Zeszyty Naukowe Akademii Techniczno-Rolniczej im. Jana i Jędrzeja Śniadeckich w Bydgoszczy. Mechanika, z.52 (240), 2002

AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA 
IM. JANA I JĘDRZEJA ŚNIADECKICH 
W BYDGOSZCZY 


ZESZVTY NAUKOWE NR 240 


MECHANIKA 
52 


. 


. 


BYDGOSZCZ - 2002 




 

'
>>>
. 


AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA 
IM. JANA I JĘDRZEJA ŚNIADECKICH 
W BYDGOSZCZY 


ZESZYTY NAUKOWE NR 240 


MECHANIKA 
52 


BYDGOSZCZ - 2002
>>>
REDAKTOR NACZELNY 
dr hab. inż. Janusz Prusiński, prof. nadzw. ATR 


REDAKTOR DZIAŁOWY 
prof. dr hab. inż. Maciej Woropay 


OPRACOWANIE REDAKCYJNE I TECHNICZNE 
mgr Dorota Ślachciak, Ewa Olawińska 



 Copyright 
Wydawnictwa Uczelniane Akademii Techniczno-Rolniczej 
Bydgoszcz 2002 


ISSN 0208-6395 


Wydawnictwa Uczelniane Akademii Techniczno-Rolniczej 
ul. Ks. A. Kordeckiego 20,85-225 Bydgoszcz, tel. (052) 3749482, 3749426 
e-mail: wydawucz@atr. bydgoszcz. pl http://www.atr.bydgoszcz.pl/
wyd 


Wyd. I. Nakład 150 egz. Ark. aut. 8,05. Ark. druk. 10,50. Papier druk. kI. III. 
Oddano do druku i druk ukończono w sierpniu 2002 r. 
Uczelniany Zakład Małej Poligrafii ATR Bydgoszcz, ul. Ks. A. Kordeckiego 20 


( 


, 
'....-- 


... '......
>>>
Spis treści 


l. Artur Cichański, Aleksander Świtała - Przegląd doświadczalnych me- 
tod badania dwuosiowego zmęczenia ...................................,.....,...........,............. 5 
2. Edmund Dulcet, Sylwester Borowski .. Próba opracowania techniki 
aplikacji preparatu konserwującego do wilgotnego siana w czasie jego 
zbioru prasą zwijającą; wstępna ocena jakości uzyskanego siana.,...................... 17 
3. Józef Flizikowski - Konstrukcyjne przetwarzanie żywności ..........,.,.................. 27 
4. Zdzisław Jaskulski .. [dentyfikacja struktury systemu dla potrzeb za- 
rządzan ia eksp loatacj ą..,.......,.................,............,.................,..............,.,............. 35 
5. Hubert Latoś, Tadeusz Leppert - Wpływ promienia zaokrąglenia kra- 
wędzi skrawającej na chropowatość powierzchni przy skośnym 
skrawani u ........................,.........................,.,............,...,...........,..,.,............,......... 45 


6. Tadeusz Leppert - Analiza potencjału i pozycji strategicznej elas- 
tycznych systemów produkcyjnych .................,............,.,..............,.,................... 55 
7. Jan Łukasiewicz, Marek Szymczak - Wyznaczanie współczynnika 
przewodzenia ciepła w warunkach laboratoryjnych.........,................,.................. 65 
8. Eugeniusz Ranatowski - Teoretyczne podstawy wymiarowania ma- 
teriałów i konstrukcji z wykorzystaniem mechaniki pękania.................,............. 75 
9. Eugeniusz Ranatowski - Praktyczne aspekty wymiarowania mate- 
riałów i konstrukcji z wykorzystaniem mechaniki pękania................,................ 91 
10. Marian Szymański, Jan Łukasiewicz, Marek Szymczak - Ograniczanie 
strat ciepła w transporcie energii.....,.,............................................,..............,..... 10 I 
11. Marian Szymański - Wentylacja hali maszyny papierniczej ...................,........... 113 
12, Marian Szymański - Aspekty energetyczne i technologiczne recyclin- 
gu makulatury.................,............,."...........,..,.........,..."................,............,....... 123 
13. Aleksander Świtała, Dariusz Skibicki - Metoda badań zmęczeniowych 
w warunkach złożonego stanu naprężenia z wykorzystaniem płaskich 
próbek romboidalnych ..............................................................................,.,.,..... 131 
14. Sylwester Wawrzyniak - Wpływ częstotliwości sygnału sterującego na 
parametry wypływu strumienia powietrza z dyszy osiowosyme- 
trycznej ................,...........,.,...............,..........,................,............,...,................,... 137 
15. Janusz Zachwiej a - Drgania walca prowadzącego krajarki papieru 
KL63 ........"..........,..............,..............,.,..........................................,.,..............,., 145 
16. Bogdan Żółtowski - Modelowanie w identyfikacji stanu dynamiczne- 
go silnika turbinowego ......,.......... ....,.............,......... .................,.,...........,........... 155
>>>
AKADEMIA TECHN[CZNO-ROLNlCZA IM. JANA I JĘDRZEJA ŚNIADECKICH 
W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 240 - MECHANIKA (52) - 2002 


PRZEGLĄD DOŚWIADCZALNYCH METOD 
BADANIA DWUOSIOWEGO ZMĘCZENIA 


Artur Cichailski, Aleksander Świtała 


Katedra Sterowania i Konstrukcji 
Wydział Mechaniczny A TR 
ul. Prof. S. Kaliskiego 7, 85-796 Bydgoszcz 


W pracy przedstawiono przegląd doświadczalnych metod badania dwuosio- 
wego zmęczenia pod kątem kształtowania próbki. Wskazano grupę metod uzna- 
wanych za standardowe, natomiast szerzej omówiono niestandardowe metody ba- 
dania dwuosiowego zmęczenia. 
Słowa kluczowe: dwuosiowe zmęczenie, metody doświadczalne 


1. WSTĘP 


W procesie poznawania zjawisk zmęczeniowych badania doświadczalne odgrywają 
bardzo ważną rolę. Do badania fenomenu zmęczenia szeroko wykorzystywane są obcią- 
żenia jednoosiowe, Szerokie zestawienie wyników tych badań oraz podstawy obliczeń 
zmęczeniowych zawarto w pracy [6]. Ze względu na złożoność rozważanych zjawisk wy- 
kształciły się odrębne metody opisu i badania dwuosiowego zmęczenia. 
W zakresie metod badania jednoosiowego zmęczenia występuje daleko idąca nor- 
malizacja, Jest nią objęty zarówno proces pobierania, jak i przygotowania próbek [10]. 
Stosowne akty normatywne opisują sposób prowadzenia takich badań w warunkach 
cyklicznego zginania [11] i osiowego rozciągania-ściskania w warunkach stałego cyklu 
obciążeń zewnętrznych [12]. Przepisy normalizacyjne są do tego stopnia rozpowszech- 
nione, że często zamiast podawania cech geometrycznych próbek wskazuje się, według 
jakich zaleceń zostały wykonane [14], 
Brakuje natomiast przepisów normalizacyjnych dotyczących badań zmęczenia wie- 
loosiowego. Główną przyczyną tego stanu rzeczy jest konieczność odwzorowania róż- 
nych warunków panujących w elementach konstrukcyjnych, np. przy zginaniu obro- 
towym wału czy obciążeniu ścianki zbiornika ciśnieniowego, Ponadto w warunkach cy- 
klicznych obciążeń złożonych występują dodatkowe efekty nie obserwowane 
w warunkach cyklicznych obciążeń prostych (np. obrót osi głównych stanu naprężenia). 
Prezentowany przegląd metod badawczych przeprowadzony został pod kątem 
kształtowania próbki, Każdorazowo analizowano również sposób obciążania próbki, Na 
potrzeby artykułu przyjęto, że metody powszechnie stosowane określane będą mianem 
metod standardowych. Przez analogię, metody rzadko stosowane, określane będą mia- 
nem niestandardowych.
>>>
6 


A. Cichański, A. Świtała 


2. STANDARDOWE METODY BADANIA DWUOSIOWEGO ZMĘCZENIA 


2.1. Badania z użyciem próbek walcowych 


Pierwszą grupą metod stosowanych podczas badań wieloosiowego zmęczenia są me- 
tody wykorzystujące walcowe próbki pełne (rys. l). Próbki o tej postaci najczęściej pod- 
daje się cyklicznym obciążeniom siłą osiową i momentem skręcąjącym [15]. Stosuje się 
również obciążanie momentem gnącym i jednocześnie działającym momentem skręcają- 
cym [16]. Obciążenia te odpowiadają warunkom pracy, w jakich eksploatowane są wały. 



85 
-----_.__.__.__.,._---
_.__.._-----_._---_.__._----------- 


__-------------LLQ---------- _____ 


Ł- 



 ,, ' V -


 -- .85_n 
-.- ._ 
I' -
 -nr 
Jli I 

:
 s, 
L
 '--________
__ł. 


I 



: 


"" 


Rys. l. Próbka walcowa [15] 


Płaski stan naprężenia, uzyskany na powierzchni części roboczej walcowej próbki 
pełnej obciążonej momentem skręcającym i siłą osiową, chrakteryzuje się stałą war- 
tością amplitud naprężeń stycznych i normalnych, W przypadku obciążenia próbki mo- 
mentem skręcającym i momentem gnącym występuje dodatkowo gradient naprężeń po- 
chodzących od zginania. 


2.2. Badania z użyciem próbek rurkowych 


W grupie standardowych metod badania dwuosiowego zmęczenia najczęściej wy- 
korzystywane są metody zakładające użycie cienkościennej próbki rurkowej (rys. 2). 
Próbki o tej postaci poddaje się cyklicznie zmiennym obciążeniom siłą osiową i mo- 
mentem skręcającym [7] lub siłą osiową i ciśnieniem wewnętrznym [4]. 


--,-"__ 
_ ";C;
 
.
 , / 
.. r :--: - i - -.-.. -- -. 


- -I 


- '&'- 

--=-=
 ł= 
 - 
 
_=_
=_= ____.1 
eJ. 


eJ. 


37 


C,,;J 


____ 
3S _________ __._____.
_.______ 


Rys. 2. Rurkowa próbka cienkościenna [7]
>>>
Przegląd doświadczalnych metod on 


7 


Stan naprężenia panujący w części roboczej próbki poddanej obciążeniu siłą osio- 
wą i momentem skręcającym jest jednorodny. Na grubość ścianki (najczęściej S 2 mm) 
mają wpływ zarówno względy technologiczne, jak i konieczność zapewnienia statecz- 
ności próbki w półcyklu ściskania. W celu obniżenia niewielkiego gradientu naprężeń 
w przekroju poprzecznym próbki obciążonej siłą osiową i ciśnieniem wewnętrznym dla 
próbek tych przyjmuje się grubości ścianki S 0,7mm. 


2.3. Badania z użyciem próbek krzyżowych 


Mniej powszechnie w badaniach dwuosiowego zmęczenia stosuje się metody wy- 
korzystujące próbki krzyżowe (rys. 3). Próbki takie obciąża się siłami normalnymi dzia- 
łającymi w dwóch wzajemnie prostopadłych kierunkach [l, 2]. 


a) 


.!:..J., -- 


460 



 
". 
A-A Q; '" 
H
/H- q
4rAj 


b) 



 


76 135 
305 


A-A 



 
V / /
 --t 


f////1 


",I 
t / / / 
 / / ;/J 
I 


Rys. 3. Przykłady próbek krzyżowych: a) za pracą [2], b) za pracą [1] 


Jednym z głównych problemów kształtowania próbek krzyżowych (rys. 3a) jest 
wzajemne oddziaływanie na siebie obciążeń działających w obu kierunkach. Jednym ze 
spotykanych rozwiązań mających na celu wyeliminowanie tego efektu jest zastosowanie 
rowków odciążających (rys. 3b). Innym problemem związanym z użyciem próbek krzy- 
żowych jest wyznaczenie naprężeń wywołanych w części roboczej próbki obciążeniem 
przyłożonym do jej ramion. W zakresie sprężystym pomocna jest analiza MES. 
W zakresie zmian plastycznych zastosowanie MES jest ograniczone. Pewnym rozwią- 
zaniem jest doświadczalne wyznaczenie odkształceń w części centralnej, przy pominię- 
ciu wpływu promienia zaokrąglenia narożnika między ramionami. Ze względu na 
znaczną ilość czynników oraz możliwość występowania interakcji między nimi, do-
>>>
8 


A. Cichański, A. Świtała 


świadczalne ustalenie optymalnej postaci geometrycznej jest bardzo trudne, co tłumaczy 
częściowo dużą różnorodność geometrii takich próbek. 


3. NIESTANDARDOWE METODY BADANIA DWUOSIOWEGO 
ZMĘCZENIA 


3.1. Badania z użyciem grubościennych próbek rurkowych 


Pośród metod uznawanych za niestandardowe dużą grupę badań stanowią do- 
świadczenia przeprowadzone na rurkowych próbkach grubościennych. Próbki takie 
poddaje się obciążeniu zmiennym ciśnieniem wewnętrznym [9] lub zmiennym ciśnie- 
niem wewnętrznym i siłą osiową [3]. Konstrukcję stanowiska do badań na rurkowych 
próbkach grubościennych w części mechanicznej, jak i hydraulicznej, a także układ po- 
miarowy opisano szczegółowo w pracy [9]. Autorzy tej pracy omówili również główne 
problemy, jakie napotkali podczas wdrażania nowej metodyki i sposoby ich rozwiąza- 
nia. Jednym z ważniejszych zagadnień podczas kształtowania próbki grubościennej jest 
zapewnienie jej osiowej symetrii. W celu spełnienia tego wymagania jako ostatnią ope- 
rację technologiczną wykonuje się toczenie powierzchni zewnętrznej próbki, przyjmu- 
jąc za bazę otwór po operacji honowania. 
Badania, których celem było doświadczalne wyznaczenie wpływu trójosiowego roz- 
ciągania na wytrzymałość zmęczeniową przy ścinaniu, opisano w pracy [9]. W ściankach 
grubościennego zamkniętego cylindra obciążonego ciśnieniem wewnętrznym powstaje 
trójosiowy stan naprężenia. Analiza wzorów Lamego prowadzi do wniosku, że ściskające 
naprężenia promieniowe i rozciągające obwodowe osiągają wartości ekstremalne na we- 
wnętrznej średnicy cylindra. Tak zidentyfIkowany stan naprężenia potraktowano jako su- 
perpozycję jednorodnego stanu trójosiowego rozciągania i niejednorodnego stanu ścinania 
naprężeniami przyjmującymi wartości maksymalne na średnicy wewnętrznej cylindra 
i wartości minimalne na średnicy zewnętrznej. 


Rys. 4. Grubościenna próbka rurkowa w przyrządzie do wytwarzania ciśnie- 
nia wewnętrznego i osiowego ściskania [3]
>>>
Przegląd doświadczalnych metod ... 


9 


Na grubościennych próbkach rurkowych badano również wpływ naprężenia a] 
(a]  a]  (3) na wytrzymałość zmęczeniową w trzyosiowym stanie naprężenia [3]. Prób- 
ki poddawano jednostronnie zmiennym cyklom ciśnienia wewnętrznego i siły osiowej, 
Podczas badań opisanych w pracy [3] użyto 25 próbek o jednakowych nominalnych wy- 
miarach geometrycznych, podzielonych na pięć serii. Ze względu na fakt, że wszystkie 
próby wykonywano przy tej samej wartości amplitudy ciśnienia, nie było konieczne za- 
bezpieczanie powierzchni przed różnymi skutkami działania oleju. Wartość naprężeń a] 
kontrolowano poprzez zmianę obciążenia osiowego. W celu wytworzenia siły osiowej, 
o odpowiednim zwrocie, skonstruowano dwa rodzaje przyrządów używanych zależnie od 
tego czy próbka miała być rozciągana czy ściskana. Na rysunku 4 przedstawiono grubo- 
ścienną próbkę rurkową w przyrządzie do wytwarzania ciśnienia wewnętrznego i osiowe- 
go ściskania. W przyrządzie tym osiową siłę uzyskiwano z przyłożenia ciśnienia na końcu 
próbki bezpośrednio do powierzchni czołowej. Dla wszystkich serii otrzymano podobne 
w sensie statystycznym trwałości. Głównym wnioskiem z badań było stwierdzenie, że dla 
przyjętej stali i rozważanych warunków badań naprężenie a] nie wpływa na wytrzymałość 
zmęczeniową w trzyosiowym stanie naprężenia. 
Podczas badań [8] kontrolowano proporcje naprężeń stycznych do normalnych za 
pomocą zmiany średnicy zewnętrznej próbki. Badania przeprowadzono w sześciu gru- 
pach próbek o równej długości pomiarowej 76,2 mm i średnicy wewnętrznej ] 5,2 mm, 
różniących się stosunkiem średnicy zewnętrznej do wewnętrznej zmieniającym się 
w zakresie od 1,2 do 3. Naprężenia rozciągające zmieniły wartości od 32,8 MPa do 
200 MPa. Wyniki przeprowadzonych badań wskazują, że granica zmęczenia przy ścina- 
niu jest niezależna od wartości naprężeń rozciągających. Na etapie przygotowywania 
badań stwierdzono, że na trwałość zmęczeniową duży wpływ ma stan powierzchni 
próbki stykającej się z olejem. W występujące na powierzchni otworu mikroszczeliny 
dostawał się olej, powodując obniżenie trwałości próbki. Problem ten rozwiązano po- 
krywając wewnętrzną powierzchnię próbki warstwą gumy. 


3.2. Badania z użyciem płaskich próbek owalnych 


W pracy [14] przedstawiono metodę pozwalającą na modelowanie dwuosiowego 
stanu obciążeń zmęczeniowych w taki sposób, że uzyskany stan naprężenia jest równo- 
ważny stanowi powstającemu w ściankach walczaka obciążonego ciśnieniem. Metody- 
ka ta zakładała przeprowadzenie badań na próbkach w postaci owalnych płyt. Na po- 
trzeby badań użyto próbek wykonanych ze stopu aluminium w postaci blach o trzech 
proporcjach wymiarowych realizujących proporcje odkształceń głównych fE = E] : E), 
równe l, 0,75 i 0,5. Wymiary próbek i realizowane przez nie stosunki odkształceń 
głównych przedstawiono na rysunku 5. Dla b = O płyta przyjmuje kształt koła. 
Podczas badań próbki były swobodnie podparte na obwodzie. Dwuosiowy stan na- 
prężeń zmiennych osiągnięto poprzez przyłożenie do powierzchni płyt wahadłowo zmien- 
nego ciśnienia. Maksymalna, zmierzona wartość ciśnienia nie ulegała zmianie dla każdej 
połówki cyklu aż do kilku cykli przed pęknięciem. Ze względu na specyfikę sposobu 
obciążenia (ciśnienie przykładane do powierzchni próbki), w czasie trwania próby nie 
było możliwości obserwacji momentu inicjacji i rozwoju pęknięcia. W tym celu próbę 
przerywano po każdych 10 % oczekiwanej trwałości i próbkę zwalniano z uchwytu celem 
kontroli powierzchni. Odkształcenia płyty zostały wyznaczone doświadczalnie, dla 
wszystkich trzech proporcj i wymiarowych, za pomocą 10 odpowiednio rozmieszczonych
>>>
10 


A. Cichański, A. Świtała 


na niej tensometrów. Wyznaczone wartości odkształcenia posłużyły do kalibracji ugięcia 
płyty pod obciążeniem. Ugięcie to było wielkością kontrolowaną podczas badań. 


b f, 
O 1 
25.4mm 0.75 
55.9mm 0.5 


Rys. 5. Płaska próbka owalna [17] 


Podczas badań przeanalizowano, jaki wpływ na wytrzymałość zmęczeniową ma, 
wynikająca z procesu technologicznego, anizotropia własności plastycznych materiału. 
Doświadczenia prowadzono na próbkach tak wycinanych z blachy, że jedna z osi głów- 
nych stanu odkształcenia była nachylona pod kątem 0°, 45° i 90° względem kierunku 
walcowania. Uzyskane wyniki porównywano z wynikami wyznaczonymi dla tego sa- 
mego kąta w warunkach jednoosiowej próby zginania. Jako wielkość porównawczą dla 
obu prób przyjęto odkształcenia oktaedryczne. 


3.3. Badania z użyciem płaskich próbek romboidalnych 


W pracy [18] przedstawiono metodykę badań wykorzystujących romboidalne próbki 
płytowe. Badania przeprowadzono na trzech typach próbek. Postacie geometryczne pró- 
bek i odpowiadające im wartości t;, = 0'2 : 0'1 przedstawiono na rysunku 6. Na potrzeby 
badań użyto stopu tytanu w postaci odkuwek o grubości 5 mm. 


JJ 


b fa 
38mm -0.25 
50mm -0.44 
76mm -1 


76 


Rys. 6. Płaska próbka romboidalna [18] 


Obciążenie próbki wynikało z kontrolowanego przemieszczenia ruchomego uchwytu 
zamontowanego wzdłuż jednej przekątnej względem nieruchomego uchwytu zamontowa- 
nego wzdłuż drugiej przekątnej próbki.
>>>
Przegląd doświadczalnych metod ... 


11 


Unikalną cechą próbek romboidalnych jest jednorodny rozkład odkształceń i na- 
prężeń w szerokim obszarze powierzchni próbki. Próbkę romboidalną można potrakto- 
wać jako złożenie dwóch belek o jednakowej wytrzymałości na zginanie. Osie takich 
belek pokrywają się z przekątnymi próbki. Stanowi to zaletę tych próbek w porównaniu 
z płytowymi próbkami owalnymi, w których tylko ograniczony obszar w centralnej 
części próbki podlega maksymalnym odkształceniom i naprężeniom, Z faktu jednorod- 
nego rozkładu odkształceń i naprężeń na powierzchni próbki wynika łatwość ich kontro- 
li również wtedy, gdy wraz z cykliczną zmianą własności materiału zmieni się stosunek 
odkształceń do naprężeń. Wyznaczony podczas kalibrowania związek odkształceń 
i ugięć płyty obowiązuje tak długo, jak długo słuszne jest założenie o liniowym rozkła- 
dzie odkształceń na grubości próbki. Dzięki temu jedyną wielkością kontrolowaną pod- 
czas próby, oprócz zliczania liczby cykli, jest łatwo mierzalne ugięcie płyty. Słuszność 
tej metody została potwierdzona doświadczalnie, gdy osiągnięto podobne trwałości za- 
równo w warunkach kontrolowanej siły, jak i kontrolowanego ugięcia, o wartości wy- 
znaczonej z krzywej kalibracji dla zadanej siły. Sposób obciążania próbki romboidalnej 
zakładający przyłożenie siły pozwala na wykrycie i obserwację inicjacji i wzrostu pęk- 
nięcia zmęczeniowego na powierzchni próbki. 
W toku badań na obu powierzchniach próbki wyznaczono rozkład odkształceń za 
pomocą pomiarów tensometrycznych. Na środku próbki naklejono trójelementową ro- 
zetę tensometryczną, zaś wzdłuż osi głównych naklejono pojedyncze tensometry. Ana- 
liza wyników pomiarów pozwoliła na stwierdzenie występowania liniowej zależności 
odkształcenia od obciążenia oraz właściwego zginaniu symetrycznego rozkładu od- 
kształceń przeciwległych powierzchni próbki. 


3.4. Badania z użyciem próbek w postaci dysku obrotowego 


W pracy [5] autorzy postawili sobie za cel przeprowadzenie doświadczalnych ba- 
dań zmęczeniowych w taki sposób, aby energia odkształcenia w obszarze krytycznym 
próbki pozostawała niezmieniona w ciągu trwania próby, natomiast osie główne stanu 
naprężenia zmieniały kierunek względem próbki. Aby zrealizować tak nakreślony cel, 
zaproponowano próbkę w postaci dysku obrotowego o zmiennej grubości i szerokim 
kołnierzu, wykonaną ze stopu aluminium 335-T6l - rysunek 7. 
W tym przypadku jednoosiowe obciążenie zostało przyłożone do próbki promie- 
niowo poprzez ściskanie rolkami kołnierza na jej obwodzie. Efekt cyklicznej zmiany 
naprężeń uzyskano poprzez obrót próbki względem nieruchomego punktu przyłożenia 
obciążenia o stałej wartości. W celu wyznaczenia wielkości obszaru próbki, w którym 
energia odkształcenia jest stała, wykonano analizy tensometryczne i elastooptyczne. 
Badania zasadnicze przeprowadzono na próbkach obracających się z prędkością 
ok. 3500 obr./min dla sześciu różnych poziomów obciążenia. Podczas badań nie doko- 
nywano pomiaru naprężeń w obracającym się dysku. Również cykle nie były liczone 
precyzyjnie. Najistotniejsze było, czy wystąpi pęknięcie zmęczeniowe. Z faktu wystą- 
pienia takiego pęknięcia autorzy wyciągnęli wniosek, że energia odkształcenia nie może 
służyć do opisu mechanizmów zmęczenia w warunkach obciążeń wieloosiowych, 
Uszkodzenie zmęczeniowe jest wynikiem zmiany składowych stanu naprężenia, odnie- 
sionych do odpowiedniej płaszczyzny.
>>>
12 


A. Cichański, A. Świtała 


(OJ 
ci 
" 
.. 


00 
..,. 
o 
'" 
'" 


2.54 


25.4 25.4 


53.9 


Rys. 7. Próbka do badań zmęczeniowych w kształcie dysku obrotowego [5] 


3.5. Wybrane inne metody badawcze 


W pracy [13] przedstawiono badania na dwóch grupach próbek, proponując w każ- 
dej grupie inny sposób kształtowania postaci geometrycznej próbki. Dla każdej grupy 
została wyznaczona, w warunkach kontrolowanego obciążenia, wartość granicy zmę- 
czenia, odpowiadająca 10 7 cykli. Ze względu na trudność analitycznego wyznaczenia 
zależności między obciążeniem a wartością wywołanych nim naprężeń w części pomia- 
rowej próbki, zależność tę wyznaczono doświadczalnie. Nie uszkodzoną próbkę podda- 
no statycznemu obciążeniu o wartości granicy zmęczenia i metodą tensometryczną 
wyznaczono naprężenia w bazie pomiarowej. 
W pierwszej grupie próbka miała postać płaskiej tarczy kołowej, jak to przedstawia 
rysunek 8. Podczas badań zamocowana na obrzeżu próbka poddana była cyklicznemu 
zginaniu siłą przyłożoną do trzpienia zamocowanego w otworze. Dla próbki tej obliczono 
za pomocą równania różniczkowego wartości naprężeń promieniowych i obwodowych, 
a następnie porównano je z wartościami wyznaczonymi doświadczalnie. Na próbce tej 
badano wpływ kierunkowości struktury materiału na trwałość zmęczeniową. 

I 


I. 


Rys. 8. Płaska próbka kołowa [13] 


Postać geometryczna próbki z drugiej grupy została przedstawiona na rysunku 9. 
Próbki o tej postaci zostały poddane wahadłowym obciążeniom rozciągająco-ściskającym. 
Proporcje naprężeń występujące w części pomiarowej modyfIkowano poprzez zmianę
>>>
Przegląd doświadczalnych metod ... 


13 


grubości próbki w tym miejscu. Dla próbki o grubości b = 2,5 mm uzyskano al max = 
= 390 MPa i a{t1JJX = 222 MPa, natomiast dla próbki o grubości b = 1,5 mm uzyskano 
at'"" = 455 MPa i at'"" = 127 MPa. 
--f . 
 _rLl ';0 t"""'
3 


100 



 


Rys. 9. Próbka do badań użyta w pracy [13] 


W obu grupach opisanych w [13] badania przeprowadzono dla stali węglowej oraz 
dla stali stopowej chromowo-wanadowej. Dla obu gatunków stali wyniki badań w po- 
staci wartości amplitud naprężeń aal i aa2, po znormalizowaniu wartością Zrc. przedsta- 
wiono na płaszczyźnie naprężeń głównych. Punkty wyznaczone podczas badań do- 
świadczalnych na jednej próbce odkładano dwukrotnie, symetrycznie względem pro- 
stych aal = aa2 i aal = -aa2' 


4. WNIOSKI 


Przegląd doświadczalnych metod badania dwuosiowego zmęczenia uwidacznia 
skutki braku norm w omawianym obszarze. Zarówno metody uznawane za standardo- 
we, jak i niestandardowe charakteryzuje duża różnorodność stosowanych próbek oraz 
warunków prowadzenia badań. 
Wśród niestandardowych sposobów badania dwuosiowego zmęczenia najliczniej- 
szą grupę stanowią doświadczenia prowadzone w warunkach obciążeń prostych, gdy 
złożony stan naprężenia wynika z geometrii próbki. Zaletą badań prowadzonych w wa- 
runkach obciążeń prostych są niższe koszty oraz większa dostępność stanowisk badaw- 
czych. Główne ograniczenia tych metod to brak możliwości wprowadzenia przesunięcia 
fazowego oraz konieczność modyfikacji wymiarów próbki w celu zmiany proporcji 
realizowanych naprężeń. 
W dużej grupie metod niestandardowych do badań wykorzystywana jest płaska próbka 
płytowa poddana zginaniu. Najlepszą metodą w tej grupie, ze względu na rozkład naprężeń 
w próbce, jest metoda zakładająca użycie próbki romboidalnej. Naprężenia i odkształcenia 
rozkładają się jednorodnie w szerokim obszarze części pomiarowej tych próbek.
>>>
14 


A. Cichański, A. Świtała 


LITERATURA 


[I] Bartolotta P.A., Kantzos P., Krause D.L., 1997. In-pIane biaxial yield surface study 
of cast titanium aluminide (TiAI). Proceedings of the 5th International Conference 
on BiaxiallMulitaxial Fatigue & Fracture, Cracow-Poland, Vo1.2, 389-402. 
[2] Baum c., Ott W., Trautmann K.H., Buczynski A., Nowack H., 200 l. Evaluation 
of the multiaxial crack initiation life prediction method EVICD for a modern tubes 
steel. Proceedings of the 6th International Conference on BiaxiallMulitaxial Fa- 
tigue & Fracture, Lisboa-Portugal, Vol.1, 415-422. 
[3] Blass ].J., Findley W.N., 1967. The influence of the intermediate principal stress 
on fatigue under triaxial stresses. Materials Research & Standards, Vol. 7, No. 6, 
254-261. 
[4] EL-Magd E., Mielke S., 1977. Dauerfestigkeit bei ilberlagerter zweiachsiger sta- 
tischer Beanspruchung. Konstruktion 29, 253-257. 
[5] Findley W.N., Mathur P.N., Szczepanski E., Temel A,O" 1961. Energy versus 
stress theories for combined stress - a fatigue experiment using a rotating disk. 
Trans. ASME, J. Basic Engng. D, 83, 2, 10-14. 
[6] Kocańda S., Szala J., 1997. Podstawy obliczeń zmęczeniowych. PWN Warszawa. 
[7] Marquis G.B., Karjalainen-Roikonen P., 200 l. Long-life multiaxial fatigue of SG 
cast iron. Proceedings of the 6th International Conference on BiaxiallMulitaxial 
Fatigue & Fracture, Lisboa-Portugal, Vol.ł, 151-158. 
[8] McDiarmid D.L., 1991. A general fatigue criterion for high cycle multiaxial fa- 
tigue failure. Fatigue Fract. Engng. Mater. Struct., Vol. 14, No. 4, 429-453. 
[9] Morrison J.L.M., Crossland B., Parry J.S.c., 1956. Fatigue under triaxial stress: 
development of atesting machine and preliminary results. Proc. Inst. Mech. Engrs. 
21,170,696-712. 
[10] PN-76/H-04325 Badanie metali na zmęczenie. Pojęcia podstawowe i ogólne wy- 
tyczne przygotowywania próbek. 
[11] PN-76/H-04326 Badanie metali na zmęczenie. Próba zginania. 
[12] PN-74/H-04327 Badanie metali na zmęczenie. Próba osiowego rozciągania- 
ściskania przy stałym cyklu obciążeń zewnętrznych. 
[13] Sawert W., 1943. Verhalten der Baustahle bei wechselnder mehrachsiger Beans- 
pruchung. Z. Ver. Deut. Ing.,87, 39/40, 609-615. 
[14] Shin J.c., Lee S., Ryu J.H., 1995. Correlation ofmicrostructure and fatigue prop- 
erties of two highstrength spring steels. International Journal of Fatigue, V 01.21, 
571-579. 
[15] Sonsino C.M., Grubisic V., 1985. Mechanik von Schwingbrilchen an gegossenen 
und gesinterten Konstruktionswerkstoffen unter mehrachsiger Beanspruchung. 
Konstruktion 37, 261-269. 
[16] Susmel L., Petrone N., 200 \. Fatigue life prediction for 6082- T6 cylindrical 
specimens subjected to in-phase and out-of-phase bending/torsion loading. Pro- 
ceedings of the 6th International Conference on Biaxial/Multiaxial Fatigue 
& Fracture, Lisboa-Portugal, Vol.ł, 125-132.
>>>
Przegląd doświadczalnych metod ... 


