by the value of the feed rate and the type of drill coating. The effect of varying plate density on the surface roughness of the hole and the variation of the value of the thrust force is also discussed. The results of the investigations were statistically analyzed using a multi-factorial analysis of variance (ANOVA).

(44)

(45)

2. Praktyczne podejście do projek- towania toru pomiarowego na po- trzeby predykcji w układach me- chanicznych

Joanna Zielińska-Szwajka¹

Politechnika Rzeszowska, j.zielinska@prz.edu.pl

Streszczenie Wibracje to zazwyczaj drgania o małej amplitudzie i niskiej częstotliwości, sięgającej kilkudziesięciu Hz. Pomiaru wibracji bardzo często dokonuje się w celach diagnostycznych, m.in. dla oszaco- wania stanu technicznego pracującej maszyny lub stabilności struktur cyklicznie poddawanych dużym naprężeniom. Urządzenia mierzące poziom wibracji znajdują szerokie zastosowanie w przemyśle lotni- czym, motoryzacyjnym oraz wytwórczym. Wykonanie poprawnego projektu systemu pomiarowego może jednak sprawić sporo problemów inżynierom i projektantom, nie posiadającym wcześniejszego doświad- czenia w tej dziedzinie. Najpopularniejszą metodą pomiaru wibracji jest wykorzystanie akcelerometru. Czujnik umieszczony bezpośred- nio na wibrującym obiekcie przetwarza energię mechaniczną drgań na sygnał elektryczny, proporcjonalny do chwilowego przyspieszenia obiektu, więc również do siły oddziałującej na ten obiekt. Wybór od- powiedniego typu czujnika jest jednym z pierwszych kroków podczas projektowania systemu pomiarowego, mającym przy tym ogromny wpływ na późniejszą jakość pracy tego systemu.

1ORCID: 0000-0002-6212-2666, Wydział Mechaniczno-Technologiczny Politechniki Rzeszowskiej, Kwiatkowskiego 4, 37-450 Stalowa Wola

(46)

2.1. Wprowadzenie

Zasadniczym elementem układu pomiarowego jest czujnik, który umożliwia określenie przebiegu drgań w czasie, w postaci sygnału analogowego. Obec- nie do pomiaru drgań są stosowane różnego typu przetworniki wielkości mechanicznych na wielkości elektryczne [5], [8]. Uzyskany z czujnika sygnał elektryczny jest sygnałem małej mocy, rzędu mikro lub miliwatów, wyma- gającym dużej oporności wejściowej, aby zapewnić właściwe ich działanie.

Napięcie sygnału osiąga natomiast wartość od kilku do kilkudziesięciu mV.

Przyrządem, który zapewnia właściwe działanie czujnika i umożliwia zwięk- szenie napięcia wyjściowego sygnału z czujnika jest wzmacniacz ładunku (lub napięcia) sygnału elektrycznego [5], [8]. W najnowszych rozwiązaniach są stosowane wzmacniacze zintegrowane z czujnikiem, które umożliwiają znaczne zwiększenie stosunku poziomu sygnału pomiarowego do poziomu zakłóceń. Bardzo istotnym elementem układu pomiarowego jest zespół ﬁl- trów sygnału analogowego. Filtr umożliwia eliminowanie składowych har- monicznych z widma amplitudowego sygnału, w wybranym zakresie często- tliwości. Ma to duże znaczenie w badaniach spektralnych i minimalizowa- niu zakłóceń. Wzmacniacze, ﬁltry i zasilacze połączone szeregowo tworzą układ kondycjonowania sygnałów. Analogowe sygnały elektryczne z tego układu, są przesyłane do elektronicznego układu, przetwarzającego sygnał analogowy w dyskretny sygnał cyfrowy. Układ ten jest zwany przetwornikiem analogowo-cyfrowym (konwerterem AC). Przetwarzanie drgań na po- stać elektryczną, to zamiana energii drgań źródła na energię sygnału elektrycznego. Przetwarzanie to jest realizowane za pośrednictwem czujników drgań. Czujniki przyspieszeń, zwane też akcelerometrami, są najczęściej przetwornikami piezoelektrycznymi, które na zaciskach wyjściowych wy- twarzają sygnał elektryczny – proporcjonalny do przyspieszenia, któremu został poddany. Akcelerometry pracują w szerokim zakresie częstotliwości od ułamków herca do około 20000 Hz. Czujniki drgań muszą współpraco- wać z odpowiednim typem przedwzmacniacza, co umożliwia zastosowanie np. długich kabli pomiędzy przetwornikiem a stopniem wejściowym przy- rządu pomiarowego lub rejestratora. Różnorodność rozwiązań konstrukcyj- nych akcelerometrów może, na pierwszy rzut oka, utrudnić właściwy wybór przetwornika. Jednakże akcelerometry uniwersalne ogólnego przeznaczenia, zaspokajają dużą część zapotrzebowania na czujniki drgań systemów diagnostycznych.