15 


[17] Szewczuk J., Zamrik S.Y., Marin J., 1968. Low-cycle fatigue of7075-T651 alu- 
minum alloy in biaxial bending. Experimental Mechanics, 504-512. 
[J 8] Zamrik S. Y, Ledger D.J., Dante c., 1997. Fatigue characteristics of thin titanium 
plates due to biaxial stres s cycling. Proceedings of the 5th International Confer- 
ence on Biaxial/Multiaxial Fatigue & Fracture, Cracow-Poland, V 01.2, 167- I 87. 


REVIEW OF EXPERIMENT AL METHODS OF BIAXIAL 
F A TIGUE TESTING 


Summary 


The paper presents a review of experimental methods of biaxial fatigue testing. The 
review has been made from the point of view of specimen shaping. A gro up of methods 
considered standard has been given. The gro up includes the methods using solid speci- 
mens, thin-walled tubes and cruciform specimens. Also non-standard methods of 
biaxial fatigue testing have been widely described. The group includes methods which 
drawon thick-walled tubes, elliptical and rhombic plates, specimens in the shape of 
revolving disc and the specimens whose shape was developed by the author's. 
Keywords: biaxial fatigue, testing methods
>>>
AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA IM. JANA I JĘDRZEJA ŚNIADECKICH 
W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 240 - MECHANIKA (52) - 2002 


PRÓBA OPRACOWANIA TECHNIKI APLIKACJI PREP ARA TU 
KONSERWUJĄCEGO DO WILGOTNEGO SIANA W CZASIE 
JEGO ZBIORU PRASĄ ZWIJAJĄCĄ; 
WSTĘPNA OCENA JAKOŚCI UZYSKANEGO SIANA* 


Edmund Dulcet, Sylwester Borowski 
Katedra Inżynierii Rolniczej 
Wydział Mechaniczny A TR 
ul. Prof. S. Kaliskiego 7,85-965 Bydgoszcz 


W pracy opisano projekt badawczy dotyczący opracowania techniki aplika- 
cji preparatu mikrobiologicznego Inoculant 1155 do wilgotnego siana zbieranego 
prasą zwijającą. Podano uzasadnienie podjęcia tego tematu oraz oczekiviane wy- 
niki pracy. Ponadto przedstawiono metodykę i wyniki badań oceny jakości uzy- 
skanego siana. Obliczono również koszty eksploatacji prasy zwijającej z aplikato- 
rem i bez aplikatora. 
Słowa kluczowe: technika zbioru wilgotnego siana, siano, aplikacja preparatów 
do siana 


l. WPROWADZENIE 


W kraju produkowana jest dostateczna ilość siana, natomiast jego jakość jest nieza- 
dowalająca. Straty składników pokarmowych przy tradycyjnych technologiach suszenia 
siana na pokosach w przeciętnych warunkach pogodowych wynoszą niekiedy 40-50 %, 
dochodząc nawet do 70 %. W naszych kapryśnych warunkach atmosferycznych produkcja 
siana związana jest z dużym ryzykiem, przy czym szczególnie dotyczy to siana zbierane- 
go prasami w formie bel. Dopiero siano o zawartości wody (wilgotności względnej) 
15-17 % może być przechowywane przez dłuższy okres bez obawy zepsucia się. Obniże- 
nie wilgotności względnej siana do wyżej wymienionej granicy bezpieczeństwa wymaga 
znacznych nakładów energetycznych (suszenie aktywną wentylacją zimnym lub lekko 
podgrzanym powietrzem) [5, 6, 8, II). 
Użycie w technologii konserwacji siana preparatów chemicznych lub mikrobiolo- 
gicznych umożliwia zbiór siana z lucerny lub mieszanek lucerny i traw i prasowanie go na 
polu już przy wilgotności względnej 25 %, czyli gdy jeszcze nie osypują (okruszają) się 
liście i kwiatostany roślin. Jest to więc energooszczędna metoda konserwacji wilgotnego 
siana, dająca ponadto więcej suchej masy i składników pokarmowych z hektara. 


, Temat realizowany jest w ramach Grantu Nr 091 0/P06/2000/18
>>>
18 


E. Dulcet, S. Borowski 


Skuteczność działania preparatów zależy od równomiernego wymieszania ściśle 
określonej ich ilości ze zbieranym sianem. Szczególnie dotyczy to preparatów chemicz- 
nych, które muszą mieć bezpośredni kontakt z tkankami zbieranych roślin [1, 2, 9, 10). 
Ze względu na wysokie koszty uzyskania preparatów, wskazane jest minimalizo- 
wanie ich dawkowania poprzez optymalne wymieszanie ze zbieranym surowcem, Doty- 
czy to szczególnie siana prasowanego, w którym rozprowadzenie preparatu musi być 
przeprowadzone bardzo równomiernie podczas formowania się beli w prasie zwijającej. 
Istnienie bowiem jakichkolwiek mokrych miejsc w sianie prasowanym powoduje two- 
rzenie się ognisk o aktywnej działalności szkodliwych bakterii, które mogą się rozprze- 
strzeniać i zniszczyć całą belę siana lub spowodować jej samozapalenie [3, 6], 


2, CEL PRACY, JEGO UZASADNIENIE I OCZEKIWANE WYNIKI 


Celem pracy jest metodyczne opracowanie procedur obliczeniowych do oceny ja- 
kości równomierności rozprowadzenia określonej ilości preparatu w wilgotnym sianie 
w czasie jego zbioru prasą zwijającą. W oparciu o zaproponowaną procedurę zostaną 
podjęte próby opracowania techniki aplikacji preparatu do wilgotnego siana zbieranego 
. ... . 
prasami zWIJającymI. 
Uzasadnieniem zajęcia się w kraju omawianym problemem jest fakt, iż stosowanie 
naturalnych preparatów mikrobiologicznych lub chemicznych w technologii konserwo- 
wania siana staje się metodą konkurencyjną w stosunku do energochłonnej technologii 
suszenia aktywną wentylacją z użyciem urządzeń suszących, przy jednocześnie niż- 
szych stratach suchej masy. Metoda tajest jeszcze mało poznana. 
Suszenie pojedynczych bel okrągłych powyższym sposobem jest bardzo praco- 
chłonne i niedogodne w praktyce, a także wymaga dużych nakładów energii oraz istot- 
nych zasobów inwestycyjnych na budowę stanowisk suszarniczych. 
Istniejący stan wiedzy w zakresie omawianego tematu jest skromny, wręcz niedo- 
stateczny (rzadko przedstawiany w literaturze przedmiotu). Jest to bowiem problem no- 
wy w kraju i na świecie, a nieliczne publikacje naukowe są szczątkowe i dotyczą naj- 
częściej oceny jakości siana zbieranego różnymi metodami. Brak odpowiednich wy- 
ników badań naukowych uniemożliwia wdrożenie w praktyce rolniczej metody zbioru 
wilgotnego siana prasą zwijającą w formie bel okrągłych z równoczesnym równomier- 
nym i efektywnym (skutecznym) dozowaniem preparatów zapobiegających psuciu się 
siana o podwyższonej zawartości wody. 
Równomierne rozprowadzenie ściśle określonej ilości preparatu w wilgotnym sia- 
nie w czasie jego zbioru prasami zwijającymi jest procesem, w którym parametry eks- 
ploatacyjne pracy prasy zwijającej, aplikatora, właściwości dodawanych preparatów 
i zbieranych roślin determinująjakość tego procesu. 
Zamierza się to osiągnąć poprzez odpowiedni dobór: 
- miejsca dodawania preparatu do wilgotnego siana w czasie zbioru prasą zwijającą, 
- parametrów eksploatacyjnych pracy prasy (wydajność zbioru uzyskiwanej gę- 
stości bel), 
- właściwości zbieranego materiału roślinnego (gatunek rośliny, wilgotność względ- 
na), 
- stanu skupienia preparatów (stałe, ciekłe). 
Preparaty mogą być dodawane do wilgotnego siana w różnych miejscach: 
- przed podbieraczem (aplikacja preparatu na pokos lub wał zbieranego wilgotne- 
go siana),
>>>
Próba opracowania techniki ... 


19 


- nad podbieraczem (aplikacja preparatu na materiał roślinny znajdujący się na 
podbieraczu), 
- pomiędzy podbieraczem a komorą zwijania (aplikacja preparatu na materiał znaj- 
dujący się w szczelinie roboczej). 
Należy podkreślić, że według badań własnych - np. w sieczkarni zbierającej - 
w zależności od miejsca aplikacji preparatu do zielonki (zbiór na kiszonki) wskaźnik 
nierównomierności wymieszania preparatu z zielonką wahał się w granicach od 11 % 
do 27 %, a straty preparatu wynosiły od 12 % do 34 % [l]. 
Jakość rozprowadzenia preparatu w zbieranym wilgotnym sianie i wielkość strat 
oceniano opierając się na jego analizie ilościowej oraz ocenie jakościowej uzyskanego 
siana przy uwzględnieniu metodyki badań i aparatury pomiarowej stosowanej w paszo- 
znawstwie. 
Oczekiwane wyniki: 
- metodyczne opracowanie procedur obliczeniowych służących ocenie jakości 
rozprowadzenia preparatu w wilgotnym sianie w czasie jego zbioru prasą zwija- 
jącą poprzez ustalenie optymalnych miejsc jego dodawania oraz parametrów 
eksploatacyjnych prasy zwijającej i właściwości zbieranego materiału, 
- systematyzacja i uporządkowanie wiedzy o nowoczesnych energooszczędnych 
technologiach produkcj i siana, 
- opracowanie technologii zbioru wilgotnego siana w formie bel cylindrycznych 
z użyciem preparatów do wykorzystania w praktyce rolniczej. 


3. BADANIA WSTĘPNE 


3.1. Cel badań 


Celem badań była ocena jakości wilgotnego siana z dodatkiem preparatu mikro- 
biologicznego Pionier 1155 Inoculant zbieranego przy użyciu prasy zwijającej. Ponadto 
chodziło o obliczenie jednostkowych kosztów eksploatacji prasy zwijającej bez aplika- 
tora i z aplikatorem. 


3.2. Metodyka badań 


Materiałem roślinnym użytym do badań był drugi pokos suszonej lucerny w pełnej 
fazie kwitnienia. Wilgotność zbieranego siana wynosiła odpowiednio: 26,4 %, 23,8 %, 
19,2 %. Wilgotność siana określono metodą suszarkowo-wagową. W badaniach użyto 
preparatu mikrobiologicznego Inoculant Pioneer 1155 zawierającego wyselekcjonowa- 
ne szczepy bakterii Bacillus pumilus, który podawano w ilości 1 kg na tonę zbieranego 
materiału roślinnego. 
W skład zestawu badawczego wchodziły: kosiarka rotacyjna, przetrząsaczo-zgra- 
biarka karuzelowa, prasa zwijająca z nadbudowanym aplikatorem, ładowacz bel oraz 
przyczepa (rys. l).
>>>
20 


E. Dulcet, S. Borowski 


Koszenie ze zgniataniem 


Przetrząsanie 


Zgrabianie 


Prasowanie 
z jednoczesną aplikacją 
preparatu 


Zbieranie bel 


Transport 


Załadunek 
i magazynowanie 


I
-I 
I
I 
I 

I 




I 
!ffi.1 



I 


Rys. l. Zestawienie podstawowych zabiegów przy zbiorze siana podczas badań 


Do aplikacji preparatu wykorzystano dozownik "Gandy Jumbo", który nabudowa- 
no na prasie zwijającej Z-279/1 produkcji Simpa w Lublinie (rys. 2). 
Dla równomiernego rozprowadzenia lnoculantu w całej masie zbieranego materia- 
łu roślinnego wykorzystano cztery otwory spustowe aplikatora, a końce węży rozmiesz- 
czono w równych odległościach, tak aby preparat spadał na siano znajdujące się na 
podbieraczu prasy zwijającej (rys. 3). 
Bezpośrednio po zakończeniu prasowania bele siana przetransportowano do miej- 
sca składowania (zadaszona wiata). Po czterech tygodniach od momentu wykonania bel 
z każdej z nich pobierano po 3 próbki do analizy chemicznej siana (po rozwinięciu beli _ 
ze środkowej części i dwóch skrajnych - rys. 4).
>>>
Próba opracowania techniki ... 


21 


Z:
'
'-"'-""'-'

'-"'-'_""
"L"._":"--" :iiIL 


y; " .

 ..........",.,.".,. 


; 
,., 





 . 


"'.-
: .. 
:)"'
:"::":"'''''-' 
'
ę
 

': 
w:; 



:
.
 . 


-




 .: 
..:
.". :.' 


ł'f.. 



. : -x 
1ł-
;/":' 

 - ......ł 
"tJ jj m 

 


:'
 


""". '0-: 


_ %,.;;$;' 


.f?



:







' .:.-. 


..u....m...
::::.:..... .. 



 


;
 




:iy: 


w 
.. 


.:.{

 r 
.J
 r 
;jij"Y 
... 


/- 


v 



-. 
 
:LZ:f 

=j»:jc . 


Rys. 2. Widok agregatu ciągnik - prasa zwijająca z aplikatorem w czasie badań 


Aplikator 


Komora 
prasowa 



 


Przewody 
doprowadzające 


Podbieracz 


Koła 
podporowe 


Rys. 3. Schemat rozmieszczenia węży aplikatora nad podbieraczem prasy zwijającej 


Analizę chemiczną próbek siana przeprowadzono aparatem Infra Alyzer 450 w la- 
boratorium Katedry Żywienia Zwierząt i Paszoznawstwa A TR. Oznaczono: 
- suchą masę, 
- popiół surowy, 
- białko roślinne, 
- tłuszcz surowy, 
- włókno surowe.
>>>
22 


E. Dulcet, S. Borowski 


-- .-.-.0--------.-.-.-.-.-.-. 


Miejsce pobierania prób 
Rys. 4. Miejsca pobierania prób z beli siana 


Uzyskane wyniki badań poddano analizie wariancji. Istotność różnic pomiędzy 
grupami doświadczalnymi oceniano testem rozstępu Tukeya [4]. Dla każdej wilgotności 
siana wykonano po 5 sztuk bel. 
Obliczeń jednostkowych kosztów eksploatacji urządzenia dozującego dokonano na 
podstawie metodyki opracowanej w IBMER [7]. Na koszty eksploatacyjne k., sprzętu 
rolniczego składają się koszty utrzymania ku i koszty użytkowania k uż , czyli: 


k., = ku + k uż 


(1) 


Koszt użytkowania obliczono z zależności: 
ku=ka+kk+k ub 


(2) 


gdzie: 
ka - koszt amortyzacji, zł; 
kk - koszt przechowywania, zł; 
kUb - koszt ubezpieczenia i podatku drogowego, zł. 


Koszty użytkowania ku obliczono z zależności: 
kuz=kn+kp+kmp+kr 


(3) 


gdzie: 
k n - koszt napraw, zł/h; 
kp - koszt paliwa i smarów, zł/h; 
k mp - koszt materiałów pomocniczych, zł/h; 
k r - koszt robocizny, zł/rbh. 


3.3. Wyniki badań i ich analiza 


Wyniki analizy chemicznej próbek siana przedstawiono w tabeli l. Podano je 
w procentach poszczególnych składników pokarmowych znajdujących się w suchej ma- 
sie siana. Dane zawarte w tabeli l są średnimi arytmetycznymi. 
Wartości pokarmowe l kg paszy (tabela 2) wyliczono w jednostkach owsianych 
i wartości skrobiowej, opierając się na danych zawartych w tabeli l. 
Z przeprowadzonych badań wynika, że największą wartość pokarmową wyrażoną 
w jednostkach owsianych i wartości skrobiowej (rys. 5 i 6) posiadało siano o wilgotno- 
ści 23,8 % (0,634 jednostki owsianej, 0,3802 wartości skrobiowej), przy czym różnice 
w analizowanych wartościach pokarmowych dla poszczególnych grup doświadczalnych
>>>
Próba opracowania techniki ... 


23 


były niewielkie. Potwierdzeniem tego były wyniki przeprowadzonej analizy statystycz- 
nej, która nie wykazała istotnych statystycznych różnic w badanych wartościach pokar- 
mowych w zależności od wilgotności zbieranego siana. 


Tabela l. Wyniki analizy chemicznej siana z lucerny w przeliczeniu na 100 % suchej masy 


Rodzaj próby Składniki pokannowe (%) 
popiół białko tłuszcz włókno związki bezazotowe 
wilgotność (%) surowy ogólne surowy surowe wyciągowe 
A. Siano z lucerny natu- 
ralnie wysuszone 9,ł6 12.78 3,36 27.75 43,11 
bez preparatu 
19,2 
B. Siano z lucerny z do- 
datkiem preparatu 8,88 11,31 3,32 28,11 44,51 
26.4 
C. Siano z lucerny z do- 
datkiem preparatu 8,73 12,51 3,56 26,60 44,54 
23,8 


Tabela 2. Wartości pokarmowe w l kg siana z lucerny 


Rodzaj próbki Jednostki owsiane Wartości skrobiowe 
wilgotność (%) 
A. Siano - 19,2 0,622 0,3727 
B. Siano - 26.4 0,618 0,3707 
C. Siano - 23,8 0,634 0,3802 


0,635 


0,61S 


0,630 


.
 0,62S 
:; 
o 

 
o 
-13 0,620 

 


0,610 


19,20% 


23,80 % 
Wilgotność, % 


26,40 % 


Rys. 5. Histogram rozkładu jednostek owsianych dla różnych wilgotności siana
>>>
24 
0,390 
0,380 
0,370 

 0,360 
:E 0,350 

 
:I;J 0,340 
c 

 0,330 
0,320 
0,310 
0,300 
19,20% 


E. Dulcet, S. Borowski 


23,80 % 
WilgotnoŚĆ, % 


Rys. 6. Histogram rozkładu wartości skrobiowej dla różnych wilgotności siana 


Wynika z tego, że zwinięte w bele cylindryczne prasowane siano z lucerny 
o zwiększonej wilgotności (próby B i C) bez dodatku preparatu Pioneer Inoculant 1155 
mogłoby ulec zapleśnieniu i być narażone na wystąpienie reakcji gnilnych, które spo- 
wodowałyby uzyskanie siana złej jakości lub jego całkowite zniszczenie [9]. 
Z otrzymanych wartości pokarmowych wszystkich badanych prób (A, B, C) wyni- 
ka, że stosowanie preparatu jest uzasadnione, gdyż zbioru siana można dokonać wcze- 
śniej skracając czas suszenia (w badanych warunkach o dwa dni), który w niekorzyst- 
nych warunkach pogodowych (wydłużony) wpływa na zmniejszenie wartości pokar- 
moweJ Siana. 
Badania powyższe będą kontynuowane w latach następnych z wykorzystaniem in- 
nych materiałów roślinnych (trawy, mieszanki traw z motylkowymi). 
Z przeprowadzonej analizy kosztów stosowania prasy zwijającej bez aplikatora 
i z aplikatorem wynika (tabela 3), że wyposażenie prasy w to urządzenie zwiększajed- 
nostkowy koszt eksploatacji tylko 04,5 zł/ha, jednak zbiór siana z lucerny z dodatkiem 
preparatu jest wyższy prawie trzykrotnie. 


Tabela 3. Koszty eksploatacji prasy zwijającej Z-279/1 bez aplikatora i z aplikatorem 


Rodzaj kosztu Koszty jednostkowe prasy Koszty jednostkowe prasy 
zwijającei z dozownikiem 
Koszt amOrtYzacji 1660 zł/rok 1783 zł/rok 
Koszt !!arażowania 598 zł/rok 642 zł/rok 
Koszt utrzymania 2258 zł/rok 2425 zł/rok 
Koszt naoraw 1325 zł/rok 1422 zł/rok 
Koszt uŻYtkowania 1325 zł/rok 1422 zł/rok 
Koszt eksoloatacii 3583 zł/rok 3847 zł/rok 
Jednostkowy koszt eksp10atacii 62,5 zł/h 67 zł/h 
Koszt sznurka 8 zł/ha 8 zł/ha 
Koszt oreoaratu - 125 zł/ha 
Koszt zbioru siana 70,5 zł/ha 200 zł/ha
>>>
Próba opracowania techniki ... 


25 


Jest to spowodowane kosztami preparatu, którego cena w trakcie badań wynosiła 
12,5 zł na l kg, a jego zapotrzebowanie przy zbiorze lucerny to l kg na I tonę zbierane- 
go materiału. 


4. WNIOSKI 


Na podstawie przeprowadzonych badań i analizy uzyskanych wyników można 
sformułować następujące wnioski: 
l. Przeprowadzona analiza statystyczna uzyskanych wyników badań nie wykaza- 
ła istotnych statystycznych różnic w wartościach pokarmowych siana Uednost- 
ki owsiane i wartości skrobiowe) niezależnie od wilgotności siana użytego 
w badaniach (19,2 %, 23,8 %, 26,4 %). 
2. Użycie preparatu mikrobiologicznego Pioneer [noculant l 155 pozwoliło skró- 
cić przebywanie wilgotnego siana na polu o dwa dni, przy zachowaniu zbliżo- 
nych wartości pokarmowych w stosunku do siana naturalnie wysuszonego, 
3. Koszty zbioru wilgotnego siana z użyciem preparatu mikrobiologicznego są 
około trzy razy wyższe w stosunku do zbioru bez użycia preparatu. 


UTERA TURA 


[l] Dulcet E., 1999. Dozowanie konserwantów. top agrar polska 4, 150-152. 
[2] Harrison P.H., 1985. Preservation of lagre Round Bales at High Moisture. Trans- 
actions of the ASAE 28 (3), 675-678, 
[3] KUntzel U., 1991. Stabi[ization of wet hay by preservatives. Landbauforschung 
Volkenrode. Sonderheft 123,348-351. 
[4] Oktaba W., 1986. Metody statystyki matematycznej w doświadczalnictwie. PWN 
Warszawa. 
[51 Olszewski T., 1992. Analiza i ocena efektywności technologii zbioru zielonek na 
siano. Prace Naukowo-Badawcae. IBMER Warszawa. 
[6] Olszewski T., 1994. Dobór i racjonalne wykorzystanie środków do produkcji zie- 
lonek na siano. PWRiL Warszawa. 
[7] Pawlak Z., Wójcicki A., Muzelewski A., 1997. Dobór maszyn i ich racjonalne 
użytkowanie. IBMER Warszawa. 
[8] Podkówka W.. Olszewski T.. Kalisiewicz A., 1984. Technologia produkcji siana. 
PWRiL Warszawa. 
[9] Podkówka W.. 1998. Kierunki w produkcji kiszonek i siana w Europie. Zesz, ProbL 
Post. Nauk Roln. 462. 25-39. 
[10] Rotz C.A., Sprott D.J., Daris R.J., Thomas J.W., 1986. Anhydrous Ammonia ln- 
jection into Ba[et Forage. Transactions ofthe ASAE 2(2),64-69. 
[11] Sęk T., 1994. Eksploatacja agregatów do zbioru zielonek na siano, Wyd. AR 
w Poznaniu.
>>>
26 


E. Dulcet, S. Borowski 


STUDIES ON THE DEVELOPMENT OF THE SYSTEM TO APPL Y 
ADDITIVE TO WET HAY IN A FORAGE HARVESTER; 
PRELIMINARY ASSESSMENT OF THE WET HA Y QUALlTY 


Summary 


The paper describes a research project which aimed at developing a system to apply 
a microbiological preparation, Inoculant 1155, to wet hay harvested with a hay baler. 
The reasons which justif); the present research and expected results are given. The re- 
search methodology and the hay quality results are presented. Finally, the maintenance 
costs of a harvester for harvesting with and without additive were calculated. 
As compared with non-additive hay wilted naturally, for the wet hay treated with the 
microbiological additive Pioneer Jnoculant J J 55 field-wilting time was reduced by two 
days without a noticeable nutritional value loss. 
The cost of making wet hay treated with additive is about three times lower than that of 
the untreated wet hay (the cost of the applicator and additive). 
Keywords: wet hay harvest technique, hay, hay preparations application
>>>
AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA IM. JANA I JĘDRZEJA ŚNIADECKICH 
W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 240 
 MECHANIKA (52) 
 2002 


KONSTRUKCYJNE PRZETWARZANIE ŻYWNOŚCI 


Józef Flizikowski 
Katedra Maszyn Spożywczych i Ochrony Środowiska 
Wydział Mechaniczny A TR 
ul. Prof. S. Kaliskiego 7, 85-796 Bydgoszcz 


W pracy zaprezentowano podstawy użytecznej środowiskowo metody anali- 
zy maszyn środowiska żywności. Przedstawiono wyniki badań potencjałów ba- 
dawczych sterowanych adaptacyjnie w kierunku: opisów matematycznych nieza- 
wodności wybranego lub wszystkich potencjałów działania. wpływającego (wpły- 
wąjących) na maszynowe środowisko i,ywności w sensie czynnym i biemym; 
przy czym jakość - estymator niezawodności - rOLUmiana jest jako odległość mię- 
dzy odpowiedzią układu rzeczywistego a odpowiedzią zidentytikowanego modelu 
niezawodności. 


Słowa kluczowe: konstrukcje mechaniczne. środowisko. mechanika żywności 


l. WPROWADZENIE 


Od roku 1994 na Wydziale Mechanicznym A TR w Bydgoszczy prowadzone są 
intensywne prace studialne dotyczące przetwarzania żywności, mające na celu określe- 
nie pola wiedzy z zakresu inżynierii mechanicznej żywności. Zdania na temat inżynierii 
żywności są podzielone [I], a sama mechanika żywności nie oddaje istoty mechanicz- 
nego obszaru" technologii :y,vności i żywienia c::/owieka" - jako kierunku studiów, Dla 
ujawnienia głębi zagadnień mechanicznych, trzeba znaleźć nową płaszczyznę nauko- 
wych dociekań. Z wcześniejszych doświadczeń można wnioskować, że taką płaszczy- 
zną dla wirtualnego przetwarzania żywności są maszyny, urządzenia i instalacje środo- 
wiska żywności, 


2. KONSTRUKCJA MASZYN 


Przyczyną wytworzenia, eksploatacji i "likwidacji" - "życia w środowisku" oraz 
obiektem poznania maszyny jest jej konstrukcja. 
Istnieją zasady, kryteria. i racje przetwarzania konstrukcji w budowie maszyn 
środowiska przetwarzania żywności, wśród których wymienić należy przynajmniej: 
. kryterium optymalnych obciążeń - rozumiane jako konieczność zabezpiecze- 
nia się przed szkodliwym oddziaływaniem maszyny na żywność, która może na-
>>>
28 


Józef Flizikowski 


stępnie szkodzić zdrowiu człowieka (prace nad obciążeniem energetycznym 
prof. zw. dr. hab. inż. J. Budnego, nad czyszczeniem wody - dr M, Jankowskiej); 
. kryterium optymalnego tworzywa - dotyczące szczególnych wymagań w sto- 
sunku do tworzyw (z których buduje się elementy maszyn) oraz ich obróbki, 
a także opakowań stykających się z żywnością (badania Zakładu Maszyn Ochro- 
ny Środowiska - dr hab. inż. M, Bieliński); 
. kryterium optymalnej stateczności - związane z koniecznością zapewnienia ła- 
twości utrzymania maszyny w trakcie jej eksploatacji w wysokim stanie higieny, 
wyraźna specyficzność niektórych operacj i technologicznych, niezwykle trud- 
nych do ustabilizowania, zmechanizowania, a nawet zautomatyzowania; ko- 
nieczność pomiaru, monitorowania i sterowania właściwości biologicznych 
żywności poddawanej uprzedniemu przetwarzaniu w maszynach (prace prof. dr. 
hab. inż. K. Sadkiewicza, dr. inż. M. Bogusza, dr, inż. F. Chwarścianka, dr. inż. 
J. Kalwaja); 
. kryterium optymalnych stosunków wielkości związanych dotyczące trudności 
w utrzymaniu równomierności, sprawności, ciągłości procesów technologicz- 
nych realizowanych za pomocą maszyn, szybkiego postępu w dziedzinie wpro- 
wadzania tzw, "nowości" na rynki konsumenckie (prof. zw. dr hab. inż. Z. Ki- 
kiewicz, dr inż. Ali AI.-Zubiedy, mgr inż. A. Mroziński), 
U podstaw konstruowania maszyn do produkcji surowców rolniczych oraz ich 
przetwórstwa i projektowania procesów technologicznych znajduje się wiedza o wła- 
ściwościach fizycznych tych substancji. Chodzi o różne grupy właściwości: fizyczne, 
chemiczne, biologiczne, a ogólnie: technologiczne. W inżynierii żywności rozwija się 
specjalny dział zajmujący się właściwościami fizycznymi surowców rolniczych - agro- 
fizyka [7]. Jej zadaniem jest przede wszystkim opracowywanie fizycznych metod okre- 
ślania powyższych właściwości. 
Natomiast w zakresie teorii konstrukcji maszyn i doświadczeń ważne jest postę- 
powanie określające celowość, możliwości i ekologiczność działania układów technicz- 
nych, czyli pewne racjonalne podejście do stanu istniejącego i przemian generowanych 
rozważaną innowacją maszynową (rys. l). 
W przemyśle spożywczym podstawowe surowce rolnicze oraz półprodukty i pro- 
dukty gotowe są biologicznie czynne. Według naj ogólniejszej definicji oznacza to, że 
zawierają one składniki o ważnej dla człowieka funkcji żywieniowej (również psycho- 
aktywność żywności [lO)), a ponadto, że ich postać fizyczna może ulegać istotnym 
zmianom, również w stałych warunkach termodynamicznych. Mając na uwadze złożo- 
ność sygnalizowanych zagadnień, w Katedrze Maszyn Spożywczych i Ochrony Środo- 
wiska WM A TR w Bydgoszczy zaproponowano oryginalną metodykę badań wspoma- 
gających konstrukcję i system przetwarzania żywności (rys. I). 


3. MODEL WSPOMAGANIA KONSTRUKCJI MASZYN 


Przedstawione zasady, ujęte w sposób zbliżony do hierarchicznego, znajdują się 
u podstaw konstrukcji, budowy i eksploatacji maszyn dla środowiska żywności, Zatem 
maszyny i procesy technologiczne realizowane przy ich użyciu nie powinny obciążać 
zdrowia i środowiska człowieka oraz szkodliwie na nie oddziaływać [2-5,8,9, 11-14]. 
Dotyczyć to może nie tylko właściwości biologicznych, czy ogólnie odżywczych, lecz
>>>
Konstrukcyjne przetwarzanie żywności 


29 


również takich cech, jak struktura fizyczna, wygląd, zapach czy emisja hałasu podczas 
przetwórstwa. 


l
iJ -er 
T 
DECYZJE r U -ł-- C T C -r- [ E J R
= 
LL- L L -=Ll
nJ 


Rys. I. Model wspomagania procesu przetwarzania konstrukcji maszyn w Katedrze MSiOŚ [3]: 
S - start, E - koniec, Y - tak, N - nie, NI - "nie" drugiego stopnia wątpliwości, 
Nil _ "nie" odpowiedzialności globalnej 


Model wspomagania konstrukcji maszyn przetwarzania żywności z założenia 
obejmuje przestrzenie abstrakcyjne (plan 0-3) i konkretne (plan 4): 
. bazy danych przemysłowych i patentowych, również hurtownie danych, 
. procedury i badania symulacyjne koncepcji konstrukcyjnych, 
. plany badań próbek, elementów, wirtualnych zespołów koncepcyjnych w zakre- 
sie właściwości mechanicznych, 
. badania konstrukcyjne maszyn i układów fizycznych, technicznych, uzupełniają- 
ce bazy wiedzy konstrukcyjnej. 
Sfera konkretów wiąże się z monitorowaniem stanów i przemian rozwiązania ma- 
szynowego (ściśle według konstrukcji) w rzeczywistych, wirtualnych lub modelowych 
warunkach środowiska żywności (plan 4). 
Warstwy, na których weryfikowane są poszczególne bazy, plany, procedury i ba- 
dania konstrukcji dla przetwarzania żywności, wiążą się ze (rys. l): 
. sformułowaniem problemu i wiedzą badacza, 
. umiejętnością formułowania odpowiedzi w postaci tez i koncepcji na stawiane 
pytania problemowe, 
. wyposażeniem komputerowym w narzędzia wspomagania i weryfikacji tez oraz 
koncepcji konstrukcyjnych,
>>>
30 


Józef Flizikowski 


· potęgą, mądrością i bogactwem decyzyjnym, aż do ponoszenia odpowiedzial- 
ności za dzieło - w znaczeniu globalnym, 
· monitorowaniem przetwarzania, czyli przetwarzaniem i wykorzystaniem danych. 
Efekty wspomagania wykorzystuje się również do budowy wiedzy o konstrukcji 
maszyn i środowisku żywności. 
Z narzędzi do wspomagania i weryfikacji procesu konstrukcyjnego należy wymie- 
nić co najmniej pięć naj nowszych: 
- Solid Works (S&W), 
- Dynamic Desinger Motion (DDM), 
- symulację obciążeń i charakterystyk rozdrabniania (TEST TPTS-4), 
- pomiarowy system informacyjny PSI-GAD-4, 
- system monitorowania mediów i przemian energetycznych SAPEN. 
Solid Works jest programem umożliwiającym konstruowanie parametrycznych mo- 
deli trójwymiarowych. Program pracuje na stacjach roboczych wyposażonych w procesor 
Pentium lub Alpha. Praca w Solid Works przebiega w jednym z trzech związanych ze 
sobą trybów: tworzenia trójwymiarowego modelu, zespołu oraz rysunku wykonawczego. 
Tryb tworzenia modelu jest wyjściowy dla dwu pozostałych. Sercem tego trybu jest szki- 
cownik oraz funkcja nadawania więzów. Szkicownik pozwala na tworzenie i edycję dwu- 
lub trójwymiarowych krzywych definiujących bryły lub powierzchnie. Jedną z ważniej- 
szych funkcji szkicownika jest możliwość automatycznego tworzenia lustrzanego parame- 
trycznego odbicia rysowanego konturu. Zmiana kształtu konturu definiującego pociąga za 
sobą zmianę odbicia lustrzanego. 
Dynamie Designer Motion (DOM) jest produktem australijskiej firmy Design Te- 
chnologies International. Wersja programu, którą posiada Katedra Maszyn Spożywczych 
i Ochrony Środowiska jest aktualnie najnowsza - DDM 2000 (wersja edukacyjna). 
DDM jest aplikacją pracującą w popularnych systemach CAD, tj: 
· AutoCAD i Mechanical Desktop, 
. Solid Works, 
. Solid Edge. 
Program wykonuje analizy dynamiczne i kinematyczne oraz symuluje i animuje 
ruch konstrukcji mechanicznych, zarówno płaskich elementów geometrycznych, jak 
i trójwymiarowych brył lub powierzchni utworzonych w systemach CAD. Dynamic 
Designer Motion składa się z dwóch podstawowych modułów: 
. Pre i Post procesora: 
ModelIer - służy do budowy modelu, 
Results Viewer - do przeglądu i analizy wyników, 
· Solvera: narzędzia dokonującego obliczeń numerycznych oraz symulacji złożnia 
systemu w najnowszej wersji - wywodzi się z większego systemu ADAMS. 
TEST TPTS-4 - jest produktem Instytutu Matematyki i Fizyki oraz Zakładu 
Technik Cyfrowych Wydziału Telekomunikacji i Elektrotechniki A TR w Bydgoszczy. 
Przeznaczony jest do symulacji danych o materiale, maszynie, procesie i celach roz- 
drabniania recyklatów tworzyw sztucznych przeznaczonych do dalszego przetwórstwa 
lub utylizacji, Wymaga wprowadzenia liczbowych wskaźników wytrzymałościowych: 
surowców i tworzyw poddawanych próbom fenomenologicznym; cech konstrukcyjnych 
(postaci, wymiarów i tolerancji elementów) zespołu rozdrabniającego, napędowego 
i sterującego; parametrów przetwarzania mechanicznego: czasu początkowego, końco- 
wego i kroku analizy oraz danych liczbowych o przyjętych celach rozdrabniania (przy- 
rost powierzchni właściwej, stopień rozdrobnienia, energetyka środowiska itd.).
>>>
Konstrukcyjne przetwarzanie żywności 


31 


PSI-GAD-04 - jest produktem Zakładu Technik Cyfrowych Wydziału Telekomu- 
nikacji i Elektrotechniki A TR w Bydgoszczy. Przeznaczony jest do gromadzenia i ana- 
lizy danych oraz sterowania nimi w procesach pomiaru efektywności przetwarzania 
wszelkich materiałów i jakości wsadu, a także produktu ich rozdrabniania w zadanym 
celu. Struktury operacyjne procedury: 
Wejścia - opisują co jest podłączone do poszczególnych kanałów przetwornika 
pomiarowego i określają, jak zamieniać mierzone wartości elektryczne na rzeczywiste 
. . 
mianowanIe. 
Stale - są wartościami współczynników wykorzystywanych przy obliczaniu definicji. 
Definicje - elementy składowe tabel (kolumny) i wykresów (osie). Są to wzory okre- 
ślające, w jaki sposób należy wyznaczyć kolejne wartości w danej kolumnie i na wykresie 
na podstawie Wejść i Stałych, przy wykorzystaniu funkcji matematycznych Interpretera. 
Powyższe struktury zawierają pole Symbol z unikalną nazwą, na podstawie której 
Interpreter rozpoznaje daną wielkość. 
Interpreter - interpretuje wzory opisujące Definicje i wyznacza ich wartości ko- 
rzystając ze zmierzonych wielkości. 
Tabele - jest to lista tabel określonych przez podanie Definicji będących kolum- 
nami tabeli. Kolejne wiersze tabeli odpowiadają kolejnym pomiarom. 
Wykresy - to lista wykresów określonych przez podanie Definicji, których wartości 
będą odnoszone do osi pionowych oraz wyznaczeniu Definicji zmienności wartości na osi 
poziomej. Dzięki temu możliwe jest uzyskiwanie wykresów nie będących funkcjami. 
SAPEN - produktem bydgoskiej firmy SAPEN - Grupa TELMAX. Przeznaczony 
jest do monitoringu energetycznego, utrzymania ruchu np, całego kraju, miasta, w dowol- 
nym zakładzie przemysłowym: procesorze energii - elektrowni, zakładzie energetycznym, 
elektrociepłowni, cementowni, hucie, gospodarstwie rolnym, stacji wodociągowej, hotelu, 
bloku mieszkalnym itd. Różnorodność informacji, wynikających z funkcjonowania sys- 
temu, pozwala na aktywne korzystanie z jego możliwości: obliczanie chwilowych i glo- 
balnych wskaźnikówefektywnościowych: jednostkowego zużycia energii, generowanie 
rozdzielników energii, pomiary chwilowych i uśrednionych wielkości dynamicmych, tj, 
temperatury, ciśnienia, siły, masy, strumienia masy, momentu obrotowego, mocy, pręd- 
kości itp., koordynację funkcjonowania całego systemu, procesu czy też zakładu (szybki 
wgląd do zestawień globalnych i cząstkowych), Zakres wykorzystania SAPENA zależy 
od stopnia rozwoju organizacji działania systemu, Aktywne monitorowanie środowiska 
energetycmego może być skierowane na rozwój całego systemu organizacyjno-technicz- 
nego zakładu przetwórczego. 


4. NASTĘPSTW A PRZETWARZANIA ŻYWNOŚCI 


Postęp techniki i rozwój konstrukcji maszyn w przetwarzaniu żywności może być 
przyczyną niezamierzonych zjawisk wpływających na zdrowie społeczeństw, 
Przemysł młynarski zabiega o maszyny, które wywołują tzw. "wysokie przemiały", 
czyli maksymalnie wysokie wydobycie składników ziarna i usunięcie z mąki wierzchniej 
wartościowej okrywy. Przy czym nowoczesne kierunki rozwoju rozdrabniania wiążą się 
z precyzyjnym rozdrabnianiem otrąb i całych ziarniaków (prof J, Flizikowski), 
Szczególne wymagania w stosunku do tworzyw, z których budowane są elementy 
maszyn i opakowań stykających się z żywnością oraz wymagania w stosunku do metod
>>>
32 


Józef Flizikowski 


obróbki tych tworzyw wiążą się z możliwością oddziaływania składników tworzyw na 
produkty spożywcze poprzez tworzenie związków nie tylko nieobojętnych dla żywienia 
człowieka, ale również zagrażających jego zdrowiu [9], Natomiast sposób obróbki 
związany jest z problemem utrzymania powierzchni maszyn w stanie wysokiej higieny. 
Surowce rolnicze biologicznie czynne, pozostawione w stałych warunkach tempera- 
tury, ciśnienia i objętości, po upływie pewnego czasu zmieniają swoje właściwości, mimo 
że wymienione parametry stanu pozostały nie zmienione. Zmiany te mogą być tak rady- 
kalne, że substancja nie przypomina postaci początkowej ani zamierzonej [6, 14]. 
Tak więc, postęp w inżynierii żywności wymaga monitorowania, mierzenia i wy- 
rażania w postaci liczb coraz szerszej gamy właściwości fizycznych i mechanicznych 
surowców rolniczych, aby można było właściwie konstruować maszyny i programować 
procesy technologiczne, Do tej pory technologia żywności nie odczuwała tak silnie 
potrzeby wyraźnie sprecyzowanych i fizycznie mierzalnych właściwości. Posługiwała 
się ona tradycyjnymi pojęciami, wśród których na planie pierwszym były właściwości 
sensoryczne (smak, smakowitość, zapach, barwa) czy teksturowe (kruchość, twardość, 
elastyczność, konsystencja). Te pojęcia były określane w sposób subiektywny przez 
osoby, których odczucia smakowe, zapachowe, wzrokowe były wzorcem dla innych. 
Tymczasem w procesie przetwarzania energomaterii nie sposób zadać wielkości zdefi- 
niowanej jako "konsystencja właściwa", "barwa typowa" itp. Maszynie trzeba te wła- 
ściwości zadać pod postacią liczb. Jeżeli konstruktorzy maszyn dla przemysłu spożyw- 
czego i rolnictwa mają rozmawiać wspólnym językiem z technologami, ekologami 
i rolnikami, którzy wiedzą, jakie cechy chcieliby uzyskać w gotowym produkcie, to ję- 
zyk ten może być właśnie językiem liczb, znaków reprezentujących fizycznie mierzalne 
właściwości surowców rolniczych i produktów spożywczych. 
Są jednak wyraźne braki w określeniu właściwości mechanicznych (konstrukcyj- 
nych, w sensie cech geometrycznych, materiałowych i dynamicznych) surowców rolni- 
czych i gotowych produktów. W przypadku większości środków spożywczych, których 
głównym składnikiem jest woda, przyjmuje się, że wymienione właściwości są bliskie 
wodzie. Np. ciepło właściwe piwa, wina, mleka, soków owocowych czy warzywnych 
przyjmuje się jako równe w przybliżeniu ciepłu właściwemu wody. Podobnie uważa się, 
że opory przepływu tych cieczy w prostych rurach, jak i przez przeszkody hydrauliczne 
są podobne do oporów przepływu wody [l], 
Przetwarzaniu konstrukcji maszyn środowiska żywności brakuje informacji, jak 
przedstawiają się zmiany tych właściwości w funkcji zmiennych przetwórczych: tempe- 
ratury, ciśnienia, prędkości przepływu. 


5. PODSUMOWANIE 


Konstruktorzy maszyn do przetwarzania żywności są uzależnieni od rozwoju wie- 
dzy w dziedzinie technologii żywności, a nawet żywienia człowieka, 
W niektórych rozwiązaniach konstrukcyjnych maszyn dla przemysłu spożywczego 
staramy się sięgnąć do "biotechniki", nawiązując do rozwiązań występujących u żywych 
organizmów. Podpatrzone w przyrodzie rozwiązania wchodzą dopiero w fazę wstępnych 
studiów, np. przeniesienie konstrukcji źdźbła traw do miejscowego różnicowania wytrzy- 
małości u typowych elementów maszyn. Tak więc pojęcie inżynierii możemy zdefiniować 
jako zastosowanie techniki w wybranej dziedzinie działalności człowieka.
>>>
Konstrukcyjne przetwarzanie żywności 


33 


Inżynieria mechaniczna żywności będzie więc oznaczała zastosowanie osiągnięć 
mechaniki i innych nauk technicnych w środowisku hodowania, przetwarzania, prze- 
chowywania, przemieszczania, podawania i" likwidacji" żywności. 
W rozwoju poszczególnych dziedzin produkcji i przetwarzania żywności ważną 
rolę odgrywało innowacyjne, skokowe osiąganie pewnego wyższego poziomu techniki. 
Dziś przechodzimy bardzo pośpiesznie od etapu intensywnego stosowania w rolnic- 
twie technik "syntetycznych" w kierunku coraz powszechniej stosowanych technik "bio- 
logicznych". Jedną z nich jest nowocześnie rozumiana biotechnologia, w obrębie której 
rozwija się inżynieria genetyczna. Techniki te nie cofają się przed ingerencją w świat 
ożywiony. Jeszcze do niedawna pojęcie inżynierii lub działania inżynieryjnego właściwe 
było jedynie w odniesieniu do działań na materii nieożywionej. Jej użycie w odniesieniu 
do materii ożywionej wymaga zaistnienia określonego, i to bardzo wysokiego poziomu 
etyki oraz ekologii ogólnej [l]. Istotne jej zadania w odniesieniu do sfery produkcji oraz 
przetwarzania surowców rolniczych z przeznaczeniem do żywienia człowieka to: 
. minimalizacja niekorzystnych etycznie i ekologicznie skutków intensyfikacji, 
. okreśJenie właściwości tizycznych, chemicznych i biologicznych surowców rol- 
niczych i ich egalizacja, 
. opracowanie podstaw doskonalenia przetwarzania konstrukcji i rozwoju maszyn 
spożywczych oraz rolniczych, 
. obniżenie strat surowców rolniczych w każdym obszarze inżynierii, zwłaszcza 
w fazie ich pozyskiwania, 
. obniżanie zużycia energii, energochłonności bezpośredniej i skumulowanej su- 
rowców rolniczych i spożywczych, 
. maksymalizacja jakości produktu. 
Kolejnym z istotnych zadań inżynierii przetwarzania żywności jest minimalizacja, 
niekorzystnych ekologicznie, skutków intensyfikacji produkcj i surowców rolniczych, 
gdyż automatyzacji, mechanizacji, jak i chemizacji rolnictwa nie uda się gwałtownie 
przerwać. 
Występowaniu strat sprzyja poszerzające się przemysłowe przetwórstwo żywności. 
Wreszcie zagadnienie racjonalnej gospodarki energią odpadami i ściekami, szcze- 
gólnie ważne w obliczu nasilającego się antagonizmu między gospodarką energią 
i gospodarką żywnością. Pogłębia się uzależnienie ilości produkowanej żywności od 
możliwości zaopatrzenia systemu gospodarki żywnościowej w energię. 
Obecnie coraz częściej mówi się o konieczności uzależnienia poziomu techniki, 
a pośrednio i rozwoju gospodarczego, od pozostających do naszej dyspozycji zasobów 
energii, Chociaż powszechnie wiadomo, że postęp cywilizacji wiąże się z obniżaniem 
strat i nieefektywnego zużycia energii. 
Zasygnalizowano wybrane aspekty powiązań inżynierii przetwarzania żywności, 
budowy i eksploatacji maszyn, mechaniki, chemii, rolnictwa, produkcji i przetwórstwa 
w środowisku żywności. 
W syntetycznej formie zaprezentowane zostały związki agrotechniki i jej szcze- 
gólnych dziedzin, jakimi są np. inżynieria żywności, inżynieria rolnicza - z inżynierią 
materiałową, inżynierią mechaniczną, inżynierią chemiczną oraz scalającą je nowocze- 
sną dyscypliną naukową: ekotechniką żywności. 
Losy przetwarzania konstrukcji, tworzyw, żywności i energii - jako podstawowych 
obszarów działania Katedry - potoczą się prawdopodobnie tak, jak ułożą się wzajemne 
relacje między: poziomem techniki i pionem żywności w naturalnej środowiska.
>>>
34 


Józef Flizikowski 


LITERATURA 


[l] Budny J., 2000. PROMOCJE POMORSKIE, Bydgoszcz. 
[2] ENERGIA, 1996-1999, Zagadnienia energetyki niekonwencjonalnej z wybranego 
okresu publikacyjnego: od nr 1/96 do nr 3/0 I. Agencja Promocj i Poszanowania 
Energii, Warszawa, 
[3] Flizikowski J., 1998. Projektowanie środowiskowe maszyn. WMN ATR Byd- 
goszcz. 
[4] Flizikowski J., 1998. Rozdrabnianie tworzyw sztucznych. WMN A TR Bydgoszcz. 
[5] Flizikowski J., Bieliński K" 2000. Projektowanie środowiskowych procesorów 
energii. WMN A TR Bydgoszcz. 
[6] Glattes H., 2001. New Aims and Objectives ofICC. Inżynieria Maszyn 17, 17-18, 
Bydgoszcz. 
[7] Grundas S., 2001. Określenie cech fizycznych pojedynczych ziarniaków pszenicy 
przy zastosowaniu technik rentgenowskich i systemu SKCS, Inżynieria Maszyn 
17,51-58, Bydgoszcz. 
[8] Johansson A., 1997. Czysta technologia. WNT Warszawa. 
[9] Kikiewicz Zb., Flizikowski J" 1997. Zasoby energii i drewna dla środowiska XXI 
wieku, Inżynieria Maszyn 9, 6-21, Bydgoszcz, 
[10] Kostyra H. i zespół, 200 I. Żywność psychoaktywna. Inżynieria Maszyn 17, 2] -24 
Bydgoszcz. 
[11] Niewiedział E., 1998, Aktualne zasady tworzenia taryf na moc i energię elek- 
tryczną. III OP Kurs Techniczno-Szkoleniowy Poznań-Kiekrz XII 1998. 
[12] Pahl M.H., 1994. Umwelt und Energie. Universitaet-GH, WUZ, Paderborn. 
! 13 j Siemiński M., 1994, Fizyka zagrożeń środowiska. PWN Warszawa. 
[] 4 j Tkacz K., Budny J., 200 I. Żywność wygodna i funkcjonalna w przemyśle spo- 
żywczym. Inżynieria Maszyn 17, Bydgoszcz, 153-160. 


CONSTRUCTIONAL FOOD PROCESSING 


Summary 


This paper presents a framework of environmental food-processing machinery analysis 
method and the results of the study into scientific potentials actively controlIed to obtain 
mathematical descriptions of reliability of a selected or of alI the operating potentials 
and active and passive effects on the food-processing machinery environment. The 
quality, used to estimate reliability, is the distance between the reaction of the real sys- 
tem and the reaction ofthe reliability model identified. 
Keywords: machine designing, environment, food-processing machines
>>>
AKADEMIA TECHNrCZNO-ROLNICZA [M. JANA [ JĘDRZEJA ŚNlADECK[CH 
W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 240 - MECHAN[KA (52) - 2002 


IDENTYFIKACJA STRUKTUR Y SYSTEMU DLA POTRZEB 
ZARZĄDZANIA EKSPLOATACJĄ 


Zdzisław Jaskulski 


Katedra Technologii Maszyn 
Wydział Mechaniczny A TR 
ul. Prof. S. Kaliskieg07, 85-796 Bydgoszcz 


Artykuł jest efektem przemyśleń związanych z realizowanymi pracami apli- 
kacyjnymi w dwóch firmach bydgoskich. Przedstawiono strukturę systemu eks- 
ploatacji. zaproponowano również niezbędne modele służące do identyfikacji da- 
nych, punktów ich generowania i struktury systemu. W ramach struktury systemu 
przypisano poszczególnym modułom realizowane funkcje. 
Słowa kluczowe: zarządzanie, eksploatacja. system. struktura systemu 


I. WPROWADZENIE 


Przedsiębiorstwo jest złożonym systemem gospodarczym składającym się z wielu 
podsystemów. W literaturze przedmiotu spotyka się dyferencjacje przedsiębiorstwa na 
różną ilość elementów. Większość autorów, między innymi [l] i [9], do swoich rozwa- 
żań używa podziału organizacji gospodarczych na 14 podsystemów (rys. I). Kryteria 
służące do ich wyodrębniania nie będą przedmiotem tego artykułu. Znaczna część funk- 
cji realizowanych w ramach poszczególnych podsystemów jest charakterystyczna dla 
wszystkich przedsiębiorstw prowadzących działalność produkcyjną W zależności od 
przyjętego kryterium podziału występuje mniejsza lub większa agregacja funkcji w po- 
szczególnych podsystemach. Każde przedsiębiorstwo istnieje dla określonego celu, 
którego miernikiem syntetycznym jest najczęściej osiągnięty zysk netto. Przeprowa- 
dzone [3] badania potwierdzają, że na osiągnięte wyniki podstawowy wpływ ma proces 
zarządzania firmą Proces zarządzania organizacją, podobnie jak jej struktura, nie jest 
jednorodny i statyczny. Obydwa wspomniane tu składniki powinny reagować dyna- 
micznie na zmieniającą się strategię firmy, która jest reakcją na zachodzące w otoczeniu 
firmy zdarzenia. Każda z organizacji gospodarczych ma określony system zarządzania, 
który spełnia jej wymagania w zakresie realizacji przyjętej strategii, Systemy zarządza- 
nia stosowane w przedsiębiorstwach produkcyjnych są ukierunkowane na osiąganie ce- 
lów strategicznych firmy, które priorytetowo traktują podsystemy produkcyjne, marke- 
tingowe i finansowe. Nie podważając zasadności takiego postępowania należy się za- 
stanowić, w jakim stopniu optymalny system zarządzania dla całej firmy jest również 
optymalny dla poszczególnych podsystemów. Jest to szczególnie istotne dra tych z nich, 
które mają istotny wpływ na przebieg procesu produkcyjnego (logistyka, eksploatacja, 
narzędzia i przyrządy) lub nadzorują środki trwałe o istotnej - z punktu widzenia firmy -
>>>
36 


Zdzisław Jaskulski 


wartości . Znacząca część opracowań np. [2, 7] dotyczy zagadnień związanych z ob- 
szarem produkcji, na który patrzy się jako na dostawcę określonych produktów w okre- 
ślonym miejscu i czasie po kosztach akceptowanych przez otoczenie. Można uznać, że 
problemy istniejące w tym obszarze znalazły swoje rozwiązania badawcze i aplikacyjne. 
Akceptowana filozofia pracy systemów produkcyjnych, bez przestojów spowodowa- 
nych awariami maszyn i urządzeń, wymaga jakościowych zmian w zarządzaniu syste- 
mami eksploatacji. Problemy będą narastały wraz z przybliżaniem technologicznym 
i organizacyjnym naszych firm do systemów zintegrowanego wytwarzania. Można 
przypuszczać, że utrzymujące się obciążenie pracodawców z tytułu zatrudniania pra- 
cowników, będzie wymuszało zastępowanie tych ostatnich przez nowe systemy techno- 
logiczno-produkcyjne. Proces ten jest już zauważalny i powoduje między innymi prze- 
kwalifikowanie pracowników produkcyjnych na eksploatacyjnych. Jeżeli do wspo- 
mnianych już przerw w procesie produkcyjnym dodamy jeszcze znaczący wpływ eks- 
ploatacji na koszty, jakość i terminy realizacji zadań produkcyjnych to penetrację tego 
obszaru można uznać za zasadną. Zasygnalizowane problemy bieżące i przyszłe, zwią- 
zane z eksploatacją maszyn i urządzeń produkcyjnych, uwidaczniają również znaczenie 
systemu eksploatacji dla funkcjonowania całego przedsiębiorstwa. 


I Przedsiębiorstwo I 


SYSTEM 


;, 
e 

 
'" 

 
"'" 
& 


Rys. l. Struktura przedsiębiorstwa traktowanego jako system (opracowano na podstawie [7]) 


2. OTOCZENIE WEWNĘTRZNE 


Otoczeniem wewnętrznym dla podsystemu eksploatacji jest struktura podsyste- 
mowa organizacji wraz z realizowanymi przez poszczególne podsystemy funkcjami. 
Podział na podsystemy wynika z realizowanych funkcji. Zakres ten może być znacznie 
zróżnicowany. Przykładowo, organizacja bardziej rozbudowana może w ramach pod- 
systemu gospodarki narzędziowej posiadać wydział produkujący narzędzia. Przedsię- 
biorstwo małe będzie posiadało podręczny magazyn narzędzi i ewentualnie ich prostą 
regenerację. Podobnie jest rozwiązywany problem agregacji poszczególnych funkcji. 
W wielu polskich frrmach łączy się podsystem produkcji z podsystemem środków trwa- 
łych lub gospodarkę materiałową z technicznym przygotowaniem produkcji. Zależy to 
od wielu elementów, które są przedstawione między innymi w [6]. Każdy z wymienio- 
nych podsystemów funkcjonalnych jest zarządzany przez przypisany do niego podsys- 
tem zarządzania.
>>>
Identyfikacja struktury systemu ... 


37 


3. CHARAKTERYSTYKA PODSYSTEMU EKSPLOATACJI 
W ZAKRESIE REALIZOWANYCH PODSTAWOWYCH FUNKCJI 


Przyporządkowane dla poszczególnych podsystemów funkcje, w zależności od or- 
ganizacjL mogą być realizowane w całości, częściowo lub nie realizowane w ogóle 
w poszczególnych podsystemach. Zostały one omówione w pozycji [6]. Dla potrzeb tej 
publikacji funkcje przypisane podsystemowi eksploatacji zostały przedstawione szczegó- 
łowo. 
Funkcje podsystemu: 
- prowadzi klasyfikację i ewidencję wszystkich środków trwałych, 
- proponuje podstawowe wskaźniki techniczno-ekonomiczne gospodarki środkami 
trwałymi, 
- nadzoruje eksploatację środków trwałych, 
- analizuje dane z monitoringu i podejmuje decyzje, 
- wnioskuje likwidację środków trwałych, 
- planuje, nadzoruje i realizuje wszystkie rodzaje przeglądów, konserwacji na- 
praw, 
- ustala podstawowe normatywy, 
- ewidencjonuje i rozlicza prowadzone prace, 
- planuje zaopatrzenie w części zamienne i materiały potrzebne do napraw, 
- nadzoruje realizację zamówień w tym zakresie, 
- wnioskuje i uzasadnia leasing, 
- wnioskuje i uzasadnia wypożyczenie, 
- organizuje magazynowanie części zamiennych ich wydawanie oraz rozliczanie, 
- planuje zadania inwestycyjne, 
- organizuje i realizuje zakup maszyn i urządzeń oraz szkolenia, 
- realizuje niezbędne prace budowlano-montażowe, 
- organizuje odbiór środków trwałych, 
- organizuje całość prac związanych z produkcją i regeneracją części zamiennych 
(jeżeli jest taka potrzeba), 
- przygotowuje konstrukcje i technologie napraw. 
Analizując zakres funkcji przypisanych do realizacji podsystemowi można określić, 
jakie grupy danych powinny do niego wpływać, jak również jakie dane on generuje, 


4. MODEL ZARZĄDZANIA SYSTEMEM EKSPLOATACJI 


Przedsiębiorstwo jest systemem, który posiada w swojej strukturze dwa elementy 
czyniące jego zachowanie trudno programowalnym i zawodnym. Elementami tymi są 
cele i zadania oraz ludzie. Człowiek, na przekór założeniom teorii behawiorystycznej, 
jest istotą pobudzaną zarówno przez racjonalne motywy, jak i przesłanki irracjonalne. 
Zdolności adaptacyjne człowieka nie są nieograniczone. Jakkolwiek dużą, ma on jednak 
ograniczoną inteligencję, zdolność przewidywania, ograniczony zasób wiedzy, wreszcie 
ograniczoną zdolność magazynowania, kojarzenia i przetwarzania danych otrzymywa- 
nych z zewnątrz. Stąd proces zarządzania też nie jest działaniem deterministycznym, lecz 
probabilistycznym. Istnieje wiele definicji zarządzania organizacją. Profesor J. Gościński 
[l] detiniuje system zarządzania następująco: .,przez system zarządzania należy rozumieć
>>>
38 


Zdzisław Jaskulski 


strukturę procesu podejmowania decyzji". Według Pszczołowskiego [9] "Zarządzanie 
(management, gestion, verwaltung...) sztuka łączenia różnych środków, którymi dyspo- 
nuje przedsiębiorstwo, tak aby osiągnęło ono swoje cele z maksymalną skutecznością", 
Propozycja definicji zarządzania podsystemem eksploatacji jest następująca: 
ZARZĄDZANIE podsystemem eksploatacji to efektywna realizacja funkcji po- 
legających na doborze ilościowym i strukturalnym środków, zgodnego z prze- 
znaczeniem ich zastosowania i eksploatowania, ciągłego utrzymania w goto- 
wości eksploatacyjnej, bieżącego monitorowania stanu i zmian oraz prowadze- 
nia uzasadnionej technicznie i ekonomicznie wymiany. 
Proponowana definicja równocześnie wyznacza cele, które są stawiane podsyste- 
mowi do realizacji. Ażeby mógł on je realizować, musi posiadać niezbędne zasilenia. 
Każde przedsiębiorstwo jest układem cybernetycznym. Charakteryzuje się ono trzema 
podstawowymi cechami wyróżniającymi je ze zbioru wszystkich układów: 
. szczególna złożoność układu, 
. probabilistyczny charakter transformacji wejść na wyjście, 
. zdolność układu do samoregulacji w zmiennych warunkach działania. 
Jak już wspomniano, podsystem może wtedy realizować swoje zadania, jeżeli ma 
odpowiednie zasilenia. Wstępną klasyfikację informacji dla potrzeb zarządzania PE 
przedstawiono w tabeli l. Klasyfikację opracowano na podstawie analizy przepływu da- 
nych w dwóch bydgoskich zakładach produkcyjnych z wykorzystaniem [3,8, 10], 


Tabela l. Wstępna klasyfikacja informacji dla potrzeb zarządzania SE 


Kod informacji Opis informacji 
l 2 
Ol Planistyczne 
02 Normatvwne 
03 Decyzyjne 
04 Analityczne 
05 Monitoringowe 
06 Finansowe (w tym koszty) 
07 Kadrowe 
08 Motywacyjne 
09 Sprawozdawcze 
10 Awaryjne 
II Logistyczne (potrzebv. stany. transport. itp.) 
12 Dokumentacja (K+T) 
13 Korekcyjne 
14 Kontrolne 
15 Inne 


Przetwarzanie danych dla potrzeb zarządzania odbywa się w poszczególnych wę- 
złach (poziomach) organizacji. Dla potrzeb pełnej identyfikacji przekazywanych infor- 
macji niezbędna jest wiedza, z jakich podsystemów ona pochodzi oraz z jakiego pozio- 
mu została nadana. Podobny problem dotyczy również adresatów informacji wychodzą- 
cych z podsystemu. Zasady identyfikacji węzłów oraz poziomu lokalizacji danego wę- 
zła w strukturze organizacji przedstawiono na rysunku 2.
>>>
Identyfikacja struktury systemu on 


39 


Rys. 2. Identyfikacja miejsca generowania danych 
(źródło: prace własne [4» 


Proponuje się kod mieszany o następującej strukturze: 


9 9 


9 


99 


PION 
POZIOM 
ILOŚĆ POZIOMÓW W PIONIE 
IDENTYFIKACJA MIEJSCA GENEROWANIA DANYCH 


Jak ju:! wspomniano, zarządzanie systemem eksploatacji jest częścią zarządzania 
całą firmą. Rysunek 3 przedstawia podstawowe zasilenia przedsiębiorstwa rozpatrywa- 
nego z poziomu zarządzania ,.zarządu firmy", jak równie:! wyjścia w postaci informacji 
i produktów. Natomiast na rysunku 4 przedstawiono strukturę funkcjonalną SE. 


Dz, 


Dwy 


ZARZĄD FIRMY 


SIK 


Dane 
p 
D Wyniki 


D S 


Dw 


Zasoby 


PODSYSTEMY 
PRZEDSIĘBIORSlW A 


Produkty 


Rys. 3. Zarządzanie przedsiębiorstwem poziom TM 
(źródło: prace własne)
>>>
40 


Zdzisław Jaskulski 


Objaśnienie skrótów: 
Dz - dane zewnętrzne, 
Dz) - część danych zewnętrznych wchodząca bezpośrednio do zarządu firmy, 
PD - przetwarzanie danych, 
SIK - system informowania kierownictwa, 
Dw - dane wewnętrzne, 
Dwy - dane wyjściowe. 


SYSTEM EKSPLOATACJI 
PODSYSTEM PODSYSTEM OBSŁUGIWANIA 
UŻYTKOWANIA 
Konserwacja Zabiegi prpfilaktyczne 
Użytkowanie - dlugotenninowa - UO, OT, OS 
intensywne - średniotenninowa - OA, OP, OD 
- krótkotenninowa 
Użytkowanie Naprawy Diagnostyka 
wyczekujące - NB, NS, NG, NA DT.PT 


Rys. 4. Struktura systemu eksploatacji (źródło: [I I]) 


Narzędzia używane do przetwarzania danych są w znacznym stopniu zróżnicowane. 
W firmach będących obiektem badań stosowano wspomaganie komputerowe. W żadnej 
z nich nie spotkano systemu zintegrowanego zarządzania. Na rysunku 5 przedstawiono 
podział strumieni danych zasilających podsystemy (Dw i D), jak również danych genero- 
wanych przez te podsystemy. 
Na rysunku szóstym przedstawiono strukturę zarządzania systemu eksploatacji 
wraz z przepływem danych. Tworzące strukturę systemu poszczególne moduły realizują 
następujące podstawowe funkcje: 
Moduł przetwarzania danych jest odpowiedzialny za przetwarzanie danych. W za- 
leżności od stopnia wspomagania komputerowego obejmuje on swoim zasięgiem zróż- 
nicowaną ilość danych. Umownie do modułu tego należy zaliczyć również przetwarza- 
nie realizowane w innych modułach systemu eksploatacji. Moduł ten może działać 
w oparciu o wspólną bazę danych lub o dane rozproszone. 
Moduł techniczny realizuje funkcje: 
. planistyczne, 
. konstrukcyjne, 
. technologiczne, 
. monitoringowe, 
. oceny, 
. ewidencji i aktualizacji, 
. emisji dokumentacji.
>>>
Identyfikacja struktury systemu ... 


41 


Dz, 


Dwy 


ZARZĄD FIRMY 


SIK 


Dane 


p 


Dz 


D 


s 


D 


Dw 


Wyniki 


Zasoby 
Rys. 5. Podstawowe przepływy informacji dla średniego poziomu zarządzania (MM) (źródło: 
prace własne) 


DK 


ZARZĄDZANIE 
FIRMĄ 


2 


OK +PLANY 


PU 


L 


8 


MODUL REALIZACJI 
ZADAŃ PE 4 


Rys. 6. Model zarządzania systemem eksploatacji 
(źródło: prace własne [3, 4]) 


Moduł rozliczeń realizuje rozliczenia: 
. pracochłonnościowe,
>>>
42 


Zdzisław Jaskulski 


. materiałowe, 
. usług, 
. mne, 
Moduł kontroli realizuje kontrole w zakresie: 
. dostaw środków, 
. eksploatacji, 
. napraw, 
. procedur systemu jakości. 
Moduł realizacji własnej wykonuje: 
. operacje demontażu, wymiany i montażu, 
. regeneracji i produkcji. 
Moduł obsługi realizuje: 
. obsługę logistyczną, łącznie z gospodarką magazynową dla potrzeb SE, 
. odnowę bazy technicznej, 
. organizację szkolenia pracowników SE i PP (pozostałych podsystemów). 


5. PODSUMOWANIE 


Budowa modelu systemu zarządzania eksploatacją pozwoliła na zidentyfikowanie 
podstawowych elementów jego otoczenia, a także modułów wchodzących w skład sa- 
mego podsystemu, Zdefiniowanie funkcji realizowanych przez poszczególne moduły, 
jak i uwzględnienie elementów kosztowych pozwoli na stworzenie procedur działania 
podsystemu. Umożliwi również zarządzanie danymi niezbędnymi dla potrzeb funkcjo- 
nowania tego obszaru. 


LITERA TURA 


[I] Grudzewski W, Pietrowski H., 1989, Modułowa organIzacja przedsiębiorstwa. 
Zeszyty Naukowe IOPM, Warszawa. 
[2] Hess J" 1993. Das Rationalisierungspotential ich noch Lange nicht ausgeschopft. 
Handelsblat, Berlin. 
[3] Jaskulski Z., 1999. Wpływ wybranych czynników wewnętrznych na sprawność 
zarządzania firm produkcyjnych. Mat. Konf. Diagnostyka 99, Bydgoszcz. 
[4] Jaskulski Z., 2000, Model zarządzania podsystemem eksploatacji. 2 nd International 
Conference Multimedial in Business 2000, Częstochowa. 
[5] Kelly A., 1993. The mechanizm ofmanagement. ACCA Berlin. 
[6] Lewandowski J., 1998. Zarządzanie środkami trwałymi. PWN Warszawa. 
[7] Muhleman A.P., 1997. Zarządzanie, produkcja i usługi. PWN Warszawa. 
[8] Pietrowski H., 1981. Modułowy system organizacji przedsiębiorstwa. PWE War- 
szawa. 
[9] Pszczołowski T" 1978. Mała encyklopedia prakseologii i teorii organizacji. Za- 
kład Narodowy im. Osolińskich Wrocław,
>>>
Identyfikacja struktury systemu ... 


43 


[10] Winiewicz A., 1998. Założenia do wprowadzenia zleceniowego systemu sterowa- 
nia produkcją. Praca końcowa studium Inżynierii zarządzania i marketingu, A TR 
Bydgoszcz. 
[1 I] Żółtowski B., 1996. Diagnostyka techniczna elektrycznych urządzeń przemysło- 
wych. Wyd. A TR Bydgoszcz. 


IOENTlFlCA TION OF THE SYSTEM STRUCTURE 
FOR OPERATlON MANAGEMENT 


Summary 


This article constitutes a feedback based on the system implementation in two Byd- 
goszcz-based companies. There has been presented a system operation structure, su g- 
gested indispensable data recognition models, their generation locations and the system 
structure. Within the system structure, respective modules we re related to specific func- 
tions. 


Keywords: management, operation, system, system structure.
>>>
AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA 1M. JANA [ JĘDRZEJA ŚN[ADECKICH 
W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 240 - MECHANIKA (52) - 2002 


WPŁ YW PROMIENIA ZAOKRĄGLENIA KRA WĘDZI 
SKRA W AJĄCEJ NA CHROPOWATOŚĆ POWIERZCHNI 
PRZY SKOŚNYM SKRAWANIU 


Hubert Latoś, Tadeusz Leppert 
Katedra Inżynierii Produkcji, 
Wydział Mechaniczny A TR 
ul. Prof. S. Kal iskiego 7, 85-796 Bydgoszcz 


W pracy przedstawiono badania wpływu promienia zaokrąglenia krawędzi 
skrawającej na chropowatość powierzchni obrobionej po toczeniu jednokrawę- 
dziowym nożem skośnym o prostoliniowej krawędzi skrawającej. Pokazano tech- 
nikę kształtowania i pomiaru promienia zaokrąglenia krawędzi skrawającej. 
Słowa kluczowe: toczenie, promień zaokrąglenia krawędzi skrawającej r n , chro- 
powatość powierzchni 


1. WSTĘP 


Powszechne stosowanie narzędzi skrawających składanych, w których własności 
eksploatacyjne w dużym stopniu zależą od wymiennej płytki skrawającej, powoduje, że 
stereometryczne cechy ostrza, w tym krawędzi skrawającej, są przedmiotem zaintereso- 
wania wielu ośrodków naukowych i badawczych [1, 6, 9, l I, 12]. Krawędź skrawająca 
wywiera istotny wpływ na przebieg procesu skrawania oraz efekty obróbki, między 
innymi w postaci jakości obrobionej powierzchni [2, 4, 7]. 
W ujęciu geometrycznym krawędź skrawająca jest linią ukształtowaną w wyniku 
przecięcia się dwóch powierzchni - natarcia i przyłożenia - i w zależności od ich kształtu 
może być odcinkiem prostoliniowym lub krzywoliniowym. W sensie fizycznym ich prze- 
cięcie wytwarza powierzchnię przejściową o zarysie zależnym od przyjętego sposobu 
i warunków kształtowania ostrza [11]. W przekroju normalnym do krawędzi skrawającej 
powstałą obwiednię najczęściej aproksymuje się łukiem o promieniu r n . Istotne znaczenie 
ze względu na wytrzymałość i niezawodność ostrza, jak również jakość obrobionej po- 
wierzchni ma właściwy dobór zarysu i wielkości promienia zaokrąglenia r n [8, 10]. 
Polska Norma (PN-85/M-18000) [5, 8] dotycząca oznaczenia krawędzi płytek wie- 
100strzowych, zgodna z międzynarodową normą ISO, wyróżnia następujące rodzaje 
zarysu krawędzi skrawającej: 
· krawędź skrawającą ostrą, dla której promień zaokrąglenia r n ::; 0,02 mm (F), 
· krawędź skrawającą zaokrągloną, dla której promień zaokrąglenia r n  0,02 mm 
(E), 
. krawędźjednościnową (T),
>>>
46 


H, Latoś, T. Leppert 


. krawędźjednościnową zaokrągloną (S), 
. krawędź dwuścinową (K), 
. krawędź dwuścinową zaokrągloną (P). 
Dla określonych warunków skrawania, w których występuje szereg ograniczeń, 
winny być stosowane ściśle określone zakresy wartości promienia zaokrąglenia r n . Nie- 
odpowiednio dobrane wartości promienia, w obróbce z większymi przekrojami warstwy 
skrawanej lub w obróbce przerywanej, powodują wykruszanie się krawędzi skrawającej, 
wywołując w konsekwencji spadek trwałości narzędzia. W obróbce bardzo dokładnej 
promień zaokrąglenia krawędzi skrawającej ostrza wywiera istotny wpływ w procesie 
zdejmowania warstwy skrawanej na geometryczne i fizyczne własności warstwy wierz- 
chniej [3, 4]. Do czynników determinujących dobór promienia krawędzi skrawającej 
zaliczyć należy: sposób obróbki i jego dynamiczną charakterystykę, materiał ostrza 
i jego pokrycie oraz rodzaj materiału obrabianego przedmiotu. Ważnym zagadnieniem 
w kształtowaniu krawędzi skrawającej, poza odpowiednim zarysem i wartością promie- 
nia zaokrąglenia krawędzi skrawającej, jest uzyskanie pożądanej jego wartości i kształtu 
wzdłuż całej długości krawędzi skrawającej oraz minimalnej szczerbatości ostrza, na co 
decydujący wpływ ma sposób i warunki ostrzenia [6, 9]. Zalecane wartości promienia 
krawędzi skrawającej r n zależnie od warunków skrawania i rodzaju obróbki zawierają 
się w granicach od 0,02 do 0,2 mm [l, 5, I l]. 
Większość wcześniej prowadzonych prac zarówno w ośrodkach naukowych, jak 
i przemysłowych dotyczy zagadnień wytrzymałości ostrza oraz zależności związanych 
z minimalną grubością warstwy skrawanej oraz fizycznymi aspektami warstwy wierz- 
chniej, natomiast w mniejszym stopniu relacji uwzględniających chropowatość po- 
wierzchni. Brak uwzględnienia w tych pracach skośnego skrawania uzasadnia podjęcie 
niżej prezentowanych badań. 


2. METODYKA BADAŃ I UKSZTAŁTOWANIE KRA WĘDZI 
SKRA W AJĄCEJ 


Celem prezentowanych badań było określenie wpływu promienia zaokrąglenia 
krawędzi skrawającej ostrza na chropowatość powierzchni określoną trzema parame- 
trami: 
- Ra - średnim arytmetycznym odchyleniem profilu od linii średniej, 
- Rz - wysokością chropowatości, 
- Rm - maksymalną wysokością chropowatości. 
Czynnikami zmiennymi były: wartość promienia zaokrąglenia krawędzi skrawają- 
cej o pięciu różnych wartości mieszczących się w przedziale od 0,0170,25 mm, posuw 
i głębokość skrawania, Czynnikami stałymi były: prędkość skrawania, geometria narzę- 
dzia (z wyłączeniem promienia zaokrąglenia krawędzi skrawającej), materiał ostrza 
i materiał obrabiany, W badaniach zastosowano program badań statyczny zdetermino- 
wany selekcyjny jednoczynnikowy. Model obiektu badań przedstawia rysunek I.
>>>
Wpływ promienia zaokrąglenia krawędzi on 


47 


HIPOTETYCZNE CZYNNIKI 
ZAKŁÓCAJACE: 


drgania ukladu OUPN 


CZYNNIKI ZMIENNE: CZYNNIKI WYNIKOWE: 
promień zaokrąglenia krawędzi 
skrawającej 
 
posuw chropowatość powierzchni 

 określona parametrami: R., R" Rm 
głębokość skrawania 
 

 


CZYNNIKI STAŁE: 


nredkość skrawania 
eeometria narzedzia 
m ateriał ostrza 
materiał obrabiany 


Rys. 1. Schemat modelu obiektu badań 


W badaniach zastosowano operację toczenia Z użyciem noża jednokrawędziowego 
skośnego, składanego o prostoliniowej krawędzi skrawającej, wyposażonego w płytki 
wieloostrzowe o symbolu SPUNl20308 produkcji firmy Sandvik BaiIdonit z węglika 
spiekanego SM25 (P25) o promieniu zaokrąglenia krawędzi skrawającej r n = 0,04 mm. 
Zmianę promienia wyjściowego płytek wieloostrzowych przeprowadzono stosując 
dwie metody obróbki: 
a) szlifowanie i dogładzanie powierzchni przyłożenia płytki, w celu uzyskania 
promienia zaokrąglenia krawędzi skrawającej mniejszego od promienia wyjś- 
ciowego, przeprowadzone na szlifierce ostrzarce fIrmy Agathon, ściernicami 
o nasypie diamentowym i spoiwie metalowym o koncentracji diamentu 100 % 
(oznaczenie ściernicy 57002 DIOO B2 75) oraz o spoiwie żywicznym i koncen- 
tracji diamentu 15 % (oznaczenie ściernicy 8x2 C30 Dl5 RN) dla dogładzania; 
b) szlifowanie obrotową szczotką ścierną krawędzi skrawających płytek w celu 
uzyskania promieni zaokrąglenia większych od promienia wyjściowego płytek. 
Szlifowanie przeprowadzono ściernicą elastyczną wykonaną z włókien two- 
rzywa sztucznego napełnionych ścierniwem - węglikiem krzemu o ziarnistości 
80 mesh. Prędkość skrawania ustalono na poziomie 16 m/s. W celu uzyskania 
różnych wartości promienia zaokrąglenia krawędzi skrawającej przyjęto dwie 
głębokości szlifowania l i 1,5 mm. Czas szlifowania wynosił od l do 3 minut. 
Schemat ustawienia płytki względem narzędzia przedstawia rysunek 2. 
Pomiar wielkości promienia zaokrąglenia krawędzi skrawających płytek realizo- 
wano przy pomocy kamery wideo CDD zaopatrzonej w obiektyw o powiększeniu około 
120x, zintegrowanej z komputerem IBM PC z zainstalowanym oprogramowaniem do 
pomiarów wielkości obserwowanych na ekranie, poprzez porównywanie ich z wcześ- 
niej wprowadzonym do pamięci wzorcem długości - CSS Video Frame Grabber. 
Pomiaru promienia zaokrąglenia dokonywano w płaszczyźnie prostopadłej do mie- 
rzonej krawędzi skrawającej z pięciokrotną powtarzalnością. Na podstawie wartości 
średnich arytmetycznych wyników pomiarów, a także oceny regularności kształtów za- 
okrągleń krawędzi do badań wytypowano płytki skrawające o promieniach zaokrąglenia 
r n = 0,0 l; 0,05; 0,09; 0,15; 0,25 mm (rys. 3).
>>>
48 


H. Latoś, T. Leppert 


ściernica 


- --------.-.---.-.-.....--.-.-----.---.------ 
, 
, 


I f 


Rys. 2. Schemat ustawienia płytki wieloostrzowej podczas zaokrąglania krawędzi skrawającej 


'
-'- 


iii' 


-.B: 


; 

 

:
4_:_ 


'I 


-};-,- 
::'"-" 

 


l. r n = 0,010 mm (rozrzut wyników::t 0,001 mm) 


2. r n = 0,047 mm (rozrzut wyników: :f: 0,003 mm) 


.
:


...... 

 -
- - 


3. r n = 0,086 mm (rozrzut wyników::f: 0,002 mm) 


4. r n = 0,15 mm (rozrzut wyników::f: 0,008 mm) 


--='" 
., 


I 


. .

{...:.,.:....
.

.:4¥.}8
i

;;
2-:,;

!
..



 


'8. 

, 
k; 
.
'. 
Ę 
5. r n = 0,255 mm (rozrzut wyników::t 0,009 mm) 
Rys. 3. Zarysy krawędzi skrawających ostrza wraz z wartościami promieni zaokrąglenia
>>>
Wpływ promienia zaokrąglenia krawędzi ... 


49 


Zastosowanie w badaniach noża jedno krawędziowego skośnego, składanego, o pros- 
toliniowej krawędzi skrawającej (rys. 4) umożliwiało kształtowanie, w procesie toczenia 
wzdłużnego, powierzchni obrobionej wyłącznie krawędzią skrawającą bez udziału wierz- 
chołka ostrza, a tym samym pozwoliło dokonać oceny wpływu promienia zaokrąglenia 
krawędzi skrawającej na jakość obróbki. 
Badania wpływu promienia zaokrąglenia krawędzi skrawającej na chropowatość 
powierzchni przeprowadzono dla stopu aluminium P A 6 TA, przy stałej prędkości 
skrawania V c = 50 m/min i zmiennym posuwie o wartościach f= 0,105; 0,262; 0,473; 
0,736; 0,945 mmlobr. oraz głębokości skrawania a p = 0,3 i 0,5 mm, na tokarce uniwer- 
salnej SNB 40 (produkcji rumuńskiej). Głównym czynnikiem badanym był promień 
zaokrąglenia krawędzi skrawającej, który przyjmował pięć następujących wartości: r n = 
= 0,01; 0,05; 0,09; 0,15; 0,25 mm. 


aD = o" 
YD = 11. 
Y. = 60 
Xr =0' 
X r , =0' 


Rys. 4. Geometria noża tokarskiego jednokrawędziowego, 
skośnego o prostoliniowej krawędzi skrawąjącej 


Ocenę chropowatości powierzchni przeprowadzono na profilografometrze Hom- 
me 1- Tester T2000 na podstawie parametrów chropowatości: Ra, Rz, Rm, przy długości 
odcinka elementarnego le = 0,8 mm i odcinka pomiarowego lp = 4,8 mm. Profilogramy 
powierzchni wykonano przy powiększeniu poziomym 50x oraz powiększeniu piono- 
wym 5000x. 


3. WYNIKI BADAŃ 


Przedstawione na rysunku 5 wyniki badań wpływu promienia zaokrąglenia kra- 
wędzi skrawającej r n i posuwu na parametry chropowatości obrobionej powierzchni po- 
kazują, że w stosowanych warunkach skośnego skrawania chropowatość obrobionej po- 
wierzchni ulega znacznym zmianom. Średnie odchylenie profilu chropowatości od linii
>>>
50 


H. Latoś, T. Leppert 


średniej R. zmieniało się w granicach od 0,31 do 1,97 11m, wysokość chropowatosci Rz 
zawierała się w przedziale od 1,63 do 6,97 11m oraz maksymalna wysokość nierówności 
Rm od 1,93 do 10,26jlm. 


-+-0.105 
___0.262 
12,00 0.473 
1000 -H-0.736... 
E 8'00 ___0.945:.... 

 6:00 
.... . ......
.;:..... 
a: 
:

 
 _.." 
0,00 t" ....x.::. . 
0,01 0,05 0,09 
r n [mm] 


A 


0,15 


0,25 


E:::: 
 .... . !E 

 . ' '.:' 
2. . 
 :,:
 
a:'" 0,50 ..... .... .... 
" .. 
0,00 , 
0,01 


0,05 0,09 0,15 0,25 
r n [mm] 


8,00 
1:.. 

 6,00 
E 
2. 4,00 
a: N 



- 


2,00 
0,00 
0,01 


III+",- -"4' 
0,05 0,09 0,15 0,25 
r n [mm] 


-+-0.105 
___0.262 
0.473 
--*-0.736 
_0.945 


12,00 
10,00 
E 8,00 
2. 6,00 
a: E 4,00 . . 
2,00 ..\.;;-- 
0,00 , 
0,01 



 


0,05 0,09 0,15 
r n [mm] 


0,25 


2,00 


1,50 . A 
I1,OO 
 .
 

 
«O,50
. , 
0,00 
0,01 0,05 0,09 0,15 0,25 
r n [mm] 


8,00 
6,00 


P .... 
" . 
/ . 


E 
2. 4,00 - ...... . 

 2,00
 
.... 


w, 


0,00 
0,01 0,05 0,09 
r n [mm] 


0,15 0,25 


Rys. 5. Zależność parametrów Rm, R., Rz od promienia zaokrąglenia krawędzi skrawającej r n 
i posuwu dla głębokości skrawania: a) lip = 0,3 i b) lip = 0,5 mm; As = 60° 


Wykresy zależności parametru R. od promienia zaokrąglenia krawędzi skrawającej 
wskazują na jego liniowy wzrost w zakresie posuwów 0,105 i 0,262 mmJobr. Dla pozosta- 
łych większych posuwów krzywe posiadają w miarę płaskie charakterystyki, przy czym 
istotny wpływ na wartość parametru R. ma posuw skrawania. Większe wartości parametru 
R. dla promienia zaokrąglenia r n = 0,25 mm dla posuwów f = O, 105 i 0,262 mmJobr., które 
przewyższały wartości R. dla posuwów większych, można tłumaczyć pojawianiem się 
wzmożonych drgań układu OUPN pojawiających się szczególnie przy posuwie 
0,105 mmJobr. 
Zależności parametrów Rm i Rz w funkcji promienia zaokrąglenia krawędzi skrawa- 
jącej mają podobny przebieg. Widoczny jest wpływ posuwu na zmiany parametrów 
Rz i Rm, jego wzrost wywołuje zwiększenie chropowatości powierzchni. Zastanawiający
>>>
Wpływ promienia zaokrąglenia krawędzi ..0 


51 


jest fakt zmniejszania się Rz i Rm przy posuwach 0,736 i 0,945 mm/obr. dla promieni 
zaokrąglenia r n = 0,09 i 0,15 mm. Można przypuszczać, że dla tych ustawień proces 
skrawania stawał się bardziej stabilny. Niemniej wartości parametrów chropowatości za- 
leżą w głównej mierze od promienia zaokrąglenia krawędzi skrawającej r n , na co wskazuje 
usytuowanie poszczególnych krzywych. Szczególną uwagę na rozpatrywanych wykresach 
zwracają osiągane wartości parametrów Rm i Rz, odnoszące się do promienia zaokrąglenia 
krawędzi skrawającej r n = 0,25 mm. Przyczyną wzrostu ich wartości może być zmniejszo- 
na stabilność procesu skrawania wywołana ujemnym kątem natarcia w układzie roboczym 
oraz sprzyjające warunki dla powstawania narostu na powierzchni natarcia. 


a) 
;t ;
;prt ft W-
 
j¥ '
 
' Effu 
b4 ' j
ł;l: ! '
 I d : j .; 
rn
 0,01 mm 


!. I .: . f : f+ - I r I' I 1: 

 1-"'"",.. "'1-1'- '.....,...1 .j. . t :-: + +- 
J . 
 ł I t; l ! I i 
 I ! I 

 _
_ 

 I ' . '.;;,
 

 
r 
 , r 
 ,..-:- l"#ł",. -, 

 
, , f;' I' . " l ' J 
I' ':1 
 'L-..ł-.; ł ' 
-:-H f; ; i ;! T
 i ' j ;-: 
 
r n = 0,05 mm 


" 
' ;:" I i . , ' I I 
'--_L_, 
._
.;....-


 .-ł.....+-:-"'-
ł-
 
: ' ; ; ! '. . j ", : i '. " ! ; . 

 ' ' 
 ,. 
rtn ' ,, 
 ! ,,-;'.,
 ' O " 
. .' 
:. '.':': . 
.. . .. . 
. . . 
, , 
. ".".0 
.. . 
. .- . 
, i " ;; i ; !' ,!, i' 
r : . ': ,,; ". . i .' "ł 
r.."t .
 
 
 . 
 

 . --!-
 t:--, -r-r".
ł 


r n = 0,09 mm 


.: { l :  
- i 
 ! 
 :. . f..4L 
Tl i " 1! l il.A i 
 1' 
trf1 +... ,: ,+-
....i
 
 
' ,..' "
1f;L " ; 
. !'- 
;t 
 ...: ; Jif;'''! : 
-,,"
...................;-l.,_.--,... . !».Lr1-- I 
, : : , , ; T, I. I , :I! ., 


r n = 0,015 mm 
i ! ; . ł' I; l . , ! ! -. H I 
- ":
' {'-H+"' . ; 
 . 
_ " . }l
-1.- , .;', 
r .. . I . I I l, 
l! ': ....ł-o/r,:, ! 



-6
 jł -._.tit.-,
 . 
., J.::J' .,W 
I 
L
-t ,': ,- . ; 
, ł : ł .; t. 
 ł" 
rn
 0,025 mm 


b) 


j I , " " 


 ?It r'

q /-f- 
 JT T;
 , r , " 
 ' 
I j', '...:./ :'j I 1 . \ , ,('
\, 
, 'iN'
"". v
' 
r: d 
, r'j ;
!
'.f"! 'f+ ł-h-
-:'): 


rn
 0,01 mm 



 i ,' .;. ; rft),.t tt
r
fr 

...-
'ł-!"jłfH ,. ' ". '." jij- W --J' ]) - 
i 
 I j\ I 
 \ ; /" i l, \ 
Vin.: 
.
 .
.-w- 
7if:"'
'h. -.. -, 
ł-

1-H 1, : ..ł,,

"
 'H
": H ""
 


r n = 0,09 mm 



 ";"'tt; 1Jj .' '
;"

jJ
 
j 
: '. .:-: " ' _i u/1i\1 TĄ', i 
\o
;. ; 'T
"
 1
-v,.
,- 
;
; , ; , r; ,: +
 
 4] t t ! r-. ! 


rD
 0,015 mm 


: I;, t . I 
"+ t
 ;".i-,....;,}-
 ....:...,
.l.........- 
. 
" '!Ii u ; ,
,
 ' ,.
 . 
-:..-{ '- 
 ..
 t " 
T - 
t \1 .. \ 1 . ; T ; ł/1 j 
:1 W-i .' . t .t:-+.! 
, -
, ,- .'r : i : : ;. :"; :;:, 


r n = 0,025 mm 


Rys. 6. Profilogramy powierzchni po obróbce stopu aluminium PA6TA, V C = 250 mImin, !Ip = 
= 0,3 mm, a) f= 0,105 mmlobr.; b) f= 0,945 mm1obr. (powiększenie poziome 5Ox, pio- 
nowe 5000x)
>>>
52 


H. Latoś, T. Leppert 


Analiza profilogramów obrobionych powierzchni (rys. 6) potwierdza istotny wpływ 
promienia zaokrąglenia krawędzi skrawającej i posuwu na chropowatość powierzchni. 
Wzrost wartości promienia powoduje, poza wzrostem amplitudy nierówności, wzrost mi- 
kronierówności, zwiększając niejednorodność powierzchni, co wskazuje na zmianę wa- 
runków powstawania i spływu wióra oraz zwiększenie dynamiczności procesu skrawania. 
Występujące korelacje między zaokrągleniem krawędzi skrawającej a chropowatością 
powierzchni oraz towarzyszące im zjawiska wymagają dalszych badań w celu pełniejsze- 
go poznania wpływu geometrii krawędzi skrawającej na jakość obrobionej powierzchni 
przy skośnym skrawaniu. 
Rysunek 7 przedstawia widoki powierzchni natarcia płytek skrawających po tocze- 
niu aluminium, na których widoczne są ślady tarcia wióra o te powierzchnie. Wielkość 
starcia, związana z długością styku wióra z powierzchnią natarcia, zwiększa się wraz ze 
wzrostem promienia zaokrąglenia krawędzi skrawającej. Zaobserwowano, ze wzrost pro- 
mienia zaokrąglenia krawędzi skrawającej r n powodował zwiększenie odkształceń mate- 
riału obrabianego oraz spęczenia wióra, co przejawiało się trudnościami w jego zwijaniu. 


-., 


. .
:_-- 
:::',"'1:"""= 


?J 


rn=O, OI mm 
- 


r
 = 0,05 mm 



 


:..: sf;;
 



:

 
 


«£
-
.'" 


)\
 


. ""o 


\

:
 
'," 


Ac;;. :q:::. 

-"" .

 

 
:m: 
M"' 


. ,..,.
-:
 
:J' 


. 
 
: 
 


r n = 0,09 mm 


f n =O,15 mm 


:::
 


r n = 0,25 mm 


Rys. 7. Widoki powierzchni natarcia płytek skrawających po toczeniu aluminium: V c = 250 
mImin, f=O,3 mm1obr., !lp=O,3 mm
>>>
Wplyw promienia zaokrąglenia krawędzi .., 


53 


4. WNIOSKI 


Na podstawie przeprowadzonych badań można stwierdzić, że wielkość promienia 
zaokrąglenia krawędzi skrawającej w warunkach skośnego skrawania jest elementem 
geometrycznym narzędzia, wpływającym w istotny sposób na jakość obrobionej po- 
wierzchni. Wzrost promienia zaokrąglenia krawędzi skrawającej powoduje zmiany geo- 
metrycznych parametrów chropowatości powierzchni w powiązaniu ze zmianami wa- 
runków powstawania i spływu wióra. Zjawiska występujące na ostrzu noża, związane 
z promieniem krawędzi skrawającej, nabierają szczególnego znaczenia w przypadku 
skrawania z minimalną grubością warstwy skrawanej, mającego zastosowanie w obrób- 
ce ultraprecyzyjnej. Bliższe poznanie występujących zależności między ukształtowa- 
niem krawędzi skrawającej a stereometrią powstałej w procesie skrawania powierzchni 
wymaga przeprowadzcnia dodatkowych badań i analiz skrawania skośnego. 


LITERATURA 


[IJ Cziżow W.N., Liebiediew S.I., 1973. Opriedielienie optimalnowo radiusa skruglie- 
nia rieżuszczich kromok twierdosplawnych riezcow. Stanki i instrumient 12,21. 
[2] Darlewski l, 1997. Postępy w modelowaniu procesu skrawaniem. Mechanik 8-9, 
387-390. 
[3 J lankowiak M., Kawalcc M., Król G., 1993. Analityczne określenie minimalnej 
grubości warstwy skrawanej dla różnych modeli składowych sił skrawania. Ar- 
chiwum Technologii Maszyn i Automatyzacji 11, Komisja Budowy Maszyn PAN, 
oddział w Poznaniu. 
[4] Kawalec M., 1996. Toczenie dokładne zahartowanych stali. Mechanik 11,465-468. 
[5] Katalogi oraz materiały informacyjne lOS i firmy Sandvik BaiIdonit. 
[6] Latoś H., 1994. Stosowanie obrotowych szczotek ściernych do zaokrąglania krawę- 
dzi ostrza narzędzi skrawających. XVII Naukowa Szkoła Obróbki Ściernej, Kraków 
[7] Lubimow W., Oczoś K., 1997. Wybrane zagadnienia kształtowania nierówności 
powierzchni w procesach obróbkowych. Mechanik 3, 81-97. 
[8] Musiałek K., Kowal A.. Mszołek l., 1994. Ceramiczne ostrza skrawające do to- 
czenia i frezowania produkcji lOS. Mechanik 10,361-367. 
[9] Musiałek K., Nowak D., Fedaczyński A., 1999. Wybrane zagadnienia profilome- 
trii krawędzi skrawających i płaszczyzn ostrza narzędzi do obróbki metali, 
lV Międzynarodowa Konf Nauk-Tech. Wpływ technologii na stan warstwy 
wierzchniej - WW '99, organizowanej przez Politechnikę Poznańską, Gorzów 
Wielkopolski - Lubniewice 1999. 
[10] Poradnik inżyniera - obróbka skrawaniem, 1991. T. I, WNT Warszawa. 
[11] Romanow W.W., Cziżow W.N., 1985. Wybor optimalnowo radiusa skruglienia 
rieżuszczich kromok instrumienta po jewo procznosti pri prieriwistom riezanii. 
I.W.U.Z. Maszinostrojenie 3,116-120.
>>>
54 


H. Latoś, T. Leppert 


[12] Silin R.I., Miasiszczew A.A., Kowalcziuk S.S., 1992. Analiz prociessa sniatia 
strużki rieżuszczim klinom so skruglieniem. I. W.U.Z. Maszinostrojenie 10- I 2, 
110-113. 


EFFECT OF THE CUTTING EDGE RADlUS ON SURFACE ROUGHNESS 


Summary 


The study presents the effect of the cutting edge radius on the surface roughness as welI 
as shaping and measuring the cutting edge methodology and techniques. 
Keywords: tuming, cutting edge radius, surface roughness
>>>
AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA IM. JANA [ JĘDRZEJA ŚNIADECKICH 
W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 240 - MECHANIKA (52) - 2002 


ANALIZA POTENCJAŁU I POZYCJI STRATEGICZNEJ 
ELASTYCZNYCH SYSTEMÓW PRODUKCYJNYCH 


Tadeusz Leppert 
Katedra Inżynierii Produkcji, 
Wydział Mechaniczny A TR 
ul. Prof. S. Kaliskiego 7, 85-791 Bydgoszcz 


W artykule przedstawiono próbę zastosowania metod analizy strategicznej 
do oceny potencjału i pozycji strategicznej elastycznych systemów produkcyjnych 
(ESP). Przeanalizowano istniejące fonny ESP oraz ich możliwości rozwojowe 
zgodnie z przyjętymi kryteriami. 
Słowa kluczowe: elastyczne systemy produkcyjne, analiza strategiczna, SWOT 


l. WSTĘP 


Postępujące zmiany strukturalne w środowisku gospodarczym wymagają ciągłego 
rozwoju systemów produkcyjnych zapewniających zdolność szybkiego reagowania na 
zmieniające się wymagania rynku. Tendencją o stale rosnącym znaczeniu jest coraz sze- 
rzej stosowana elastyczna automatyzacja produkcji, wykorzystująca najnowsze rozwiąza- 
nia techniczne i organizacyjne zapewniające wysoką efektywność funkcjonowania przed- 
siębiorstwa oraz elastyczność produkcyjną niezbędną do zaspokojenia pojawiających się 
potrzeb rynku. Rozwój potencjału produkcyjnego z zastosowaniem elastycznych syste- 
mów produkcyjnych (ESP), ze względu na wysokie nakłady finansowe potrzebne do ich 
wdrożenia, eksploatacji i permanentnego rozwoju, powinien wynikać z ogólnej strategii 
przedsiębiorstwa, ukierunkowanej na postęp technologiczny będący jednym z kluczowych 
czynników zwiększających konkurencyjność [l, 3, 5, 9]. W ocenie warunków i celowości 
stosowania określonych rodzajów środków wytwarzania coraz częściej zastosowanie 
znajdują metody analizy strategicznej [8], które pozwalają w szerszym kontekście określić 
przydatność i potencjał rozwojowy elastycznych systemów wytwarzania. 


2. ANALIZA OTOCZENIA 


Ważnym elementem analizy strategicznej jest dogłębna ocena otoczenia badanego 
systemu produkcyjnego, która powinna stworzyć podstawy dla przyszłych decyzji doty- 
czących kierunków i celowości modernizacji systemu produkcyjnego w zakresie stoso- 
wania naj nowszych technologii i rozwiązań organizacyjnych. Znajomość czynników 
otoczenia wpływających na rozwój i warunki funkcjonowania elastycznych systemów
>>>
56 


Tadeusz Leppert 


produkcyjnych ułatwia podjęcie właściwych decyzji dotyczących prac projektowo- 
wdrożeniowych, jak również umożliwia zidentyfikowanie szans i zagrożeń oraz sformu- 
łowanie strategii opartych na rozwoju technologicznym. 


Tabela l. Wpływ czynników makrootoczenia, otoczenia konkurencyjnego oraz sytuacji wewnę- 
trznej przedsiębiorstwa na rozwój i celowość wdrożenia elastycznych systemów pro- 
dukcyjnych 


Wpływ czynnika 
Rodzaj czynnika pozytywny negatywny 
++ + - -- 
l 2 3 4 5 
Makrootoczenie 
Ekonomiczne 
. koniunktura ekonomiczna kraju X 
. inflacja X 
. dostępność i oprocentowanie kredytów X 
. wzrost bezrobocia X 
. wzrost zatrudnienia i płac X 
. nasycenie rynku X 
Prawne i polityczne 
. proinwestycyjna polityka państwa X 
. obciążenia fiskalne X 
. regulacje związane z ochroną środowiska X 
. ograniczenia w handlu zagranicznym X 
. system ulg i zachęt inwestycyjnych X 
. stabilizacja gospodarcza X 
Społeczne 
. styl życia, zmiany postaw wobec pracy X 
. wzrost oczekiwań dotyczących warunków pracy i rozwoju X 
zawodowego 
. wzrost populacji ludności X 
. dostępność wysoko wykwalifikowanej kadry technicznej i X 
menedżerskiej 
. presja związków zawodowych na utrzymanie zatrudnienia X 
Naturalne 
. zanieczyszczenie środowiska X 
. dostępność surowców X 
Technologiczne 
. nakłady przeznaczane na B+R przez przedsiębiorstwa X 
i instytucje państwowe 
. koncentracja na problemach rozwoju technologicznego X 
i organizacyjnego 
. ochrona patentowa X 
. bariery transferu technologii X 
. skracanie cyklu życia produktów X 
. infrastruktura informatyczno-komunikacyjna X 
. poziom techniczny, jakość, cena maszyn X 
i urządzeń produkcyjnych
>>>
Analiza potencjału i pozycji strategicznej ... 


57 


Otoczenie konkurencyjne 
Dostawcy 
. możliwości techniczne i produkcyjne dostawców pół wyro- X 
bów. materiałów paliw i energii 
. wzrost cen zaopatrzeniowych X 
. jakość i nowoczesność materiałów, półwyrobów i wyrobów X 
. krótki czas i tenninowość dostaw X 
. pozycja tinansowa i przetargowa X 
Odbiorcy 
. wymagania dywersytikacji wyrobów X 
. wzrost popytu X 
. wzrost cen X 
. rynki zbytu i kanały dystrybucj i X 
. zaplecze serwisowe X 
. pozycja tinansowa i przetargowa X 
Substytuty 
. nowe rozwiązania konstrukcyjno-technologiczne X 
. nowe wdrożenia technologiczne X 
Konkurenci 
. poziom automatyzacji i robotyzacji X 
. poziom zaawansowania technologicznego X 
. infrastruktura infonnatyczna X 
. innowacyjność. potencjał badawczy B+R X 
. jakość wyrobów X 
. koszty produkcji X 
. elastyczność na zmianę popytu X 
. potencjał tinansowy X 
. poziom kadry technicznej i kierowniczej X 
Wewnętrzna sytuacja w firmie 
Personel 
. kwalitikacje personelu technicznego X 
. kadra zarządzająca X 
Organizacja i zarządzanie 
. strategia ukierunkowana na wzrost konkurencyjności X 
. elastyczność struktur i fonn zarządzania produkcją X 
. organizacja zaopatrzenia i gospodarki materiałowej X 
. system jakości X 
Technologia 
. prowadzenie prac B+R X 
. fazy życia stosowanych technologii X 
. podzielność i kompatybilność technologii X 
. nowoczesność wyposażenia produkcyjnego X 
. istniejąca infrastruktura infonnacyjno-komunikacyjna X 
. gotowość do wprowadzania innowacji X 
. doświadczenie w projektowaniu i eksploatacji ESP X 
Pozycja tinansowa 
. potencjał finansowy X 
. rentowność produkcji X 
. zapasy materiałowe. pólwyrobów, wyrobów gotowych X
>>>
58 


Tadeusz Leppert 


Marketing 
. protechnologiczna strategia marketingowa X 
. nowoczesne techniki marketingowe X 
. organizacja zbytu i obsługi serwisowej X 


Otoczenie systemu produkcyjnego dla potrzeb analizy strategicznej można podzie- 
lić na: otoczenie pierwszego stopnia (bliższe), związane z sytuacją wewnętrzną w firmie 
oraz drugiego stopnia (dalsze), wpływające na możliwości i warunki działania przedsię- 
biorstwa, w którym dany system ma być wdrożony oraz będzie funkcjonować, czyli 
makrootoczenie i otoczenie konkurencyjne [2, 6, 8]. 
Jedną z metod jakościowej analizy warunków sprzyjających i niesprzyjających 
rozwojowi elastycznych systemów produkcyjnych oraz uzasadniających ich wdrożenie 
i zapewniających efektywną ich eksploatację jest metoda oceny profilu otoczenia, będą- 
ca odmianą metod scenariuszowych [7, 9]. 
Przedstawiona w tabeli I próba oceny jakościowej ważności czynników sprzyjają- 
cych (+) i niesprzyjających (-) rozwojowi elastycznych systemów produkcyjnych wska- 
zuje, że w otoczeniu dalszym do grupy czynników korzystnych zaliczyć należy uwa- 
runkowania związane ze wzrostową koniunkturą i polityką gospodarczą kraju oraz z po- 
ziomem rozwoju technicznego i działaniami wspierającymi postęp i innowacyjność pro- 
dukcji. Negatywnie na rozwój elastycznych form produkcji wpływają stagnacja lub re- 
gres gospodarczy, ograniczenia lub bariery w przepływie technologii i know-how oraz 
niesprzyjające warunki w zakresie rozwoju postępu technicznego. 
Analiza otoczenia konkurencyjnego wskazuje na duże znaczenie czynników zwią- 
zanych z wymaganiami rynku odbiorców gotowych wyrobów, ich pozycją finansową, 
oczekiwaniami odnośnie terminów dostaw, serwisu oraz zaopatrzenia w części zamien- 
ne. Również istotne znaczenie na możliwość budowy i rozbudowy ESP mają dostawcy 
urządzeń produkcyjnych, wyposażenia systemów sterujących i materiałów. Tym nie- 
mniej, szczególny wpływ wywierają potencjalni konkurenci w branży, ich cele i strate- 
gie w zakresie innowacji, rozwoju technologicznego i marketingu, posiadany potencjał 
badawczy i prowadzone prace badawczo-rozwojowe, które sprzyjają wdrażaniu nowych 
rozwiązań produkcyjnych. Zasadnicze znaczenie ma jakość wytwarzanych wyrobów, 
koszty produkcji, elastyczność na zmiany popytu, sytuacja techniczno-organizacyjna, 
finansowa i kadrowa. 
Spośród czynników związanych z sytuacją wewnętrzną firmy, wpływających na 
organizację systemu produkcyjnego oraz jego wyposażenie techniczne i informatyczne 
istotne znaczenie, mają strategia rozwoju firmy, potencjał finansowy, kwalifikacje per- 
sonelu technicznego i zarządzającego, potencjał technologiczny oraz organizacja i sto- 
sowane metody zarządzania przedsiębiorstwem. 
Analizując wymienione czynniki można stwierdzić, że nawet w sprzyjających wa- 
runkach otoczenia zewnętrznego firmy, o celowości i skuteczności wdrożenia, a w dal- 
szej kolejności efektywnej eksploatacji elastycznych systemów produkcyjnych decyduje 
sytuacja wewnętrzna firmy. Do najważniejszych zaliczyć należy wizję i strategię rozwo- 
ju ukierunkowaną na wzrost konkurencyjności technologicznej. Ponadto, potencjał tech- 
nologiczny i badawczo-rozwojowy oraz przygotowanie personelu technicznego do 
wdrożenia i utrzymania w gotowości produkcyjnej systemu. Osiągnięcie zamierzonych 
efektów wynikających z zastosowania elastycznej automatyzacji i zwrotu poniesionych 
nakładów inwestycyjnych wymaga sprawnego działania inftastruktury informatyczno-
>>>
Analiza potencjału i pozycji strategicznej .., 


59 


zarządzającej oraz dużego potencjału i zasilania finansowego na bieżącą eksploatację 
i rozbudowę systemu produkcyjnego. 


3. POTENCJAŁ STRATEGICZNY 


Elastyczne systemy produkcyjne w zależności od produkowanego asortymentu 
wyrobów i wielkości produkcji dzieli się na: 
. stanowiska produkcyjne sterowane numerycznie (SP/NC), 
. stanowiska produkcyjne sterowane komputerowo (SP/CNC), 
. autonomiczne stacje produkcyjne (ASP): spaletyzowane (ASP/P) i zrobotyzo- 
wane (ASP/R), 
. elastyczne gniazda produkcyjne (EGP): spaletyzowane EGP/P i zrobotyzowane 
EGP/R, 
. elastyczne linie produkcyjne (ELP), 
. elastyczne wydziały produkcyjne (EWP), 
. elastyczne zakłady produkcyjne (EZP). 
Podstawowymi maszynami technologicznymi stanowisk produkcyjnych są centra 
obróbkowe lub inne urządzenia sterowane numerycznie NC lub CNC. Uzupełnione 
w systemy zasilania materiałowego w postaci za- i wyładowczych spaletyzowanych sta- 
nowisk lub robotów przemysłowych stanowią konfiguracje autonomicznych jedno lub 
wielostanowiskowych autonomicznych stacji produkcyjnych (ASP), przeznaczonych do 
produkcji jednostkowej lub małoseryjnej różnorodnego, ograniczonego zbioru wyro- 
bów. Rozwinięciem autonomicznych stacji produkcyjnych są elastyczne gniazda pro- 
dukcyjne (EGP), składające z większej ich liczby, charakteryzujące się większą ela- 
stycznością i możliwością wytwarzania bogatego zbioru wyrobów w produkcji średnio- 
seryjnej i seryjnej. Wchodzące w skład gniazda stacje produkcyjne mogą być przezna- 
czone do tych samych lub różnych technologii wytwarzania. Do wytwarzania wyrobów 
o mniejszej różnorodności i o większej seryjności produkcji stosowane są elastyczne 
linie produkcyjne (ELP), składające się z elastycznych stacji lub gniazd produkcyjnych 
zlokalizowanych w określonym porządku wynikającym z kolejności operacji procesu 
technologicznego. Konsekwencją integracji komputerowej maszyn i urządzeń wchodzą- 
cych w skład elastycznych systemów produkcyjnych są elastyczne wydziały (EWP) 
i zakłady produkcyjne (EZP) [1,3,4]. 
W analizie potencjału strategicznego systemów produkcyjnych dużą przydatność 
wykazują metody analizy portfelowej przydatne w ocenie perspektyw rozwojowych oraz 
metoda SWOT stosowana w badaniach atrakcyjności i potencjału strategicznego [2, 6, 7]. 
Przeprowadzona, metodą analizy portfelowej, analiza porównawcza potencjału 
produkcyjnego rozpatrywanych rodzajów elastycznych systemów produkcyjnych wska- 
zuje na istnienie trzech grup systemów produkcyjnych o podobnej, ze względu na przy- 
jęte kryteria oceny, atrakcyjności i potencjale strategicznym (rys. I). 
Do pierwszej grupy o wysokiej atrakcyjności i wysokim oraz średnim potencjale 
produkcyjnym zaliczyć można elastyczne zrobotyzowane gniazda produkcyjne (EGP/R) 
oraz elastyczne wydziały i zakłady produkcyjne (EWP, EZP), Są to systemy o najwyż- 
szym stopniu automatyzacji, możliwościach rozwojowych i elastyczności, wymagające 
dużych nakładów inwestycyjnych, licznego i wysoko wykwalifikowanego personelu 
techniczno-zarządzającego, Ponadto, ze względu na wysoki stopień złożoności konfigu-
>>>
60 


Tadeusz Leppert 


racji i integracji systemu, obarczone są największym ryzykiem 
stosowanie praktyczne dotąd jest ograniczone. 


dlatego ich za- 


:g"
 
N-o 
g 
i:- 
E-? 
::: 2 
::o -er. 


EGP;P EGPiR ELP 
SP:CNC ASP/R EWP 
SP'NC ASP:P ELP 


.", 
a. 
"5. ;.-. 
O"';; 
U5 E 


mala średnia duża 
Wielkość produkcji 


.
 
-::: 


ASP:R EGP/R ELP 
SP/CNC EGP'P EWP 
SP/NC ASP'P ELP 


,t,) 
,n 
o 
'" '" 


 

'}
 
@ 


'" 
'" 
:: 


mały średni duży 
Stopień integracji 


- 
 
.
 
 
,-....; 
2.:! 
:
 -a 
o " 
.E: ,
 

 
o " 
:::E 
 


ELP EWP FZP 
I 
I 
ASP:R ! FGPiP EGPR 
i 
! 
I 
SP'NC I SPiCNC ASPP 


mały' średni duży 
Asortymcnt produkcji 


t,) 
'2 
.R ;.h 
-5
 
i:: 


ASP:P EGPR ELP 
SP'CNC EGP'P EWP 
SpiNC ASP'R Er.P 


'.) ,- 
.
 -E 
;5 .t; 
t,) 
e 
o.. -, 
o "'2 

 E 
n 

 
U 


male średnie duże 
Liczebność i doświadczenie 
personelu 


;.-, 
.-; .
 
.U' "'O 
'" 

 
o. -= 

 "2 
1) ':r:. 

 
N 
 


ASP:P EGP:R ELP 
SP;CNC EGP:P EWP 
SpiNC ASP:R ELP 


małe średnie duże 
Posiadane środki finansowe 


Rys. I. Potencjał strategiczny elastycznych systemów produkcyjnych 


Do drugiej grupy należą systemy leżące na przekątnej matrycy portfela (ASP/P/R, 
EGP/PR, ELP). Są to systemy w pełni spełniające kryteria elastycznej automatyzacji 
produkcji, o znacznym potencjale konkurencyjnym, będące często celem rozbudowy 
pojedynczych stanowisk produkcyjnych. 
Trzecią grupę stanowią pojedyncze stanowiska produkcyjne (SP/NC, SP/CNC, 
ASP/P/R), Stanowiska te są elementem składowym poprzednio wymienionych syste- 
mów. Za wyjątkiem stanowisk wyposażonych w systemy sterowania NC, których roz- 
wój zakończył się wraz z wprowadzeniem sterowania CNC, osiągnęły one znaczny 
stopień rozwoju i sprawności technicznej. Wykazują szczególną atrakcyjność w począt- 
kowym etapie rozwoju automatyzacji elastycznej oraz wymagają dogłębnej analizy 
techniczno-ekonomicznej ze względu na możliwości dalszej ich rozbudowy.
>>>
Analiza potencjału i pozycji strategicznej ... 


61 


Decyzje związane z zastosowaniem elastycznych systemów produkcyjnych obar- 
czone są dużym ryzykiem wynikającym ze stopnia złożoności systemów, niepewności 
odnośnie mogących wystąpić problemów w czasie realizacji inwestycji oraz zakłóceń 
produkcyjnych, jak również możliwych skutków technicznych, ekonomicznych i orga- 
nizacyjnych, a także dotyczących dalszego rozwoju systemu. Ocenę ryzyka związanego 
ze stosowaniem elastycznych systemów produkcyjnych na podstawie analizy szans i za- 
grożeń jakie niesie wdrożenie ESP oraz mocnych i słabych stron systemów elastycznej 
produkcji przedstawiono w tabeli 2, 


Tabela 2. Atrakcyjność i potencjał strategiczny elastycznych systemów produkcyjnych w opar- 
ciu o analizę SWOT 


Szanse Zagrożenia 
. wzrost konkurencyjności przedsiębiorstwa . wystąpienie problemów i opóźnień wdro- 
. dywersyfikacja produkcji żeniowych 
. wzrost zysku . przekroczenie założonych kosztów i czasu 
. zmniejszenie kosztów inwestycji 
. wyższa produktywność zaangażowanego . ryzyko powodzenia inwestycji i zwrotu 
kapitału poniesionych nakładów 
. elastyczność w stosunku do odbiorców . liczba altematywnych technologii 
. jakość produkcji . zmienność faz cyklu technologii 
. automatyzacja produkcj i mało. średniose- . zależność wielkości efektów od kwalitika- 
ryjnej cji i postawy pracowników 
. atrakcyjność stanowisk pracy . poziom gotowości produkcyjnej systemu 
. możliwość rozbudowy systemu produk- . awaryjność systemu 
cYJnego . trudności eksploatacyjne dużych systemów 
. modernizacja i rozwój technologii wytwa- . pracochłonność i złożoność przygotowania 
rzania produkcji (CAD, CAPP, CAM, CIM) 
. możliwość integracji funkcji przedsiębior- . częste zmiany profilu produkcyjnego 
stwa 
Mocne strony Słabe strony 
. elastyczność urządzeń i struktur organiza- . koszt opracowania projektu inwestycyjne- 
cyjnych go i wdrożenia 
. automatyzacja przygotowania. wytwarza- . koszt urządzeń i wyposażenia (hardware) 
nia i sterowania procesem produkcyjnym . koszt infrastruktury informatycznej i opro- 
. integracja systemu produkcyjnego gramowania 
. modułowa budowa . koszt eksploatacji i utrzymania eksploata- 
. zmniejszenie zatrudnienia cYJnego 
. zmniejszenie powierzchni produkcyjnej . stopień skomplikowania systemu 
. zmniejszenie liczby stanowisk produkcyj- . wysokie kwalifikacje obsługi 
nych 
. normalizacja i typizacja urządzeń i wypo- 
sażenia systemu (hardware) 


Do najważniejszych korzyści wynikających z wdrożenia ESP zaliczyć należy 
wzrost konkurencji przedsiębiorstwa związany z możliwością dywersyfikacji produkcji, 
obniżenia kosztów produkcji, dostosowania się do wymagań odbiorców. Zagrożeniem 
dla osiągnięcia wymienionych efektów mogą być opóźnienia w procesie realizacji pro- 
jektu inwestycyjnego spowodowane problemami zarówno o charakterze technicznym,
>>>
62 


Tadeusz Leppert 


jak i finansowym, pojawienie się nowych alternatywnych technologii lub wyrobów oraz 
trudności eksploatacyjne obniżające efektywność systemu. 
Mocną stroną ESP jest ich elastyczność produkcyjna wynikająca z elastyczności 
urządzeń i struktur organizacyjnych. Wysoki poziom standaryzacji i typizacji urządzeń 
składowych oraz modułowa budowa umożliwiają ich rozbudowę stosownie do potrzeb 
produkcyjnych. Do niewątpliwie słabych stron ESP należą wysokie koszty związane 
z opracowaniem projektu systemu, jego wdrożenia i obsługi. Ponadto wraz z pogłębia- 
niem się złożoności systemu rosną wymagania odnośnie kwalifikacji personelu inżynie- 
ryjnego i obsługi, 


4. POZYCJA STRATEGICZNA 


Pozycję strategiczną elastycznych systemów produkcyjnych w warunkach zwięk- 
szających się wymagań rynku wyznacza ich atrakcyjność konkurencyjna, wyrażona 
przez korzyści wynikające z ich zastosowania oraz zawarty w nich potencjał produkcyj- 
ny i rozwojowy 
Przedstawiona na rysunku 2 macierz klasyfikuje poszczególne rodzaje ESP ze 
względu na ich atrakcyjność wynikającą z szans i zagrożeń oraz tkwiący w nich poten- 
cjał produkcyjny wyrażający się w mocnych i słabych stronach analizowanych syste- 
mów produkcyjnych. Najmniejszą atrakcyjnością i potencjałem charakteryzują się poje- 
dyncze stanowiska produkcyjne (SPINC i SP/CNe), 


'(J .;:1 
'V := 
.

 
;,0.--, 

 ;9 
B
 

 
c: 
o- 
przeciętny duży 
Potencja! produkcyjny 
Rys. 2. Pozycja strategiczna elastycznych systemów 
produkcyjnych 


EZP 
EGP!RiP EWP 
ELI' 
SP/CNC EGP!P!R 
ASP/p!R 


Stanowiska te wchodzą w skład pozostałych rodzajów ESP i dalszy ich rozwój zwią- 
zany jest z postępem w zakresie ich możliwości technologicznych. Grupą ESP o więk- 
szych możliwościach produkcyjnych, zapewniających jednocześnie korzyści wynikające 
z elastycznej automatyzacji są autonomiczne stacje produkcyjne ASP/P i ASP/R. Posiada- 
ją one istotne możliwości rozwojowe, Najbardziej atrakcyjną grupą o znacznym potencja- 
le mocnych stron są elastyczne gniazda produkcyjne (EGP/P i EGP/R) oraz elastyczne 
linie produkcyjne (ELP). Spełniają one wszystkie cechy elastycznej automatyzacji i w za- 
leżności od zakresu integracji stanowią podstawę komputerowo zintegrowanych syste- 
mów proqukcyjnych (CIM). Nieliczną obecnie grupę ESP o największych w przyszłości 
możliwościach rozwoju stanowią elastyczne wydziały i zakłady produkcyjne. Dotychcza- 
sowe doświadczenia wskazują, że w zakładach, w których wdrożono tego rodzaju syste- 
my, w wielu przypadkach nie przyniosły one zakładanych efektów, co wiązało się ze 
znacznymi trudnościami w zapewnieniu wymaganej elastyczności systemu oraz wysokimi
>>>
Analiza potencjału i pozycji strategicznej ... 


63 


kosztami zarządzania i eksploatacji [1,4,5]. Dalszy rozwój integracji systemów pro- 
dukcyjnych uzależniony jest w znacznym stopniu od postępu w zakresie systemów stero- 
wania i komunikacji, pozwalających na decentralizację zarządzania systemem produkcyj- 
nym, co umożliwi uproszczenie złożonych programów sterujących, 


5, WNIOSKI 


Przedstawione metody analizy strategicznej stanowią zestaw użytecznych narzę- 
dzi, pozwalających na wszechstronną ocenę strategiczną systemów produkcyjnych. Pro- 
wadzone z ich zastosowaniem analizy uwzględniają różne uwarunkowania wpływające 
na celowość wdrażania i rozwoju systemów produkcyjnych, a także stwarzają podstawy 
do podjęcia bardziej trafnych decyzji inwestycyjnych i produkcyjnych, uwzględniają- 
cych zarówno aspekty techniczne, organizacyjne, społeczne, jak i ekonomiczne wynika- 
jące z oddziaływań otoczenia. Dokonana analiza pozwoliła określić pozycję i potencjał 
strategiczny opisanych odmian elastycznych systemów produkcyjnych. 


LITERA TURA 


[1] Denis F., 1985. Managing our way to 'a factory with the future'. Proceedings ofthe 
3rd European conference on Automated Manufacturing, May, Birmingham, UK. 
[2] Gierszewska G., Romanowska M., 1995. Analiza strategiczna przedsiębiorstwa. 
Państwowe Wydawnictwo Ekonomiczne, Warszawa. 
[3] Horczyczak M., 1996. Kierunki rozwoju elastycznych systemów produkcyjnych. 
Ekonomika i organizacja przemysłu 3. 
[4] Kaśkosz W., 199 I. Zastosowanie elastycznych jednostek produkcyjnych (EJP) 
w przemyśle maszynowym, Mechanika 12. 
[5] Lis S., Santarek K., Strzelczak S., 1994. Organizacja elastycznych systemów pro- 
dukcyjnych. Wydawnictwo Naukowe PWN Warszawa. 
[6] Santarek K., Strzelczak S., 1989, Elastyczne systemy produkcyjne. WNT War- 
szawa. 


[7] Smith G.D., Arnold D.R., Bizzell 8.G., 1985, Strategy and business policy. 
Houghton Miffin Company, Boston. 
[8] Strategor. Zarządzanie firmą. Strategie. Struktury. Decyzje. Tożsamość. PWE 
Warszawa. 
[9] Yates R.A., 1985. Strategic management of advanced manufacturing technology. 
Proceedings of the 3rd European conference on Automated Manufacturing, May, 
Bimingham, UK.
>>>
64 


Tadeusz Leppert 


ANAL YSIS OF STRA TEGIC POTENTIAL AND POSITION 
OF FLEXIBLE MANUF ACTURING SYSTEMS 


Summary 


The article presents an attempt at applying strategic ana1ysis methods to estimate the 
potential and strategic position of tlexible manufacturing systems. The existing forms of 
f1exible manufacturing systems were compared according to the criteria defined and 
their development potential was determined. 
Keywords: Flexible Manufacturing Systems, strategic analysis, SWOT
>>>
AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA IM. JANA I JĘDRZEJA ŚNIADECKICH 
W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 240 - MECHANIKA (52) - 2002 


WYZNACZANIE WSPÓŁCZYNNIKA PRZEWODZENIA CIEPŁA 
W W ARONKACH LABORATORYJNYCH 


Jan Lukasiewicz, Marek Szymczak 
Katedra Techniki Cieplnej i Metrologii 
Wydział Mechaniczny A TR 
ul. Prof. S. Kaliskiego 7, 85-796 Bydgoszcz 


W artykule przedstawiono niektóre problemy wyznaczania wartości współ- 
czynnika przewodzenia ciepła fe w warunkach laboratoryjnych. Zaprezentowano 
aparaturę i sposoby prowadzenia badań przewodności cieplnej cieczy, gazów 
i ciał stałych. 
Słowa kluczowe: przewodność cieplna, współczynnik przewodzenia ciepła 


1. WSTĘP 


Przewodzenie ciepła to zjawisko zachodzące w ośrodkach materialnych, opisane 
w teorii równaniem Fouriera. Zgodnie z tym równaniem, przez przekrój izotermiczny F 
w odstępie czasu dT przewodzone jest ciepło dQ. W uproszczonym przypadku, gdy 
można przyjąć, że przepływ ciepła ma charakter ustalony, a ilość wymienianego ciepła 
jest stała w jednostce czasu, równanie Fouriera można zapisać w postaci: 


t l - t
 
Q=A'1'.F,--=-. 
8 


(I) 


W równaniu tym t) i t 2 oznaczają stałe temperatury w przekrojach izotermicznych 
wyodrębnionych w obszarze ośrodka materialnego, 8 - określa odległość między prze- 
krojami, l' - czas, a Q - ilość wymienionego ciepła przez przewodzenie. Jeżeli przyjmie 
się, że droga przewodzenia ciepła 8 = I m, t 1 - t 2 = l K, powierzchnia F = l m 2 , a czas 
T = l s, wówczas z równania l wynika, że Q = A. Współczynnik przewodzenia ciepła A 
w równaniu Fouriera, a tym samym w wyznaczaniu ilości ciepła wymienianego przez 
przewodzenie spełnia zatem bardzo istotną funkcję. Jeżeli wymiana ciepła zachodzi 
w ośrodkach ciągłych i jednorodnych, wówczas równanie Fouriera po modyfikacji 
przedstawić można w postaci: 


Q=-A.gradT 


(2)
>>>
66 


J. Łukasiewicz, M. Szymczak 


Z równania tego wynika, że gęstość strumienia ciepła Q wyrażona w 


J 


lub 


7 
m- .s 


w 
w przewodzonego w rozpatrywanym materialnym ośrodku zależy wprost pro- 
m.K 
porcjonalnie od wartości A i gradientu temperatury. Znak poprzedzający równanie 
uwzględnia fakt, że kierunek przepływu ciepła jest przeciwny do gradientu temperatury. 
Współczynnik proporcjonalności A jest cechą ośrodka materialnego przewodzącego 
ciepło, określa jego właściwości cieplne, a jego wartość zależy od temperatury, wilgot- 
ności i budowy strukturalnej. 
Wyznaczone doświadczalnie wartości współczynnika przewodzenia ciepła A dla 
gazów rzeczywistych wahają się w granicach od 0,00670,6 
. Jeśli gaz jest mie- 
m.K 
szaniną wieloskładnikową, współczynnik ten obliczyć można teoretycznie korzystając 
z zależności: 


n 
Am = Lr j 'Aj 
;=1 


(3) 


gdzie: 
A 
I 


r 
I 


- współczynnik przewodności cieplnej składnika mieszaniny, 
- udział masowy składnika mieszaniny. 


Przewodność cieplna wilgotnych gazów zależy w znacznej mierze od zawartości 
w nich wilgoci w postaci pary wodnej. Wartość przewodności cieplnej wilgotnego po- 
wietrza określa zależność: 


Ap + XAw 
A = 
wp 1 + x 


(4) 


gdzie: 
Ap 
Aw 
x 


- przewodność cieplna suchego powietrza, 
- przewodność cieplna wody, 
- wilgotność właściwa powietrza. 


Wartości przewodności cieplnej A dla cieczy - z wyjątkiem metali ciekłych - wy- 
noszą od 0,0970,7, dla materiałów izolacyjnych stosowanych w budownictwie w grani- 
cach od 0,0273,0 , a metale mają wartość A zawartą w granicach od 407400 
 [l]. 
m.K 
Dla często stosowanych w technice gazów, cieczy i materiałów stałych wartości 
współczynnika A są znane i podawane w literaturze. 
Inżynieria materiałowa wciąż dostarcza nowe materiały o różnym przeznaczeniu, 
strukturze, cechach fizykochemicznych i właściwościach cieplnych. Zachodzi więc 
konieczność prowadzenia badań laboratoryjnych w celu doświadczalnego określenia ich 
własności cieplnych. Spełnienie rygorów i wymagań norm określających sposoby pro- 
wadzenia badań obliguje do stosowania izolowanych komór cieplnych wyposażonych 
w nowoczesną aparaturę i przyrządy pomiarowe o wysokiej klasie dokładności.
>>>
Wyznaczanie współczynnika przewodzenia ciepła ... 


67 


Badania przebiegu zmian wartości współczynnika A prowadzone są w laborato- 
riach naukowych uczelni technicznych i Instytutach Techniki Cieplnej i Budowlanej 
w Warszawie, Poznaniu, Olsztynie i innych ośrodkach naukowych, z wykorzystaniem 
aparatury spełniającej normy ISO. W artykule opisano aparaturę przeznaczoną do wy- 
znaczenia przewodności cieplnej A dla płynów i materiałów stałych. 


2. APARATURA DO BADAŃ WSPÓŁCZYNNIKA Ą DLA PŁYNÓW 


Wyznaczanie współczynnika przewodzenia ciepła cieczy i gazów jest trudne ze 
względu na specyfikę tych substancji i konieczność zachowania stabilnych warunków 
w trakcie prowadzonych badań. Urządzenia pomiarowe i aparatura jest projektowana 
indywidualnie, stosownie do potrzeb. 
Zasadę pomiaru przewodności cieplnej płynów przedstawiono na schemacie za- 
mieszczonym na rysunku l. 


r 
 
: ; 7 
I I 
I 
I 
I 


6 


8 


10 


Rys. l. Schemat stanowiska laboratoryjnego do pomiaru współczynnika przewodności cieplnej 
dielektryków ciekłych i gazowych: l - ultratennostat, 2 - pojemnik wypelniony bada- 
nym płynem, 3 - element grzejny, 4 - elektrody, 5 - zasila stabilizujący parametry prądu, 
6 - miliamperomierz, 7 - woltomierz, 8 - tennometr, 9, 10 - zawory do napelniania 
i opróżniania pojemnika 


W badanym płynie umieszczone są elektrody z rozpiętym drucikiem miedzianym 
lub platynowym. Jest on zasilany prądem o niskim napięciu. Drucik ten powinien mieć 
tak dobraną średnicę, aby istniała możliwość spełnienia warunku: 


. 3 .. 
G P g.a.d .AT P 10 -3 
r.r= -2 .r$ 
I 


(5)
>>>
68 


1. Łukasiewicz, M. Szymczak 


gdzie: 
Gr 
Pr 
g 

 
d 

T 


- liczba kryterialna Grashofa, 
- liczba kryterialna Prandtla - uwzględniająca własności fizyczne płynu, 
- przyspieszenie ziemskie, 
- objętościowy współczynnik rozszerzalności termicznej, 
- średnica drucika, 
- różnica temperatury, 
- lepkość kinematyczna płynu. 


v 


Po załączeniu źródła prądu zmiennego i doprowadzeniu stabilizowanego prądu 
poprzez elektrody do drucika grzałki nastąpi wymiana ciepła pomiędzy tym elementem 
o temperaturze T i płynem o temperaturze To. Moc elementu grzejnego jest równa ilości 
ciepła przejętego przez badany płyn w jednostce czasu: 


Q=U.I 


(5) 


gdzie: 
U 
I 


- napięcie prądu mierzone miliwoltomierzem, 
- natężenie prądu zasilającego grzałkę mierzone amperomierzem. 


Ponieważ 
T = T - To, a strumień ciepła q = Q , gdzie F jest powierzchnią nor- 
F 
maIną do kierunku przepływu ciepła, można więc napisać, że: 


U'[=a.
T.F 


(6) 


Strumień ciepła emitowany przez element grzewczy przejmowany przez płyn obli- 
czyć można z zależności: 


q =a.(T-To) 


(7) 


gdzie: 
a - współczynnik przejmowania ciepła. 


Powierzchnia elementu grzewczego wymieniająca ciepło z płynem jest równa: 


F=1t.d.1 (8) 


Po uwzględnieniu, że a = O,5
, co wynika z faktu, że przejmowanie ciepła 
d 
w warunkach ustalonych dla danej wartości ajest określone jedynie przez przewodność 
cieplną ośrodka, jej wartość można obliczyć ze wzoru: 


A= 2.U.[ 
1t ,1.
T 


(9) 


Do wyznaczania wartości współczynników przewodzenia ciepła dla płynów o du- 
żej lepkości w funkcji ich temperatury można wykorzystać aparat przedstawiony na ry- 
sunku 2.
>>>
Wyznaczanie współczynnika przewodzenia ciepła ... 


69 


I -.. 
. . I. . 
-. 1-. 
. . . . 
. . 


. . 
.. 
.. 
.. . 
. ...- . 


Rys. 2. Aparat do pomiaru przewodności cieplnej metodą sondy cieplnej: l - termometr tempe- 
ratury odniesienia, 2 - blok miedziany termostatujący zimne końce termoelementu, 
3 - zimne końce termoelementu, 4 - termoelement, 5 - drut grzejny, 6 - rurka stalowa, 
7 - badany materiał 


Aparat działa na zasadzie sondy cieplnej z liniowym źródłem ciepła o stałej mocy. 
Można w nim także badać przewodność cieplną ciał stałych sypkich lub granulowanych. 
Przewodność cieplną oblicza się z zależności wynikających z równania Fouriera 
lub z zależności, w której występuje indywidualna stała wartość K wyznaczona do- 
świadczalnie dla każdego przyrządu i określonego przedziału czasu [2]. 


Ą=
 
T 2 -T 1 


(lO) 


3. POMIARY PRZEWODNOŚCI CIEPLNEJ MATERIAŁÓW STAŁYCH, 
SYPKICH I WŁÓKNISTYCH 


Przewodność cieplną materiałów stałych, sypkich lub włóknistych można badać 
posługując się jednopłytowym aparatem Poensgena. Jest on zmodyfIkowaną wersją apa- 
ratu dwupłytowego. Różni się tym, że jest pozbawiony drugiej badanej próbki i drugiej 
chłodnicy, które zostały zastąpione dodatkowym grzejnikiem osłonowym (dolnym), 
zapewniającym eliminację strat ciepła dolnej powierzchni grzejnika głównego. Na ry- 
sunku 3 zamieszczono schemat aparatu jednopłytowego, a na rysunku 4 pokazano apa- 
rat dwupłytowy.
>>>
70 


J. Łukasiewicz, M. Szymczak 


Rys. 3. Jednopłytowy aparat Poensgena: 1 - chłodnica, 2 - górna izolacja zasypowa, 3 - badana 
próbka, 4 - grzejnik główny, 5 - grzejnik boczny, 6 - przekładka izolacyjna, 7 - grzejnik 
osłonowy (dolny), 8 - izolacja dolna obudowy 


a) 


b) 


3 
4 
.... 5 
6 


A A 
, lifI -fi: 
r-- lU' - 


A-A 


c) 


A 
, '61:4: 
r--I!!J.... 
: llJ :}: 

 n @] Iż:(- 
 ffó: 1lJ:$. 
--- -,{., -.. -.. -6
 
--
'" - - -..- .,r....- 
I 
(ili fU 
1" j]J 
:
 
A 


,j3 G) :- @ t 7 .:
: 
..
-,{.. - 

-6
;t()

. 

Q)'n: 
}-.(iH
 
A 


:7: 
--.,{.,- 
- 


Rys. 4. Dwupłytowy aparat Poensgena: a) przekrój przez aparat: I - górna izolacja zasypowa obu- 
dowy, 2 - chłodnica górna, 3 - badana próbka, 4 - grzejnik zewnętrzny, 5 - grzejnik głów- 
ny (wewnętrzny), 6 - badana próbka, 7 - chłodnica dolna, 8 - dolna izolacja obudowy, 
9 - skrzynia zewnętrzna; b) rozmieszczenie punktów pomiaru temperatury na powierzchni 
grzejników: 1-4 - termoelementy górnej powierzchni grzejnika głównego. 5-8 - termoele- 
menty górnej powierzchni grzejnika bocznego, 9-12 - termoelementy dolnej powierzchni 
grzejnika głównego, 13-16 - termoelementy dolnej powierzchni grzejnika bocznego; 
c) rozmieszczenie punktów pomiaru temperatury na powierzchni chłodnic: 1-8 - termo- 
elementy chłodnicy dolnej, 9-16 - termoelementy chłodnicy górnej 


Wielkościami mierzonymi podczas badań aparatami Poensgena są: 
- ilość ciepła przewodzonego przez próbkę badanego materiału, 
- pole powierzchni, przez którą przewodzone jest ciepło (powierzchnia prostopa- 
dła do kierunku przepływu strumienia ciepła), 
- temperatury na zewnętrznych izotermicznych powierzchniach próbki, 
- grubość próbki przewodzącej ciepło.
>>>
Wyznaczanie współczynnika przewodzenia ciepła ... 


71 


Spełnienie wymagań wynikających z równania Fouriera, a dotyczących kierunku 
przepływu ciepła, uzyskano poprzez odpowiednią konstrukcję aparatów i właściwe wy- 
konanie próbek. Grzejnik zewnętrzny kompensuje przepływ ciepła z grzejnika główne- 
go na boki, Podobne zadanie ma izolacja wypełniająca przestrzeń między obudową 
i elementami głównymi aparatu. Grzejnik zewnętrzny i izolacja obudowy dobrze kom- 
pensuje boczne przepływy ciepła pod warunkiem, że grubość badanej próbki jest 
2.,.3 razy mniejsza od szerokości grzejnika zewnętrznego. Jeżeli przewodność cieplna 
izolacji obudowy i badanej próbki są tego samego rzędu, to szerokość grzejnika ze- 
wnętrznego winna być 7.,.10 razy większa od grubości próbki. 
Chłodnice wodne powinny zapewnić równomierne odprowadzenie ciepła z całej 
powierzchni, zapewniając jej izotermiczność. Osiąga się ten efekt dzięki stałej prędko- 
ści przepływu i stałej temperaturze wody zasilającej chłodnicę, przy małym wzroście jej 
temperatury, nie większym niż 1°C. Obydwie chłodnice powinny zapewnić identyczne 
warunki chłodzenia. 
Próbki przygotowane do badań w aparacie powinny mieć taką samą grubość i po- 
chodzić z partii materiału poddawanej analizie własności cieplnych, Grubość próbek 
winna być co najmniej o rząd wartości większa od nierównomierności struktury mate- 
riału np. ziarna, 
Uruchomienie aparatu następuje po umieszczeniu próbek w aparacie, sprawdzeniu 
ich przylegania do chłodnic i grzejników i włączeniu grzejników głównego i bocznego. 
Moc grzejnika głównego reguluje się odpowiednio do wartości obciążenia cieplnego 
określonego dla spodziewanej przewodności cieplnej badanego materiału, przy założo- 
nej różnicy temperatur. Moc grzejnika bocznego P b reguluje się odpowiednio do mocy 
grzejnika głównego P g , biorąc pod uwagę zależność: 


Ab 
P b = Pg-+
P 
Ag 


(l I) 


gdzie: 

P - moc dodatkowa wynikająca ze strat bocznych, 
Ab,Ag - pola powierzchni grzejnika bocznego i głównego. 


Po podgrzaniu się grzejników do temperatury o 2 do 3°C niższej od wartości, przy 
której można spodziewać się osiągnięcia stanu równowagi, włącza się zasilanie chłod- 
nic, ustawiając równomierne natężenie przepływu w celu uzyskania małego przyrostu 
temperatury cieczy chłodzącej. Temperaturę cieczy zasilającej chłodnicę nastawia się 
regulatorem układu zasilania. Włącza się układ rejestracji temperatur. Po upływie okre- 
ślonego czasu, np. pół godziny, na podstawie wstępnego pomiaru temperatury grzejni- 
ków doregulowuje się moc grzejników, tak aby temperatury na powierzchni grzejników 
- głównego i bocznego - osiągnęły tę samą wartość. Regulację przeprowadza się kilka- 
krotnie, aż do osiągnięcia stanu równowagi termicznej, a następnie odczytuje napięcie 
i natężenie prądu zasilającego grzejnik główny oraz temperaturę grzejników i chłodnicy 
w głównym okresie pomiarowym. Odczytów należy dokonywać przez okres gwarantu- 
jący, że został osiągnięty stan ustalony, 
Długość tego okresu zależy od ilości wydzielanego ciepła przez grzejniki, ich po- 
jemności cieplnej, rodzaju oraz dokładności odczytów temperatury. Na podstawie bilan- 
su układu można ustalić długość głównego okresu pomiarowego ze wzoru:
>>>
72 


J. Łukasiewicz, M. Szymczak 



TLC 
't 
P[2 :: +(l-b p )] 


{l 2) 


gdzie: 

T 
LC 
P 
b t 
bp 


- spadek temperatury na próbce, 
- suma pojemności cieplnych próbek i grzejników, 
- moc grzejników, 
- błąd pomiaru różnicy temperatur, 
- błąd stanu równowagi równy błędowi pomiaru mocy grzejników. 


W laboratorium termodynamiki na Wydziale Mechanicznym A TR do pomiarów 
własności cieplnych materiałów sypkich ziarnistych i granulowanych wykorzystywany 
jest aparat kulowy, schemat którego zamieszczono na rysunku 5. 


9 


8 


zasilacz 
prądu 
stałego 


Rys. 5. Aparat kulowy: 1 - kula zewnętrzna, 2 - kula wewnętrzna, 3 - próbka badanego materia- 
łu sypkiego, 4 - spirala grzejna, 5 - pojemnik zawierający mieszaninę wody i lodu, 
6 - miliwoltomierz, 7 - przewody zasilające spiralę grzejną, 8 - mierniki napięcia i natę- 
żenia prądu, 9 - wziernik i pokrywa otworu zasypowego 


Spirala grzejna umieszczona we wnętrzu kuli zasilana jest stabilizowanym, stałym 
prądem z zasilacza. Ciepło generowane przez spiralę grzejną jest regulowane poprzez od- 
powiednio programowane ustawienie parametrów prądu zasilającego, mierzone wol- 
tomierzem i amperomierzem. Na powierzchniach kuli wewnętrznej i zewnętrznej zainsta- 
lowano czujniki termometrów termoelektrycznych do ciągłych pomiarów temperatury. 
Pomiary przewodności cieplnej materiałów uformowanych o kształcie przystoso- 
wanym do izolowania rurociągów wykonuje się w aparatach rurowych. Uzyskane wy_ 
niki pomiarów umożliwiają analizę wpływu technologii wykonania oraz układania 
izolacji na rurociągu na wielkość oporów cieplnych elementów lub całej izolacji. 
Aparat schematycznie pokazany na rysunku 6 jest zbudowany z cienkościennej ru- 
ry o średnicy zewnętrznej odpowiadającej średnicy wewnętrznej badanej izolacji.
>>>
Wyznaczanie współczynnika przewodzenia ciepła ... 


73 


a) 


b) 


A-A 


ffiI 


Rys. 6. Aparat rurowy do pomiarów przewodności cieplnej: a) przekrój wzdłużny aparatu; 
b) przekrój poprzeczny aparatu; l - folia osłonowa, 2 - badany materiał izolacyjny, 
3 - osłona czołowa, 4 - grzejnik boczny, 5 - ceramiczna rura wyprowadzająca, 6 - wypeł- 
nienie ceramiczne rury wewnętrznej, 7 - rura wewnętrzna aparatu, 8 - grzejnik główny 


Na rurze umieszczona jest izolacja wielowarstwowa, a końce rury osłonięte są 
korkami z identycznego materiału. W miejscach pomiaru temperatury warstwa izolacji 
od zewnątrz jest osłonięta taśmami z folii miedzianej. Spoiny pomiarowe termoelemen- 
tów rozmieszczone są promieniowo. 
Grzejnik aparatu z zamocowaną izolacją zasilany jest prądem o napięciu zapew- 
niającym taką moc cieplną, aby uzyskać żądaną temperaturę wewnętrznej brzegowej 
powierzchni izolacji. 
Aparat Schofielda, rysunek 7 przeznaczony do pomiarów przewodności cieplnej ma- 
teriałów o dużej wartości współczynnika A wykorzystuje tzw. absolutną metodę prętową. 


2 


3 4 5 6 


7 


8 


9 


. '.. .: :..:::.:'. . ...::'
:'.
':':':r:.:'::':/ ::.: 


Rys. 7. Aparat Schofielda do pomiaru współczynnika przewodności cieplnej: l - końcowe chłod- 
nice powietrzne, 2 - druga warstwa izolacji ochronnej, 3 - krążki dystansowe utrzymujące 
próbkę w osi aparatu - wykonane z drobnych izolatorów, 4 - tennoelementy do pomiarów 
spadków temperatury, 5 - dwuczęściowa próbka z badanego materiału, 6 - pomocniczy 
grzejnik elektryczny, 7 - główny grzejnik elektryczny - pomiarowe źródło ciepła., 8 - izo- 
lacja zasypowa, 9 - rura osłonowa 


W środku badanej próbki, składającej się z dwu części, umieszczono grzejnik elek- 
tryczny, a na końcach chłodnice. Dodatkowy grzejnik i izolacja chronią próbkę przed 
promieniowymi stratami ciepła. Przyjmując, że straty boczne są pomijalnie małe, oby- 
dwie części próbki identyczne oraz jednakowe temperatury obydwu końców tej próbki, 
to współczynnik przewodności cieplnej wyznaczyć można z zależności:
>>>
74 


J. Łukasiewicz, M. Szymczak 


Q.L 
A= 
2A.
T 


(13) 


gdzie: 
L 
A 

T 
Q 


- całkowita długość próbki (obydwu części odcinka pomiarowego), 
- pole powierzchni przekroju poprzecznego próbki (części pomiarowej), 
- spadki temperatury na odcinku pomiarowym, 
- moc grzejnika głównego. 


4. WNIOSKI 


Ruch ciepła teoretycznie opisany równaniami matematycznymi odbywa się na 
drodze przewodzenia, konwekcji, przenikania i promieniowania. We wzorach ujmują- 
cych przebieg przemian termodynamicznych zachodzących w ośrodkach materialnych 
stałych, cieczach i gazach bardzo ważną funkcję spełnia współczynnik przewodzenia 
ciepła A, odzwierciedlający ich własności cieplne. Stwierdzono, że wartość tego współ- 
czynnika zależy nie tylko od temperatury, lecz od wielu innych czynników, takich jak 
budowa strukturalna, skład chemiczny, wilgotność, gęstość itp. Wyznaczanie wartości 
współczynnika A wymaga zastosowania specjalistycznej aparatury i spełnienia specy- 
ficznych wymogów norm określających przebieg badań cieplnych. 
W artykule zaprezentowano laboratoryjną aparaturę przeznaczoną do wyznacza- 
nia własności cieplnych płynów, gazów i ciał stałych. 


LITERATURA 


[1] Hobler T., 1986. Ruch ciepła i wymienniki. WNT Warszawa. 
[2] Rowiński R., Rubczewski J., 1996. Termodynamika. ART Olsztyn. 


DEFINING THERMAL CONDUCTIVITY 
IN LABORATORY CONDITIONS 


Summary 


The artic1e covers some of the problems with defining the value of thermal conductivity 
A under laboratory conditions. There have been presented apparatuses and liquid, gas 
and solids thermal conductivity research methods, 
Keywords: thermal conductivity
>>>
AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA [M. JANA I JĘDRZEJA ŚNIADECKICH 
W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 240 - MECHANIKA (52) - 2002 


TEORETYCZNE PODSTAWY WYMIAROWANIA 
MA TERIAŁÓW I KONSTRUKCJI 
Z WYKORZYSTANIEM MECHANIKI PĘKANIA 


Eugeniusz Ranatowski 
Katedra Materiałoznawstwa i Technologii Metali 
Wydział Mechaniczny A TR 
ul. Prof. S, Kaliskiego 7, 85-796 Bydgoszcz 


W artykule scharakteryzowano ogólne zasady wymiarowania i podobieństwa 
materiałów i konstrukcji z formalnego punktu widzenia, wykorzystując podobień- 
stwo modelu i ukladu rzeczywistego w fizycznej przestrzeni wymiarowej. Praktyczną 
analizę wymiarową rozszerzono o parametry i kryteria mechaniki pękania. Dalsza 
część poświęcona została syntetycznej charakterystyce glównych zasad mechaniki 
pękania, stosownych parametrów i wynikąjących z tego kryteriów. 


Słowa kluczowe: zasady wymiarowania, mechanika pękania, parametry i kryteria 


l. WSTĘP 


Jedynym przeznaczeniem przestrzeni wymiarowej jest opis rzeczywistości mate- 
rialnej, Jawne wysunięcie idei o wymiarze fizycznym jest zasługą Jean Bapriste Fourie- 
ra. W zakresie nauk technicznych - budowy i eksploatacji maszyn, cechą wspólną kla- 
sycznych metod wymiarowania jest oparcie się na hipotezach wytrzymałościowych 
i założenie, że materiał, z którego została wykonana konstrukcja jest idealnym ośrod- 
kiem ciągłym (continuum materialne), zaś odpowiedni warunek wytrzymałościowy wy- 
nika z liniowej teorii sprężystości. Najpierw wyznacza się stan naprężenia i odkształ- 
cenia, a następnie obszary, gdzie osiągają one wartości ekstremalne. Może to spowodo- 
wać powstanie w takich obszarach odkształcenia trwałego o wielkości uznanej za nie- 
bezpieczną lub nawet pęknięcia, W powyższym kontekście mówimy o miejscu najwięk- 
szego wytężenia materiału, mając na myśli funkcję, której wartość liczbowa jest miarą 
zbyt wielkich odkształceń trwałych lub pęknięcia. Należy jednakże podkreślić, iż kla- 
syczne hipotezy wytężeni owe - np. Hubera - Misesa (H - M) - oraz ich modyfikacje 
uwzględniające, oprócz drugich niezmienników dewiatora naprężeń, pozostałe nie- 
zmienniki tensorowe naprężeń lub traktujące w inny sposób zjawisko pękania (np. hipo- 
teza Dawidenkowa - Fridmana lub Pełczyńskiego) pomijają szereg ważnych aspektów 
dotyczących rzeczywistych warunków wytężenia materiału, np.: 
- nie uwzględnia się tzw. efektu skali, pomijając cechy geometryczne konstrukcji, 
- pomija się stan struktury materiału, jego heterogeniczność, wewnętrzne nieciągło- 
ści oraz wady powstałe np. w procesie wytwarzania konstrukcji lub w czasie eks- 
ploatacj i,
>>>
76 


Eugeniusz Ranatowski 


- nie rozpatruje się samego przebiegu procesu zniszczenia, 
- operuje się pojęciami, które zostały zbudowane dla modelu continuum. 
Ponadto należy stwierdzić, iż sam fakt obecności nieciągłości w materiale typu 
szczelina, zgodnie z hipotezą wytężeniową np. Hubera - Misesa, oznaczałby przekro- 
czenie wartości wytężenia materiału. Wynika to z faktu, iż naprężenia w otoczeniu 
wierzchołków szczeliny w ramach liniowej teorii sprężystości na ogół wzrastają nie- 
ograniczenie, niezależnie od wartości przyłożonych sił zewnętrznych [7]. 
W związku z powyższym, koniecznością staje się przyjęcie bardziej złożonych mode- 
li aniżeli klasyczny model "continuum materialnego" poprzez wprowadzenie dodatkowych 
postulatów znalezienia wartości obciążeń krytycznych, przekroczenie których powoduje 
rozprzestrzenianie się szczelin. Należy stwierdzić, iż problem ten w równym stopniu od- 
nosi się do oceny wytężenia materiałów poddanych procesowi technologicmemu, związa- 
nemu np. z nadawaniem stosownych kształtów i wymiarów elementowi konstrukcyjnemu 
i gotowym wytworom. Dotyczy to zwłaszcza obróbki plastycmej lub spajania, podczas 
których materiał doznaje znacznego wytężenia. Ponadto zagadnienie to obejmuje złożoną 
problematykę inżynierii materiałowej, dotyczącej projektowania nowych materiałów kon- 
strukcyjnych, struktury materiału i stosownej relacji struktura - własności mechanicme. 
Pełniejsze rozpomanie tych zagadnień sprzyja ustaleniu optymalnych cech struktury 
i własności mechanicznych, a także - przy poprawnym rozpoznaniu i opisie problemów fi- 
zycznych zachodzących w czasie realizacji procesów technologicznych - umożliwia wpro- 
wadzenie elementów optymalizacyjnych, pozwalających spełnić postulaty inżynierii jakości. 
W związku z tym wydaje się, że istotnym elementem uzupełniającym klasyczne 
sposoby wymiarowania materiałów i konstrukcji może być mechanika pękania - poprzez 
wprowadzenie nowych parametrów i kryteriów oceny wytężenia materiału, z uwzględ- 
nieniem obecności wad np. mikro- lub makropęknięć oraz innych niespełnionych postu- 
latów procesu poprawnego wymiarowania. 
Wobec powyższego rozważmy w dalszej kolejności główne zasady wymiarowania 
i podobieństwa z formalnego punktu widzenia, 


2. UWAGI O WYMIAROWANIU I PODOBIEŃSTWIE MODELU 
I UKŁADU RZECZYWISTEGO 


Proces konstruowania jakiegokolwiek wytworu możemy uznać za wykreowanie 
pewnej modelowej struktury, która w dalszej kolejności przybierze kształt realnej kon- 
strukcji - układu rzeczywistego. W związku z powyższym przyjęcie i ustalenie właści- 
wych relacji pomiędzy wymiarami stosowanymi przy budowie modelu a rzeczywistą 
konstrukcją należy uznać za pierwszy element poprawności procesu wymiarowania 
i stworzenia właściwej przestrzeni wymiarowej. Przestrzeń wymiarowa jest odzwiercie- 
dleniem matematycznego opisu modelu, wyróżniającym jego fizykalną strukturę i naj- 
bardziej istotne cechy. Według Polańskiego [8], model matematyczny obiektu badań 
materiałów (konstrukcji) oznacza odzwierciedlenie związków między czynnikami mają- 
cymi wpływ na budowę strukturalną i funkcjonowanie obiektu badań, wyrażone w kate- 
goriach matematycznych, 
Poprawny proces modelowania wymaga użycia właściwych, w sensie podobień- 
stwa, modeli i warunków. Warunkiem koniecznym i dostatecznym występowania podo-
>>>
Teoretyczne podstawy wymiarowania ... 


77 


bieństwa między modelem rzeczywistym a obiektem jest opisanie zachodzących w nich 
procesów za pomocą: 
- identycznych równań różniczkowych, 
- zgodności kryteriów podobieństwa. 
Mierzalnym wielkościom fizycznym przypisuje się wymiary fizyczne. Skalarne 
wielkości fizyczne są elementami przestrzeni skalarów wymiarowych D. Przyjmuje się 
zwykłe reguły mnożenia i podnoszenia do potęgi rzeczywistej. W D można wskazać 
szczególny podzbiór elementów zwanych wzorcami W. Skończony zespół wzorców 
W j ,..., W n stanowi układ jednostek w D, jeżeli dowolny element A z D daje się jedno- 
znacznie przedstawić w formie [10, 11]: 


al a n 
A = aW j ",W n 


(J) 


gdzie: 
(a, al,..., a n ) - układ liczb rzeczywistych. 


Każdy podzbiór O c D składający się ze wszystkich A o ustalonych wykładnikach 
(al".., a n ) nazywa się wymiarem. Wymiar O składa się z podzbioru 0+ określonego 
przez warunek a  O, podzbioru 0_, dla którego a  O i swego zera wymiarowego. 
Podobieństwo T względem układu jednostek W I ,..., Wnjest jednoznacznie określone 
przez zespół współczynników podobieństwa (T l ,.,., T n) . 
Na przykład grupa podobieństw przestrzeni D mechaniki klasycznej działa w prze- 
strzeni tensorów naprężeń zgodnie z regułą [11]: 


( -I -2 ) 
(}
TCJ= TM 'T L TT CJ 


(2) 


gdzie: 
M - masa, g; 
L - wymiar geometryczny, cm; 
T - czas, s. 


Kryteria i niezmienniki podobieństwa są liczbami bezwymiarowymi i otrzymujemy 
je w wyniku przekształcenia metodą podobieństwa modelu matematycznego procesu lub 
zjawiska fizycznego. Jeżeli i-tą zmienną w układzie rzeczywistym oznaczymy przez Xi' 
a w układzie modelowym symbolem Xi' to dla obu układów zachodzą związki [3]: 


XI x, x n 
=-=c 1 "",=-=c 1 ",.,=--==c n 
xI xi X n 


(3) 


gdzie: 
CI - skala modelowania. 


Skala modelowania, będąca w swojej istocie czynnikiem transformującym jest dla 
każdej zmiennej stała, lecz dla różnych zmiennych może posiadać różną wartość. Jeżeli 
do ogólnej formy równania zjawiska fizycznego D( X I' ..., x n ) wprowadzimy wielkości 
xi' to zachodzi relacja:
>>>
78 


Eugeniusz Ranatowski 


D(xl ,x2 ,...,x n ) = D(clx l ,C 2 x 2 ,...,cnx n ) 


(4) 


Dla zjawisk fizycznych podobnych zachodzi związek: 
D(X I ,X 2 ,...,xJ= D(x l ,x2,"',x n ) 


(5) 


Zależność (5) jest spełniona, jeżeli czynniki transformacyjne spełniają warunek: 
\jJ(c 1 ,c 2 ,...,c n ) = l 


gdzie: 


( ) _ D( C I X I ' C 2 X 2 ,..., C n X n ) 
\jJ CI ,c 2 ,...,c n - ( _ _ _ ) 
D x I ,x2,,,,,X n 


(6) 


Dla ciał geometrycznie podobnych, np. model - konstrukcja, oznacza to możliwość 
przekształcenia jednego w drugie za pomocąjednokładności: 


XI x2 x3 
-=-=-=c 
- - - 
xI x 2 x3 


(7) 


gdzie: 


XI' x 2 'X 3 l XI' X2 'X3 - są odpowiednio wymiarami obiektu rzeczywistego - kon- 
strukcji i modelu przy zachowaniu podobieństwa zJa- 
wisk, które obejmuje również warunki brzegowe. 


Wobec tego podstawowe prawo podobieństwa oznacza jednakowy stopień od- 
kształcenia modelu i obiektu rzeczywistego: 
E L'.x x l 
-=_.-=c.-=I 
E X L'.x c 


(8) 


E=E 


(9) 


Podobieństwo zjawisk w procesie odkształcania obejmuje również: 
- jednakowe własności materiału modelu i obiektu rzeczywistego przed odkształ- 
caniem i w jego trakcie, 
- jednakowy czas trwania odkształcenia modelu i obiektu rzeczywistego, ponieważ 

 = dU dt , więc stopień odkształcenia powinien być również jednakowy, 
- jednakową temperaturę modelu i obiektu rzeczywistego podczas odkształcenia 
i warunek ten jest zachowany w procesie izotermicznym i adiabatycznym, a dla 
innych procesów zależy od warunków odprowadzania ciepła. 
Spełnienie wyżej wymienionych warunków, a zwłaszcza pierwszego i ostatniego, 
nastręcza praktycznie duże trudności. 
Teoria podobieństwa jest w rzeczywistości w swojej strukturze matematycznej teo- 
rią symetrii (niezmienności). Każde przeskalowanie w układzie model - obiekt rzeczy- 
wisty (konstrukcja), realizowane przez podobieństwo mechaniczne, będzie prowadzić do 
poprawnej nowej sytuacji i jest ono główną treścią pracy wielu ośrodków naukowych, 
dążących do uproszczenia i obniżenia kosztów badań laboratoryjnych wielkogabaryto- 
wych konstrukcji.
>>>
Teoretyczne podstawy wymiarowania ... 


79 


Jest więc rzeczą oczywistą, iż przyjęcie modelu "continuum materialnego" jako 
podstawy do oceny wytężenia rzeczywistej konstrukcji, w której w formie jawnej wystę- 
pują nieciągłości o wymiarach mikro- lub makroskopowych, musi prowadzić do zawę- 
żenia przestrzeni wymiarowej, niezbędnej do poprawnego opisu zjawisk z fizycznego 
punktu widzenia. 
Istotnym uzupełnieniem wymiarów stosowanych w mechanice kontinuum, takich 
. k ' r ) MT - 7 " L - 1 M . FL ) LMT -2 dk " LT - 1 
Ja energIa ="- - , gęstosc = . , naprężenie = - = , prę osc , 
przyspieszenie L r 2 , siła F = LMT- 2 , długość = L są nowe wymiary, wynikające 
z mechaniki pękania. Do najważniejszych i najczęściej używanych należą: współczynnik 
. . . . K FL -3/2 MT -7 L -IP .. h łk 
mtensywnoscl naprężenia n=I,II,1I = . = - -, rozwarCIe wlerzc o owe 
pęknięcia o - CTOD = L, współczynnik uwalniania energii (strain energy release rate) 
lub siła wydłużająca pęknięcie (crack extension force) G = FL- 1 = MT- 2 , całka Rice'a- 
Cerepanova J = FL- 1 = MT- 2 . 


3. SYNTETYCZNA CHARAKTERYSTYKA PARAMETRÓW 
l KRYTERIÓW MECHANIKI PĘKANIA 


W niniejszym opracowaniu ograniczymy się do charakterystyki parametrów i kryte- 
riów mechaniki pękania, uzupełniających przestrzeń wymiarową opartą na liniowej teorii 
sprężystości. U podstaw mechaniki pękania leży koncepcja i model Griffitha, który wpro- 
wadził do modelu kontinuum nieciągłość o charakterze szczeliny o długości 2a. Model ten 
został on w latach 50-tych zmodyfikowany przez Irwina, któremu zawdzięczamy wprowa- 
dzenie do analizy wymiarowej procesu wytężenia materiału takich parametrów jak współ- 
czynnik intensywności naprężenia Kn' współczynnik uwalniania energii G oraz współ- 
autorstwo wraz z Wellsem parametru oc' określającego rozwarcie wierzchołkowe szczeli- 
ny, Zgodnie z ich interpretacją fizyczną, charakteryzują one stopień wytężenia materiału w 
obszarze przywierzchołkowym szczeliny, decydującym o rozwoju i propagacji szczeliny 
(pęknięcia). Nie są to jednak jeszcze kryteria inicjacji rozwoju szczeliny. Bardzo użytecz- 
nym narzędziem w mechanice pękania jest również całka niezmiennicza od drogi całkowa- 
nia wokół wierzchołka szczeliny J, wprowadzona przez Rice'a i Cerepanova. 


Współczynnik intensywności naprężenia Kn 


Współczynnik intensywności naprężenia Kn jest parametrem, który określa po- 
ziom naprężeń lub odkształceń w sąsiedztwie wierzchołka pęknięcia. Wynika to z faktu, 
iż stan naprężenia CJiJ(r,e) i przemieszczenie Uj (r,e) są w bezpośredniej relacji z Kn, 
co w sposób syntetyczny charakteryzuje następujące zależności [2]: 


CJjj(r,e)= 
 [K1fi(e)+ K ll fi 1 (e)+ KlIlf/Il(e)] 
,,2m 


(10)
>>>
80 


Eugeniusz Ranatowski 


Ui(r,e)=
 
 r [ K l g)(e)+K II g)l(e)+K III g!"(e) ] 
2/l 2n 


(11 ) 


gdzie: 
r - odległość od wierzchołka szczeliny, 
e - kąt, druga współrzędna biegunowa, 
fjn(e) i gr(e) - bezwymiarowe funkcje kąta e, 
E 
/l - - - moduł ścinania, 
- 2(1 + v) 


Kil 


- współczynnik intensywności naprężenia (n - I - rozrywanie, n 
= II - ścinanie wzdłużne, n = III - ścinanie poprzeczne), 
- odpowiadają współrzędnym kartezjańskim lub współrzędnym cy- 
lindrycznym r, e, z. 


I, J 


Z uwagi na to, iż zależności określające stan naprężenia w sąsiedztwie wierzchołka 
szczeliny zostały określone przy założeniu idealnie sprężystego modelu ciała, gdy r -+ O, to 
O"ij -+ 00 . Wobec tego, pole naprężeń ma osobliwość w punkcie r = O. W rzeczywisto- 
ści już przy niewielkim obciążeniu zewnętrznym w sąsiedztwie wierzchołka pęknięcia 
pojawia się obszar odkształcony plastycznie. [rwin, zakładając słuszność rozkładu na- 
prężeń, wprowadził korektę długości szczeliny, powiększając jej długość o wymiar 
stref); odkształceń plastycznych rp - rysunek l. Wielkość stref); odkształceń plastycz- 
nych jest uzależniona od relacji (K/Ke)2 i wynosi: 
- płaski stan odkształcenia: 


l ( KI J 2 
rp = 2n R-:- 


(12a) 


- płaski stan naprężenia: 


l ( KI J 2 
rp = 6n R-:- 


(12b) 


Praktycznie dla rp  0,0 la można stosować rozwiązania liniowej mechaniki pęka- 
nia. Współczynnik intensywności naprężenia Kn jest funkcją obciążenia ciała (elementu, 
konstrukcji), wymiarów pęknięcia a, geometrii ciała i pęknięcia, co najogólniej możemy 
scharakteryzować jako: 


Kil = Kn (O"obc,a, geometria ciała i pęknięcia) 


(13) 


Bazując na ocenie stanu naprężenia w sąsiedztwie wierzchołka szczeliny, zgodnie 
z rozwiązaniem Irwina [l ] , współczyn nik intensywności naprężenia ocenimy jako: 
KI = lim 
 21t(x - a) O" yy(x, O, O) = lim 
 O" yy(x, O, O) (14a) 
x--?a r---+O
>>>
Teoretyczne podstawy wymiarowania... 


81 


KIl = lim 
 2 n(x - a) O' Xy(x,O, O) = lim .J2n r O'Xy(x, 0,0) 
x
a r
O 


(14b) 


Km = lim 
 2n(x - a) O' yz(x,O, O) = lim .J2n r O' yz(x, O, O) 
x
a r
O 


(14c) 


W przypadku innych elementów niż model płyty o nieskończonych wymiarach 
i jednostkowej grubości, współczynnik intensywności naprężenia określa się rozwiązu- 
jąc dane zagadnienie brzegowe. Na przykład dla płaskiej płyty o skończonych wymia- 
rach 2H x W i grubości B z centralnie umiejscowioną szczeliną 2a, poddanej działaniu 
równomiernego naprężenia 0', zależność określająca KI wynosi [6]: 


KI = O'.,F;. FI(a,B) 


gdzie: 
a_ 2a 'B= 2H 
- W ' W 


r ltJJ UI21" 

 Jl,.y 

j
y 
2a I 
I illlTl1i" 


(15) 


O'yy 


-- 


a 
aell 


Rys. I. Model płyty z pęknięciem o długości 2a oraz stan naprężeń: 
a. w ośrodku sprężystym, b. z uwzględnieniem strefy odkształceń plastycznych 
o wymiarze rp wg Irwina (aeff = a + rp) 


Wykres funkcj i FI (a , B) przedstawiono na rysunku 2. 
W praktyce inżynierskiej Kn może być istotnym elementem w analizie wymiaro- 
wej konstrukcji. 
Dla konstruktora może stanowić wielkość o podwójnym znaczeniu: 
- przy określonej wielkości obciążeń można ustalić największy dopuszczalny wy- 
miar wad materiałowych (np. w połączeniach spawanych wady typu wtrącenia, 
zażużlenia, pęknięcia) oraz w sposób racjonalny klasę spoin, 
- przy stwierdzeniu obecności wad o określonych wymiarach w konstrukcji można 
określić dopuszczalną i bezpieczną wielkość oraz rodzaj obciążenia danego ele- 
mentu lub konstrukcji.
>>>
82 


6. 2.0 
t! 
;:;: 
1.9 


Eugeniusz Ranatowski 


1.8 


1.7 


1.6 


2u 
a
W' 


1.5 


1.4 


1.3 


1.2 


1.1 


1.11 
o 0,1 0,2 OJ 0,4 0,5 0,6 0.7 a 0.8 


Rys. 2. Wykres funkcji Fl(a,B) [6] 


Wobec powyższego, zgodnie z zależnością (15) możemy określić: 
- wymiar dopuszczalny wady: 


K 2 
a I 
- 2 
1[[0" FI (a,B)] 


[m] 


(16) 


- wartość naprężeń dopuszczalnych: 


K 
O'  I [M Pa] 
- 
Fl(a,B) 


(17) 


Należy podkreślić, iż powyższe zależności zostały określone dla pęknięcia (szcze- 
liny), dla którego promień krzywizny wierzchołka Pe 
 O. Jeżeli Pe * O, to KI jest 
proporcjonalne do pierwiastka kwadratowego krzywimy p e wierzchołka obciążonego 
hipotetycmego pęknięcia w zakresie liniowej sprężystości i odpowiednio wynosi [2]: 
- płaski stan odkształcenia w sąsiedztwie wierzchołka szczeliny: 


KI = Jh(I-v)/lJP: 


(18a) 


- płaski stan naprężenia: 


KI =
/lJP: 


(18b)
>>>
Teoretyczne podstawy wymiarowania ... 


83 


gdzie: 
v - współczynnik Poissona, 
/l- moduł ścinania. 


W spółczynnik uwalniania energii G 


Idea zmodyfikowanej teorii Griffitha polega na powiązaniu energii niezbędnej do 
jednostkowego wydłużenia pęknięcia z ilością energii sprężystej, która ubyła z otoczenia 
pęknięcia. Przyrost różnicy pomiędzy zgromadzoną energią sprężystą We i pracą ob- 
ciążenia zewnętrznego U przez jednostkowy przyrost powierzchni A hipotetycznego pę- 
knięcia w zakresie liniowej sprężystości wynosi [2]: 


G = t.(W e - U) / t.A [Nm-'] lub [lm-z] 


(19) 


Autorem powyższej koncepcji jest Irwin, Zgromadzona energia sprężysta We obej- 
muje całkowitą pracę deformacji sprężystych ciała. Jeżeli występują plastyczne defor- 
macje, We jest tylko sprężystą częścią gęstości energii odkształcenia, W zakresie spręży- 
stości, gdy działa tylko obciążenie, energia sprężysta jest równa pracy wykonanej przez 
to obciążenie. Należy również stwierdzić, że istnieje ścisła relacja pomiędzy G n 
i Kn (n = [, II, III). Pozwala to określić G n w następujący sposób: 
- płaski stan naprężenia: 


K 2 
GI=
 
E 


(20a) 


2 
KIl 
G II =- 
E 


(20b) 


7 2 
G III = (I + v) K 111 = K III 
E 2/l 


(20c) 


- płaski stan odkształcenia: 


( 2 ) Ki 
Gl = l-v E 


(21 a) 


2 
( 2 ) Kil 
GIl = l-v E 


(21b) 


K 2 K 2 
G - (I + v) III _ III 
111- --- 
E 2/l 


(2 I c) 


Przy złożonym stanie obciążenia (n = l, II, III) całkowita wartość G wynosi: 
G = Gl + Gil + GIlI 


(22) 


Po uwzględnieniu zależności (20 a, b, c) i (21 a, b, c) równanie (22) przyjmuje po- 


stać:
>>>
84 


Eugeniusz Ranatowski 


- płaski stan naprężenia: 


( 7 7 ) 7 
G = KI + KIr + KIJ! 
E 211 


(23) 


- płaski stan odkształcenia: 
( 2 2 X 2 ) 2 
G= Kr+KJ!I-v + KIII 
E 211 


(24) 


W czasie przyrostu pęknięcia zmienia się również podatność C elementu z pęknię- 
ciem, co ostatecznie pozwala nam określić G jako: 


G = ..!..F 2 ac [ -4 J 
2 (JA m- 


(25) 


gdzie: 
C - podatność (u = CF --+ C = UF-I} N-I m . 


Rozwarcie wierzchołka szczeliny (CTOD) 


Obecność stref); odkształcenia plastycznego w sąsiedztwie wierzchołka pęknięcia 
stwarza ograniczenia w zakresie praktycznego stosowania liniowej mechaniki pękania 
do oceny metali i ich stopów. Istotną więc rzeczą jest wypełnienie luki i wprowadzenie 
odpowiedniego kryterium, kiedy tracą swą moc zależności określone przy pomocy li- 
niowo-sprężystej mechaniki pękania. Jest to również ważny przypadek, gdyż różnorodne 
wady zdolne są spowodować szybkie i nagłe zniszczenie przy naprężeniu niższym od 
granicy plastyczności. 
Zjawisko to jest podobne do kruchego zniszczenia, z tą różnicą, że znaczna miej- 
scowa plastyczna deformacja powoduje zanik ważności zależności matematycznych 
liniowo-sprężystej mechaniki pękania. Współczesny poziom wiedzy niestety nie pozwa- 
la nam określić wystarczająco dokładnie wartości naprężeń w zakresie odkształceń sprę- 
żysto-plastycznych. Powyższą trudność pokazano zakładając, iż konstrukcja ulegnie 
zniszczeniu, gdy odkształcenie przy krawędzi pęknięcia lub wady osiągnie określoną 
wielkość. Ponieważ rozważania dotyczą małych i nieokreślonych odległości, warunki 
zniszczenia wygodniej jest wyrazić poprzez przemieszczenie, a nie przez wielkość ob- 
szaru odkształconego. Autorem powyższej koncepcji jest Wells, chociaż wynika ona 
również z analizy lrwina. 
Do rozważań przyjęto model pęknięcia według Dugdale'a - rysunek 3. 
W tym modelu przyjęto istnienie wąskiej stref); plastyczności o kształcie klino- 
wym, przylegającej bezpośrednio do wierzchołka pęknięcia. Pod działaniem naprężenia 
(J długość pęknięcia 2a wraz ze strefą odkształcenia plastycznego wzrasta do długości 
2c. Rozwój pęknięcia i jego rozwarcie częściowo wstrzymywane jest równomiernie roz- 
łożonym wewnętrznym naprężeniem działającym na powierzchni od x = :t a do x = :t c, 
równemu (Jo = Re.
>>>
Teoretyczne podstawy wymiarowania ... 


85 


r--ł-2aL
 
Re I 


Re 


y t 


x 


fi 


2c 


IT
 


Rys. 3. Model pęknięcia według Dugdale'a 


Wielkość rozwarcia pęknięcia, zgodnie z opracowaniem [4, 6] określa zależność: 

 80'0a l ( na ) 
u=-n sec- 
n E 20'0 


(26) 


gdzie: 
0'0 - naprężenie odpowiadające granicy plastyczności. 


Rozwijając powyższy wzór w szeregu Maclaurina otrzymamy: 


[ ( ) 2 ( ) 4 ( ) 6 ] 
0= 80'0a .!.. na +....!.... na +...!.... na + 
n E 2 20'0 12 20'0 45 20'0 .... 


(27) 


Pozostawiamy do dalszych rozważań tylko pierwszy człon szeregu, wartość roz- 
warcia pęknięcia o wynosi: 


n0'2a K 2 
o =_=----L- 
EO'o EO'o 


(28) 


Dzieląc równanie (18a), określające Gl, przez 0'0 i porównując otrzymane wyraże- 
nie ze wzorem (26) otrzymamy bezpośredni związek pomiędzy G i o: 


G,=O'oo 


(29) 


Eksperymentalne wyniki badań wskazują na słuszność powyższej zależności do 
a 
 Re. 
Analiza przeprowadzona dodatkowo przy pomocy metody elementów skończonych 
wykazała słuszność powyższych rozważań, aż do momentu osiągnięcia R" w całym 
przekroju.
>>>
86 


Eugeniusz Ranatowski 


Całka niezmiennicza J Rice'a - Cerepanova 


Określenie całki J opiera się na analizie energetycznej procesu pękania i polegającej 
na określeniu zmiany energii potencjalnej P ciała nieliniowo - sprężystego ze wzrostem 
szczeliny "a" o wartość infinitezymalną da. Przyrost różnicy pomiędzy We i U przez 
jednostkowy przyrost powierzchni hipotetycznego pęknięcia A w nieliniowej sprężysto- 
ści pozwala określić J jako [2,6]: 


LlP (30a) 
J=-- 
LlA 
lub 
J = _ oP (30b) 
oa 


W zakresie sprężystym zależność (30) jest równa całce Rice'a - Cerepanova: 
J = J( W dy - CY j J n J 
:' dS) 


gdzie: 


W 


r 


ds 


u. 
l 


CYjjn j 


x,y 
Gul 
crlJnJ -ds 
ax 


n 


(31 ) 


- gęstość energii odkształcenia (f CY ijdE IJ J ' 
- droga całkowania wzdłuż zamkniętego konturu, otaczającego wierz- 
chołek pęknięcia w kierunku przeciwnym do ruchu wskazówek zega- 
ra począwszy od dolnej powierzchni pęknięcia - rysunek 4, 
- element konturu r, 
- wektor przemieszczenia ds, 
- składowa wektora naprężeń normalna do konturu r przy ds, 
- współrzędne prostokątne usytuowane we wierzchołku pęknięcia, 
- jednostkowa gęstość energii uwalnianej z pola naprężeń ograniczo- 


nego konturem r, 
- jednostkowy wektor normalny do konturu r. 


W zakresie liniowej sprężystości J = G. 
Całka charakteryzuje osobliwość pola naprężeń, odkształceń i gęstości energii od- 
kształcenia w nieliniowej sprężystości i plastyczności, W zakresie odkształceniowej 
teorii plastyczności można wykazać, że J kontroluje naprężenia i odkształcenia blisko 
pola wierzchołkowego, podobnie jak K w liniowej sprężystości, co zostało określone 
przez Hutchinsona, Rice i Rosengreena [5].
>>>
Teoretyczne podstawy wymiarowania ... 


87 



 


I 


y 


Oij 


O'ijnj 


x 


r 


L 



 


Rys. 4. Dwuwymiarowy schemat ciała z pęknięciem a i konturem całkowania r 


Rozkład naprężeń i odkształceń w bezpośrednim otoczeniu wierzchołka pęknięcia 
jest oznaczony jako pola HRR. Jeżeli umieścimy biegunowy układ współrzędnych we 
wierzchołku pęknięcia, to dla r 
 O naprężenia i odkształcenia określimy jako funkcję J: 


I 
[ J J n+l - 
crij=crO .crjj(p,n) 
In cr O EO Ar 


(32) 


n 
[ J J n+l- 
Eij = AEo . Eij(p,n) 
In cr O EO Ar 


(33) 


gdzie: 
A, n, Eo , (J' o 


In 
aij(P,n) 
Eij(p,n) 


- stałe materiałowe, określone zgodnie z równaniem Ramberga - 
Osgooda, 
- współczynnik zależny umocnienia materiału n, 


- bezwymiarowe funkcje określone w opracowaniu [4 i 12]. 


W pobliżu wierzchołka pęknięcia gęstość energij odkształcenia, która zmienia się 
jak r- 1 jest proporcjonalna do J. Zakres stosowania zależności (30), (31) zależy od stanu 
naprężenia, współczynnika umocnienia oraz geometrii elementu [4]. 


Kryteria inicjacji rozwoju pęknięcia 


Przedstawiona powyżej krótka ocena sytuacji wokół wierzchołka szczeliny stacjonarnej 
wskazuje na podobieństwo struktury pola naprężeń i charakteryzuje się tym, iż jest to pole
>>>
88 


Eugeniusz Ranatowski 


osobliwe, co automatycznie wyklucza użycie klasycznych hipotez wytężeniowych i analiz 
wytrzymałościowych. W związku z tym praktycznie wykorzystuje się amplitudę pola oso- 
bliwego, tzn. K, J lub energię odkształcenia w obszarze przywierzchołkowym, posiadającą 
wartość skończoną przy r 
 O. Wobec powyższego, lokalne kryteria inicjacji wzrostu 
szczeliny stacjonarnej bazują głównie na następujących kryteriach: 


K n = K ne (34a) 
G n =G ne (34b) 
J n = J ne (34c) 
OT = 0Te (34d) 


W zakresie przywierzchołkowego uplastycznienia małego zasięgu wyżej wymie- 
nione kryteria są ze sobą powiązane. Lewe strony zostały scharakteryzowane uprzednio, 
natomiast parametry Kne' G ne' J ne' 0Te są stałymi materiałowymi - odpornością na 
pękanie - wyznaczanymi eksperymentalnie w warunkach laboratoryjnych i są znormali- 
zowane [9]. W kraju zostały znormalizowane metody badań odporności na pękanie 
w płaskim stanie odkształcenia (PN-87/H-04335) i metoda badania odporności na pęka- 
nie przez wyznaczanie krytycznej wartości J, J IC (PN-88/H-04336). 


4. WNIOSKI 


Wprowadzenie nowych parametrów i kryteriów mechaniki pękania pozwala zna- 
cząco rozszerzyć analizę wymiarowania materiałów i konstrukcji z uwzględnieniem 
nieciągłości strukturalnych i zwykłych wad materiałowych. Jest również zgodne z regu- 
łami poprawnego modelowania procesu wytężenia materiału. Związane jest to bezpo- 
średnio z możliwością optymalizowania procesu konstruowania. Należy podkreślić, że 
parametry i kryteria mechaniki pękania znalazły również zastosowanie w analizie wy- 
miarowej procesów technologicznych, związanych ze znacznym wytężeniem materiału 
w procesie wytwórczym, np. w czasie obróbki plastycznej, procesie spajania metali itp. 


LITERA TURA 


[l] Erdogan F., 1983, Stress [ntensity Factors. Journal of Applied Mechanics, 992- 
1002, 
[2] Fram;ois D., 1996. Guidelines for terminology and nomenclature in the field of 
structural integrity, Fatigue Fract. Enging. Mater. Struct., 1-18. 
[3] Gabryszewski Z., Gronostajski 1., 1991. Mechanika procesów obróbki plastycznej. 
PWN Warszawa. 
[4] Gołaski L., 1992. Elementy doświadczalnej mechaniki pękania. Politechnika Świę- 
tokrzyska, Kielce.
>>>
Teoretyczne podstawy wymiarowania... 


89 


[5] Kienzler R., 1997. Elastic - plastic fracture mechanics. In: Failure in Structures, 
Kielce-Amelówka, 131-165. 
[6] Neimitz A., 1998. Mechanika pękania. PWN Warszawa. 
[7] Olesiak Z.. 1988. Koncentracja naprężeń, naprężenia kontaktowe. Mechanika 
Techniczna. Wytrzymałość elementów konstrukcyjnych. Red. M. Życzkowski, 
PWN Warszawa. 
[8] Polański Z., 1977. Metody optymalizacji w technologii maszyn. PWN Warszawa. 
[9] Ranat6wski E., 1999. Fracture of mismatched weld joints. Zesz. Nauk. Politech- 
niki Świętokrzyskiej, Mechanika 68, 149-158. 
[10] Rychlewski J., 1991. Wymiary i podobieństwo. PWN Warszawa. 
[II] Rychlewski J., 1991. Symetria przyczyn i skutków. PWN Warszawa. 
[12] Shih C.F., 1974. Smali - scale yielding analysis of mixed mode pIane - strain crack 
problems. In: Fracture Analysis, ASTM STP 560, 187-210. 


THEORETICAL FUNDAMENTAL RULES OF MA TERIALS AND 
CONSTRUCTIONS D1MENSIONING 
WITH FRACTURE MECHANICS 


Summary 


The article presents general materials and constructions dimensioning and mechanical 
similarity rules drawing on the similarities of the model and the real systems in the 
physical dimensioning space. The practical dimensioning analysis has been extended by 
fracture parameters and criterions. Further on in the paper one is offered a brief charac- 
teristics ofthe basic fracture mechanics parameters and criterions. 
Keywords: dimensioning rules, fracture mechanics, parameters and criterions
>>>
AKADEM[A TECHNICZNO-ROLNICZA IM. JANA l JĘDRZEJA ŚNIADECKICH 
W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 240 - MECHANIKA (52) -- 2002 


PRAKTYCZNE ASPEKTY WYMIAROWANIA MATERIAŁÓW 
I KONSTRUKCJI Z WYKORZYSTANIEM MECHANIKI PĘKANIA 


Eugeniusz Ranatowski 
Katedra Materiałoznawstwa i Techno[ogii Meta[i 
Wydział Mechaniczny A TR 
ul. Prof. S. Kaliskiego 7,85-796 Bydgoszcz 


W pracy przedstawiono praktyczne aspekty wykorzystania zasad wymiaro- 
wania i podobieństwa oraz mechaniki pękania do wymiarowania materiałów 
i konstrukcji (wraz z przykładami obliczeniowymi). Wykonano modyfikację kla- 
sycznego modelu E-T-M opartego o normalizowaną wartość 0R = 0w / OB' 
a także normalizowaną wartość KIR = Klth / KIC' 


Slowa kluczowe: kryteria mechaniki pękania. niejednorodność strukturalna, pęka- 
nie wodorowe 


], WSTĘP 


Zgodnie z rozwiązaniami klasycznej mechaniki pękania, podstawą do analizy jest 
model continuum materialnego, w którym usytuowana jest szczelina. Wprowadzenie 
nowej zmiennej, którąjest wzrastająca długość szczeliny, pod wpływem pora siłowego, 
prowadzi do oceny parametrów mechaniki pękania Kn , G n , J n , OT. Wiążąc powyższe 
parametry odpowiednio z odpornością na pękanie Kne, G ne , J ne , OTe , tworzymy podsta- 
wowe kryteria mechaniki pękania Kn = Kile, G n = Gile, J n = J lle , OT = OTe' 
Kryteria te charakteryzują więc stopień wytężenia materiału w obszarze przy- 
wierzchołkowym szcze[iny. W klasycznych rozwiązaniach liniowej i sprężysto-p[as- 
tycznej mechaniki pękania zakładamy, iż cechą ana[izowanego ośrodka materialnego 
jest izotopowość cech fizycznych (w tym mechanicznych), niezmiennych w czasie t. 
Odnosząc powyższe kryteria do oceny stopnia wytężenia złączy spawanych, możemy 
uznać lewe strony równań i parametry Kil, G n , J Il , OT za wypadkowe czynniki konstruk- 
cyjno-technologiczne uzależnione od: 
- rodzaju i stanu obciążenia i naprężenia, 
- konfiguracji i wymiarów szczeliny, 
- cech geometrycznych konstrukcji [ub elementu, 
Prawe strony równań, określane eksperymentalnie w warunkach laboratoryjnych, 
z uwagi na bezpośrednie powiązanie ich z cechami fizycznymi materiału możemy uznać 
za wskaźnik uwrażliwienia materiału na proces spawania. Badając więc różne strety 
złącza spawanego - spoiny [ub strety wpływu ciepła uzyskamy kompleksową ocenę 
odporności złącza na pękanie. Powyższa koncepcja w odniesieniu do połączeń spawa-
>>>
92 


Eugeniusz Ranatowski 


nych wymaga jednakże modyfikacji, między innymi z uwagi na znaczne odstępstwa od 
podstawowego modelu fizycznego, bazującego na izotropowości i niezmienności cech 
fizycznych materiału w czasie. 
Proces spawania może wpływać na lokalne zmiany struktury o znacznym stopniu 
heterogeniczności, co zasadniczo prowadzi do: 
- lokalnych zmian cech wytrzymałościowych, 
- niestabilności cech mechanicznych i parametrów fizycznych, spowodowanych 
np. obecnością wodoru lub temperatury. 


2. UWAGI O WYMIAROWANIU MATERIAŁÓW l KONSTRUKCJI 
PRZY WYKORZYSTANIU MECHANIKI PĘKANIA 


Aktualne metody mechaniki pękania są szeroko stosowane w ocenie odporności na pę- 
kanie i wymiarowaniu konstrukcji wykonanych głównie z materiałów o wysokiej wytrzy- 
małości. Należą do nich wielkogabarytowe konstrukcje stalowe, urządzenia energetyczne, 
konstrukcje okrętowe itp. Mniejsze zastosowanie znalazły natomiast w obliczeniach i wy- 
miarowaniu konstrukcji i maszyn wykonanych z materiałów o niskiej wytrzymałości. 
Chodzi tu głównie o niskowęglowe lub niskostopowe stale ferrytyczne. 
Wymiarowanie konstrukcj i, zgodnie z mechaniką pękania, wykonuje się według jed- 
nego z dwóch warunków: 
- krytycznego rozmiaru wady tolerowanej (pęknięcia) przy zadanym obciążeniu, 
- krytycznego obciążenia przy znanych rozmiarach wady (pęknięcia). 
W odniesieniu do podstawowego kryterium liniowej mechaniki pękania K J :S KIc, 
praktycznym sposobem realizacji wyżej wymienionych postulatów jest np. transforma- 
cja zależności [l]: 


KJ =a
FI(a,B) 


(I) 


w formę użyteczną do oceny: 


- wymiaru dopuszczalnej wady: 


K 2 
a I 
-n[a'FI(a,B)] 


(2) 


- wartości naprężeń dopuszczalnych: 


K 
a I 
- 
FI(a,B) 


(3) 


Zależność (l) opisuje wartość współczynnika intensywności naprężenia KI dla pły- 
ty o skończonych wymiarach (W - szerokość, 2H - wysokość) ze szczeliną 2a usytuo- 
waną w centralnej części płyty, rozciąganej naprężeniem a normalnym do powierzchni 
szczeliny, gdzie: 


2a 
a=- 
W 


B= 2H 
W 


FI (a ,B) - funkcja określona według [I].
>>>
Praktyczne aspekty wymiarowania materiałów... 


93 


Jest faktem, że istnieje asymetria w zakresie oceny lewej i prawej strony kryteriów 
mechaniki pękania. Istotnym odstępstwem od zasad modelowania i poprawnego wymia- 
rowania jest przyjęcie jako stałych cech własności mechanicznych materiałów i jego 
izotropowości. Sytuacja taka może wystąpić np. w złączach spajanych w wyniku lokal- 
nej heterogeniczności w skali mikro- i makroskopowej lub w obecności wodoru jako 
pozostałości procesu spajania. W tym przypadku koniecznością staje się modyfikacja 
podstawowych rozwiązań mechaniki pękania i wprowadzenie zmodyfikowanego mode- 
lu ciała. W przypadku znaczącego zróżnicowania cech własności mechanicznych skład- 
ników mikrostruktury, np. martenzytu i bainitu lub perlitu i ferrytu, poprawna ocena 
relacji struktura - własności mechaniczne takiego materiału wymaga uwzględnienia 
wpływu więzów mechanicznych (constraint effect). Taka sama sytuacja wystąpi w skali 
makroskopowej w przypadku występowania stref o zróżnicowanych własnościach me- 
chanicznych, co ma miejsce w czasie obróbki plastycznej lub cieplnej, odlewach lub po- 
łączeniach spajanych. Jako przykład poprawnego przyjęcia stosownego modelu w skali 
makroskopowej przedstawiono sytuację na rysunku l. 


B 


.. ,+
. 
 


F 


,B 


2a 


;'}

" 


w .. .......-. 


.-
_1a R_.:
-: 
:tWJ
 -;-. 

. L- 
'iU..c L:
 
!?N 


L: 
N 


a. .;;...............+;;................... 


"- 
- 
b.
l_ _
_ 
#:r . __....2 
 '" 
21 F 
I 


W ov R ov 

cryW = ew 


W 
cr
w =R
 


B 
 cr yB = R
 
R ov  R B 
ew - e 
K = 2h/2l 


B 
B
a B =R 
Y e 
R B Run R B 
e ew - e 
K = 2h/21 


Rys. I. Model niejednorodnego połączenia płyty spoiną o odmiennych własnościach chemicz- 
nych (Re - granica plastyczności strefY B lub W) 


Przy założeniu idealnych własności spężysto-plastycznych stref B i W zależności 
analityczne charakteryzujące normalizowaną wartość parametru 8 R = 8w / 8 B , zgodnie 
z opracowaniem [2], można scharakteryzować następująco: 
- dla modelu przedstawionego na rysunku la - Ks = R
 / R:(ov)  l: 


cr  R B  R w( Ov) 
1 e e
>>>
94 


Eugeniusz Ranatowski 


dolna wartość graniczna: 


0R = Ks 


(4) 


górna wartość graniczna: 


KS(2+K
) 
°R = 


(5) 


3 


R W(oV)  R H 
e  aj - e 


_ ( K
 J (I- nlJ 
°R - 
Ks 


(6) 


al 
 R;(ov) 
 R
 


0R 
[ 
:J ( n
  J[ 
J d 


(7) 


- dla modelu przedstawionego na rysunku l b - Ks = R: / R
( UI1)  l : 


W(UI1) B 
al  Re  Re 


dolna wartość graniczna: 


0R = Ks 


(8) 


górna wartość graniczna: 


3 
°R = ? l l 
--+- 
Ks 2 K
 


(9) 


R B  R W (ul1) 
e  al - e 


0R = ( K
 J [I- I1
 J 
Ks 


(10) 


B w(UI1) 
al 
 Re 
 Re 


°R 
[ 
:f'
 ","J[ 
J 
] 


(11 ) 


gdzie: 
KO V 
w 


- parametr uwzględniający wpływ oddziaływania więzów mechanicznych 
i zmiany stanu naprężenia w obszarze zróżnicowania struktury dla 
K = R B / R w( ov)  l 
s e e '
>>>
Praktyczne aspekty wymiarowania materiałów... 


95 


K
 - parametr uwzględniający wpływ oddziaływania więzów mechanicznych 
i zmiany stanu naprężenia w obszarze zróżnicowania struktury dla 
K = R B / R W(UD)  l 
s e e , 
nw, nB - współczynniki umocnienia materiału stref B i W. 


Dla powyższych modeli na rysunkach 2 i 3 przedstawiono zmianę wartości norma- 
lizowanego parametru B R = Bw / BB' charakteryzującego zmianę wartości Bw roz- 
warcia wierzchołka pęknięcia 2a w spoinie (lub strefie wpływu ciepła) w stosunku do 
materiału rodzimego B - 6 B ' zgodnie ze wzorami (7) i (11). 


CUD 
R 


100 


----- 


0.1 


0.01 


0.01 


0.1 


" 10 


Rys. 2. Wykres B
n jako funkcji K = 0,01+10 dla q = 0,+0,9 
i Ks = 1,39 oraz wartościach R:un) = 434MPa, R
 = 
= 605 MPa, n
 = 0,20. nB = 0,15 


Istotnym czynnikiem zmiany własności mechanicznych ośrodków materialnych 
jest również obecność gazów w strukturze metali, a zwłaszcza wodoru. Zmieniona sytu- 
acja wymaga wprowadzenia zamiast KIC' progowej jego wartości K Ith . 
Bardzo często spotykanym parametrem bezwymiarowym jest KIR = KUh / KIc; 
wskazuje on bezpośrednio na zmianę odporności materiału na pękanie w stosunku do 
sytuacji, gdy wodór nie występuje w zwiększonej ilości, a stosownym parametrem jest 
KIC'
>>>
96 


Eugeniusz Ranatowski 


SOV 
R 


10 


1000 


100 


0.1 


0.01 


0.001 


0.01 


0.1 


" 10 


Rys. 3. Wykres 8
v jako funkcji K = 0,01+10 dla q = 0,1+0,9 i Ks = 0,717 
oraz wartościach R W(ov) = 605 MP a, R B = 434 MP a, n(ov) = ° 15 
e e W" , 


nB = 0,20 


Zgodnie z opracowaniem [3], normalizowaną wartość KIR = K lth I KIC określimy 
z następujących zależności: 
- dla modelu przedstawionego na rysunku la - Ks = R
 I R;V(ov)  l : 


K
 = Kllh = /2 l (12) 
KIC 1+( 
) Y [b(R
łK
t2rexP[A(R
łK
t2 -B(R
łK
)] 


- dla modelu przedstawionego na rysunku lb - Ks = R
 I R;v(un)  l 


K
 = Kllh = /2 l (13) 
KIC l +( :J Y [b(R
ł K
t2r ex p [ A(R
ł K
t2 - B(R
ł K
)] 


gdzie: 


I 
A = 2(1 + V)V ( 2E ) "i 
3R T 7t 


2(1 + v)V 2 
B= 
RT 7t 


I 
, ( :2]2 
, ( :2f l 


(14a) 


(15b) 


v - współczynnik Poissona, 
V - cząstkowa molowa objętość wodoru w metalu, m J mor l , 
R - stała gazowa, J mor l , 
T - temperatura, K,
>>>
Praktyczne aspekty wymiarowania materiałów... 


97 


E - moduł Younga, N m-l, 
G y - naprężenie normalne do powierzchni szczeliny, równe Re, N m- 2 , 
C - koncentracja wodoru w metalu, cm 3 II OOg. 


Wartości KW i K
 określimy według następujących wzorów: 


KW =_
J l [ 2+2(]-2q) 
 q(l-q)-arcsin(2q-l) J +(1-q)
 ) (l6a) 

l4(I-q) 2 4K 


K
 = _
J I [ __2-2(1-2q) 
 q(l-q) -arcsin(2q -1) J +(I-q)
 ) (16b) 

l4(I-q) 2 4K 


gdzie: 
O
q) 


Rozpatrując praktyczne wykorzystanie powyższych ustaleń przeprowadzono oce- 
nę Kf
 oraz K

 stali ulepszonej cieplnie w gatunku ] 4HNMBCu przy wykorzystaniu 
następujących danych: 


-ł- 
A = 6,926,10- 5 ( :2) 2 ; B = 3,242.10- 10 ( :2r 1 


I 
5 ( N ) - 2 
b = 4,7895 10- m 2 ; y = 0,26375 ; 


N 
G y = Re = 9,038 ---=. 
m- 


Rezultaty powyższych obliczeń przedstawiono na rysunkach 4 i 5. Wskazują one 
na istnienie pewnej krytycznej wartości Ck" przy której występuje radykalny spadek 
wartości K'th/KIC = f(C), dodatkowo potęgowany poprzez wartości K
 = f (K , q)  l. 
W przypadku uplastycznienia materiału w sąsiedztwie wierzchołka szczeliny, najczęś- 
ciej stosowane są kryteria J n = J nc oraz ih = OTc'
>>>
98 


Eugeniusz Ranatowski 


KIth/KIC 
0,35 


\ 
0,3 \ '. 
\ ' 
\ " 
0,25,.\ ........ 
., 
- 
, ... 
. ............... 
-- 


-'- 


0,15 


-'- 
--..- 
a___ 
----.. 
--- -..-..-.. 
--- 
--- 
---- 


a. 


KIth/KIC 
0,35 


\ 
\, 
03 ", 
, \ \ 
\ , 
\\ 
,\ ' 
". ,'.. 
, ...' 
"'

':
--''::
--- 
-- 


0,2 


0,15 
b 


C 0,5 


Rys. 4. Charakterystyka Kllh/Klc = f (C) dla połączeń ze strefą o obniżonej wy- 
trzymałości dla a. K = 0,] , b. K = 0,5 oraz q = 0, I , 0,4 , 0,7 , 0,99 


KłtIlK IC 


\ 
\ 
, 
0,3. ", 
. '.............- 

-- 


--- 


---- 


------ 
------- 


---- 


a?J 0,05 O, I 


'O-.. _.._. 
0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5 
C 


Kllh/KIC 


" 


0,6 


-'- 


-..-- 


0,4 


0,2 
_ 


---- --- - - --- 
b. 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5 
C 
Rys. 5. Charakterystyka Klth/K 1C = f (C) dla połączeń ze strefą o podwyższonej wy- 
trzymałości dla: a. K = 0,] 8; 0,] 2; 0,06; 0,0] oraz q = 0,46, b. K = 0,0 I, 
0,0008 , 0,0004 , 0,0003 i q = 0,95
>>>
Praktyczne aspekty wymiarowania materiałów... 


99 


3. WNIOSKI 


Przedstawione w pracy przykłady aplikacji mechaniki pękania wskazują na złożo- 
ność problemu i nieprzydatność klasycznych rozwiązań mechaniki pękania, np. do wy- 
miarowania połączeń spawanych. Zachodzi tu konieczność modyfikacji podstawowego 
modelu materiału jako "continuum materialnego" o izotropowych cechach mechanicz- 
nych, niezmiennych w procesie wytwarzania konstrukcji, np. w procesie spawania lub 
w czasie t użytkowania konstrukcji. Działania technologiczne prowadzą najczęściej do 
lokalnych zmian struktury i cech mechanicznych, co w konsekwencji może prowadzić 
do znacznego zróżnicowania odporności na pękanie w spoinie lub strefie wpływu cie- 
pła. Wskazują na to przykłady obliczeniowe, oparte na zmodyfikowanej metodyce ETM, 
Oceny znormalizowanej wartości rozwarcia wierzchołka szczeliny b R bądź odporności 
na pękanie wodorowe (zimne), wyrażone poprzez progową, znormalizowaną wartość 
współczynnika intensywności naprężenia KIR = K lth / Kic' 


LITERATURA 


[I] Neimitz A., 1998. Mechanika pękania. PWN Warszawa. 
[2] Ranatowski E., 2000. Constraint effect and fracture of mismatched weld joints. 
ECF -13. Fracture mechanics: appl ications and challenges, San Sebastian. Spain. 
[3] Ranatowski E., 1999. Elementy fizyki spajania metali. Wyd. A TR Bydgoszcz. 


PRACTlCAL MA TERlALS AND CONSTRUCTIONS DIMENSIONING 
WITH FRACTURE MECHANICS 


Summary 


The paper presents practical aspects of dimensioning rules, mechanical similarity and 
fracture mechanics parameters and criterions and some analytical examples. The modi- 
fied fracture parameters; ratio of driving forces b R = b w / b s ' parameters of Engineer- 
ing Treatment Model (E-T-M.) and normalised value of KIR = K lth / Kic are given. 
Keywords: fracture mechanics, structural heterogeneity, and hydro gen tracture.
>>>
AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA [M. JANA I JĘDRZEJA ŚNIADECKICH 
W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 240 
 MECHANIKA (52) - 2002 


OGRANICZANIE STRAT CIEPŁA W TRANSPORCIE ENERGII 


Marian Szymański, Jan Łukasiewicz, Marek Szymczak 
Katedra Techniki Cieplnej i Metrologii 
Wydział Mechaniczny A TR 
ul. Prof. S. Kaliskiego 7, 85-796 Bydgoszcz 


Przeplywom plynów w rurociągach towarzyszą zmiany ich parametrów sta- 
nu oraz straty ciepla do otoczenia. Przedstawiono bilans energetyczny przeplywll 
pary wodnej. Opisano problemy strat ciepla i sposoby ich ograniczenia poprzez 
stosowanie izolacj i cieplnych. 
SI owa kluczowe: izolacja cieplna. grubość izolacji. przewodność cieplna, materia- 
Iy termoizolacyjne 


l. WPROWADZENIE 


Transportowi płynu w długich kanałach przepływowych towarzyszą zjawiska: 
- zmian gęstości, 
- spadku energii powodowanego oporami przepływu, 
- spadku energii powodowanego wymianą ciepła poprzez ścianki kanału. 
Zjawiska te wywołują zmiany parametrów stanu czynnika płynącego w kanale 
oraz są przyczyną strat transportowanej z czynnikiem energii. 
W przypadku przepływu pary wodnej może także nastąpić zmiana stanu fazowego, 
czyli skraplanie się. Powodowane ono jest zmianą parametrów stanu tego czynnika 
wzdłuż kanału. Ich wpływ na parametry stanu transportowanego czynnika oraz warunki 
eksploatacyjne kanału przepływowego rozpatrzono na przykładzie przewodu (rurocią- 
gu) transportującego parę wodną. 
W przewodzie, wzdłuż strumienia przepływającej pary, następują zmiany ciśnienia 
oraz może wystąpić zjawisko wykraplania się pary. Skraplanie się pary jest połączone 
z fizyczną kontrakcją objętości właściwej, co powoduje dodatkowe spadki ciśnienia 
czynnika. 


2. BILANS ENERGETYCZNY PRZEPL YWU PARY WODNEJ 


Analizę przepływu pary wodnej w długim przewodzie przeprowadzono na podsta- 
wie równania bilansu energii określonego dla kontrolnych przekrojów poprzecznych 
rurociągu, oddalonych od siebie odcinkiem o długości I (rys. I),
>>>
102 


gdzie: 


M. Szymański, J. Lukasiewicz, M. Szymczak 


qs 


2 


W 1 


W 2 


l 


hl 


Rys. 1. Schemat kanału przepływowego 


Bilans energetyczny rozpatrywanego przewodu opisano równaniem: 
2 2 
. . . w 1 . h . . . w2 l l l 
m 1 '1 1 +ml'T+ml.g. I =m2 '12 +m2 '2+ 'qs + . n-2 + 
. 2 
. h . . m k . wk. h 
+m2.g. 2 +m k 'Ik + +m k .g. 2 
2 


(1) 


mi 


- strumień masy pary przepływający przez przekrój kontrolny l, kg ; 
s 


II 


- entalpia właściwa pary w przekroju kontrolnym l, 
; 
kg 
- entalpia właściwa pary w przekroju kontrolnym 2, 
; 
kg 
- średnia prędkość przepływu pary w przekroju kontrolnym l, m ; 
s 
- średnia prędkość przepływu pary w przekroju kontrolnym 2, m ; 
s 
- długość przewodu transportowego między przekrojami kontrolnymi l i 2, m; 
- strumień strat cieplnych przypadający na l m długości rurociągu, 
; 
m.s 


i 2 


w I 


W2 


qs 


h 1 ,h 2 - odległość środków powierzchni przekrojów kontrolnych od umownego 
poziomu, m; 
g - przyspieszenie ziemskie, 
 ; 
s 
l k . k k . . kJ 
n-2 - praca wy onana przez Czynni przy po onywamu oporów tarcia, -; 
m.s 


mk - strumień masy kondensatu;
>>>
Ograniczanie strat ciepła w transporcie energii 


103 


I k 


kJ 
- ental p ia właściwa kondensatu , 
kg' 


w k 


m 
- średnia prędkość przepływu kondensatu; 


s 


Ze względu na stosunkowo małą wartość zmiany energii potencjalnej pary wodnej 
płynącej w przewodzie w równaniu bilansu energetycznego można pominąć energię po- 
tencjalną w przekrojach kontrolnych, przyjmując, że hl "" h 2 , 
Równanie bilansu energetycznego przepływu pary wodnej w przewodzie po 
uwzględnieniu tego ma zapis: 


) 1 ) 
. . . wi . . . w2 . . . wk l l l 
m l 'l l +m l .-=m1'11+m),-+m k 'l k +m k '-+ .0 + . t , 
2 - - - 2 2 os 1-2 


(2) 


Równanie (]) napisano przyjmując założenie, że w przekroju kontrolnym ]-1 para 
nie osiągnęła stanu nasycenia i nie następuje wykraplanie się wody (fik = O). Dla unik- 
nięcia wykraplania się wody w parze należy stosować transport pary w stanie przegrza- 
nym. Stan nasycenia para wodna płynąca w przewodzie może osiągnąć w wyniku strat 
cieplnych powodowanych przenikaniem ciepła przez ściankę przewodu. 
[lość kondensatu wykraplanego w przewodzie parowym określa równanie: 


gdzie: 


fi . ( i" 
i' ) = fi k .r=n.k.I. ( t -t ) ""a .d .n.l. ( t -t ) 
k ' p o 2 1:2 12 o 


(3) 


l . ł .. h . . kJ 
- enta pla w asclwa suc ej pary nasyconej, -, 
kg 


I - entalpia właściwa wrzącej wody przy ciśnieniu temperaturze nasycenia, 
kJ 
kg' 


r 


kJ 
- całkowite cie p ło P arowania, 
kg' 


k 


w 
- współczynnik przenikania ciepła, ) , 
m".K 


t p 


- temperatura pary, oC; 
- temperatura otoczenia, oC; 
- współczynnik przejmowania ciepła od zewnętrznej powierzchni izolacji do 
. W 
otoczeOla, --0--; 
m".K 
- zewnętrzna średnica warstwy izolacji, m; 
- temperatura zewnętrznej powierzchni warstwy izolacji, oc. 


to 
a 2 


d 
'2 


t 
'2
>>>
104 


M. Szymański, J, Łukasiewicz, M. Szymczak 


Ilość wykropIonej pary można obliczyć również ze wzoru empirycznego: 


. d.l kg 
mk = 1,16.- 
r s 


(4) 


gdzie: 
d,l - średnica, długość przewodu w m. 


Wartość współczynnika przenikania ciepła k określona jest dla rozpatrywanego 
przewodu zależnością [3]: 


d J d 
In-=- ln-ł£ 
l 1 dl d J I 
-=-+-+
+- 
k al.d l 2'As 2'A\Z a 2 .d 2 


(5) 


gdzie: 
al 


- współczynnik przenikania ciepła od pary do wewnętrznej powierzchni 
kJ 
ścianki rury, 7 ' 
m- .s.K 
dl' d 2 - wewnętrzna i zewnętrzna średnica przewodu, m; 


As 


d " . l l . kJ 
- przewo nosc clep na sta I, 
m.s.K 


A iz 


- przewodność cieplna warstwy izolacji, 
m.s.K' 
- zewnętrzna średnica warstwy izolacji, m. 


kJ 


d iz 


Opory przepływu w przewodzie charakteryzuje się powodowanym przez nie spad- 
kiem ciśnienia na jednostkowej długości przewodu. Wartość ich określana jest wzorem: 


8. riJ2 Pa 
R = Asr' 5 2 
Pśr,dl.TC m 


(6) 


gdzie: 
A śr - współczynnik oporu; 
, d . " kg 
P śr - sre ma gęstosc pary, 
. 
m- 


Obliczając opory przepływu należy uwzględnić opory miejscowe w przewodzie 
parowym. 
Wpływ cech konstrukcyjnych - średnicy, oporów przepływu, grubości warstwy 
izolacji cieplnej ograniczającej straty ciepła do otoczenia, oraz cech eksploatacyjnych - 
prędkości przepływu pary i jej parametrów na ilość powstającego w przewodzie kon- 
densatu i strat energii czynnika przedstawiono na podstawie badań i analizy przepływu 
pary w rurociągu zbudowanym z dwóch odcinków o wymiarach podanych w tabeli I,
>>>
Ograniczanie strat ciepła w transporcie energii 


105 


Tabela l. Dane techniczne rurociągu parowego 


Odcinek Srednica. mm Dlugość Grubość warstwy 
rurociągu wewnętrzna zewnętrzna m izolacji, mm 
dl d 2 
Odcinek l 250 273 610 162 
Odcinek 2 200 223 635 162 


Parametry pary wodnej przepływającej w rurociągu: 
- na wlocie: 
ciśnienie PI = 1,05 MPa, 
temperatura t l = 320 Oc ( minimalna 235 oC), 
stopień przegrzania pary t = 138°C (53 oC przy t I = 235°C), 
- na wylocie: 
ciśnienie P2 = 0,70 MPa ( minimalne p = 0,65 MPa). 
Przegrzewanie pary zmniejsza jej gęstość i opory ruchu. 
Prędkości przepływu pary w przewodach zalecane przy obliczeniach sieci parowej 
mają wartości: 
- dla średnic dl  50 mm, w S; 30 m/s; 
- dla średnic 50 mm dl  150 mm, w S; 30-AO m/s; 
- dla średn ic d  150 mm, w S; 50 m/s. 
Wartości prędkości przepływu pary w przewodach przyjmuje Się w granicach 
30+ 40 m/s. 
Wyniki analizy przepływu pary wodnej w badanym przewodzie oraz w przewo- 
dach o innych średnicach, dla których przeprowadzono obliczenia symulacyjne przed- 
stawiono w tabeli :2 i na wykresach zamieszczonych na rysunku 2 i 3 [4]. 


Tabela 2. Ilość skroplin wyrażona w % strumienia masy pary dolotowej 
powstających w przewodzie parowym przy różnych jego śred- 
nicach 


Strumień Wymiary średnic przewodu, mm 
masy pary 250 l odcinek 150 125 100 
kg/h 200 11 odcinek 
8000 6.9 4.6 3,8 3,0 
6000 9,2 6,1 5.1 4.1 
3000 l8Al 12.30 10.25 8.2 
2000 27.60 18.45 15,38 12,30 
1000 55.23 36.90 30,76 24,60 


Z przytoczonych danych wynika, że przy średnicach przewodu 250 i 200 mm 
i przepływach 6+8 Mg/h przegrzanej pary ilość wykropIonej wody nie przekracza 10 % 
strumienia masy pary, a więc przyjmowanej w obliczeniach wartości naddatku strumie- 
nia masy pary.
>>>
106 


M. Szymański, J. Łukasiewicz, M. Szymczak 


60,00 
50,00 
.¥ 40,00 
E -+- d=250 
'#. 

 _d=]50 
'3 30,00 
.'" d=]25 
o 

 
d=100 

 20,00 
10,00 


0,00 
1000 2000 3000 6000 8000 


Strumien masy pary mp 


Rys. 2. Zależność między ilością mk kondensatu a strumieniem fi masy pary dla różnych 
średnic przewodu parowego 


0,18 
0,]6 
0,]4 
0,]2 

 O,] 
i5.. 
D 0,08 
0,06 
0,04 
0,02 
° 
]00 


]20 


]50 


200 


250 


Średnica rurociągu d w mm 


Rys. 3. Zależność między stratami ciepła q przypadającymi na długości] m przewodu i średni- 
cą nominalną przewodu d
>>>
Ograniczanie strat ciepła w transporcie energii 


107 


3. IZOLACJA CIEPLNA 


Ograniczenie strat cieplnych powodowanych przenikaniem ciepła do otoczenia ma- 
jących znaczący wpływ na zmianę stanu transportowanego czynnika osiąga się zwiększa- 
jąc opór cieplny ścianki przewodu. Materiały izolacyjne, obok możliwie małych wartości 
przewodności cieplnej, muszą spełniać szereg wymagań, do których należą: 
- mały koszt inwestycyjny i eksploatacyjny, 
- duża trwałość, 
- odporność na działanie wilgoci, 
- zachowanie stałości przewodności cieplnej A, 
- brak korodującego oddziaływania na materiał ścianki przewodu, 
- ekologiczność. 
Do materiałów termoizolacyjnych zalicza się materiały, których przewodność 
cieplna jest nie większa niż O, 175 
 w temperaturze 20°C, a gęstość pozorna nie 
m.K 
przekracza 400 k
 . Materiały te mają strukturę porowatą i zbudowane są z substancji 
m-' 
stałej zawierającej pory, kapilary lub przestrzenie między włóknami wypełnione powie- 
trzem, którego przewodność cieplna wynosi 0,024 
. W przypadku zawilgocenia 
m.K 
materiału tennoizolacyjnego pory wypełnia woda, której przewodność cieplna jest rów- 
na 0,56 
, co powoduje zmniejszenie oporu cieplnego materiału. Substancja stała 
m.K 
tworząca szkielet materiału termoizolacyjnego może być nieorganiczna lub organiczna, 
a struktura jej krystaliczna lub amorficzna. Stanowi ona mostki cieplne przewodzące 
ciepło. Substancje pochodzenia organicznego mają przy strukturze amorficznej wartości 
przewodności cieplnej zawarte w granicach 0,370,4 
. 
m.K 
Substancje nieorganiczne przy takiej samej strukturze mają przewodności cieplne 
prawie dziesięciokrotnie wyższe, zawarte w granicach 2,973,3 
. 
m.K 
W tabeli 3 podano przykładowo właściwości materiałów termoizolacyjnych sto- 
sowanych do izolacji cieplnej rurociągów transportujących czynniki grzewcze [5]. 


Tabela 3. Materiały termoizolacyjne 


Rodzaj materiału Pozoma Współczynnik przewodzenia Maksymalna 
gęstość ciepła A W/m. K temperatura Uwagi 
termoizolacyjnego kg/m 1 t = 50 0 e t = lOOoe °e 
Wata szklana 100 0.034 0.042 450,0 
Wata żużlowa 225 0.041 0.046 800,0 zaw. siarki 
(wcłna mineralna) 4 g/kg 
Tworzywa 40 0.042 0.050 150.0 
Poliuretanowe 
Tworzywa 0.040 0.05 
kauczukowe t=ooe t = 40° e 175.0 
HT (Armatlex)
>>>
108 


M. Szymański, J. Łukasiewicz, M. Szymczak 


Na bazie materiałów termoizolacyjnych wytwarzane są, z zastosowaniem różnorod- 
nych modyfIkacji, otuliny izolacyjne rur oraz wykonywane izolacje rur preizolowanych. 


4. WYMIAROWANIE IZOLACJI 


Warunkiem spełniania przez izolację cieplną rurociągu podstawowego jej zadania 
- ograniczania ilości ciepła przenikającego od czynnika płynącego w przewodzie do oto- 
czenia jest to, aby zewnętrzna średnica d z warstwy izolacji była większa od średnicy 
krytycznej dla. dla której opór cieplny izolacji osiąga minimum. Średnicę krytyczną 
określa zależność: 


8Rc = O 
8d z 


(7) 


Obliczona z niej wartość d z = dkr jest wyrażona wzorem: 


2'Ą 
d kr =- 
a z 


(8) 


Ekonomiczną grubość warstwy izolacji oblicza się na podstawie sumy kosztów 
amortyzacji i strat cieplnych przyjmując, że suma ta ma wartość minimum. Zasadę do- 
boru ekonomicznej grubości izolacji przedstawiono na rysunku 4. 


Ciepło tanie 


t 
tO 
'" 
o 

 


S 
Grubość izolacji -+ 


Ciepło drogie 


Rys. 4. Wykreślne wyznaczanie ekonomicznej grubości izolacji 


Ze względu na trudności obliczania ekonomicznej grubości izolacji powodowane 
zmiennością kosztów paliwa, racjonalną grubość warstwy izolacji oblicza się na pod- 
stawie maksymalnych dopuszczalnych wartości jednostkowych strat ciepła. Wartości te 
dla niektórych średnic przewodów podano w tabeli 4 [2].
>>>
Ograniczanie strat ciepła w transporcie energii 


109 


Tabela 4. Maksymalne dopuszczalne wartości jednostkowych strat ciepła q, W/m 


Dnom Maksymalna obliczeniowa temperatura czynnika. oC 
rurociągu 200 180 150 130 110 90 70 50 
mm 
20 47 40 34 30 26 20 16 10 
25 51 45 37 33 29 23 18 II 
32 56 49 40 34 30 26 20 13 
40 59 51 43 36 32 28 22 14 
50 63 55 46 41 36 31 24 15 
65 71 62 5 I 46 40 34 26 16 
80 75 64 53 47 42 36 29 17 
100 83 71 60 52 47 39 33 19 
125 90 77 65 55 50 41 35 20 
150 96 85 72 63 54 46 39 22 
200 113 97 81 71 63 52 41 24 
250 13 I 112 94 83 73 60 48 29 
300 142 122 102 88 76 65 55 30 
350 152 129 109 94 82 68 57 32 
400 160 134 110 97 84 69 59 36 
450 169 146 121 104 90 74 63 39 
500 176 151 125 106 93 77 65 40 
600 195 165 135 117 102 81 69 46 
700 212 182 147 129 109 88 70 52 
800 236 204 164 144 122 99 79 58 
900 251 214 173 152 127 104 85 60 
1000 275 234 190 165 138 I I I 93 65 
1200 309 271 219 190 158 127 104 72 
1400 340 290 241 210 176 132 108 74 


Grubość warstwy izolacji dla przewodów o przekroju kołowym oblicza się z zależności [2]: 


8 =
(C-l) 
o 2 


(9) 


gdzie: 
d z - średnica zewnętrzna izolowanego przewodu, m. 


Wyraz C ma wartość: 


InC= n.k,.k2'Atm'(tc-to) 
q 


(lO) 


gdzie: 
ki - współczynnik korekcji uwzględniający usytuowanie przewodu, 
k 2 - współczynnik korekcji uwzględniający wpływ na wymianę ciepła konstrukcji 
wsporczych rurociągu. 


Zalecane wartości współczynnika korekcji ki podano w tabeli 5 [2],
>>>
110 


M, Szymański, 1. Łukasiewicz, M. Szymczak 


Tabela 5. Zalecane wartości współczynnika korekcji ki [2 J 


Miejsce usytuowania Maksymalna obliczeniowa temperatura czynnika. oC 
pOniżeJ 
rurociągu lub urządzenia 200 180 150 130 110 90 90 
w kanale 1,95 1.94 1,93 1.92 1.91 1.90 1.88 
nieprzechodnim 
wewnątrz budynku lub 1.95 1,94 1.93 1.92 1.91 1.90 1.86 
w tunelu zbiorczym 
na zewnątrz budynku 1.98 1.98 1.97 1.96 1.95 1.95 1.67 
(napo wietrzn ie ) 


Współczynnik korekcji k 2 przyjmuje się równy: 
k 2 = 1,06 dla izolacji wymagającej zastosowania konstrukcji wsporczych, 
k 2 = 1,0 dla izolacji bez konstrukcji wsporczych. 
Wartość przewodności cieplnej Atm materiału termoizolacyjnego dla średniej tem- 
peratury t m należy odczytać z tablic lub można obliczyć ze wzoru: 


Atm =Atp+m.(tm-t p ) 


( 11) 


gdzie: 
Atp - przewodność cieplna materiału termoizolacyjnego określona w temperaturze 
t p ' W/m' K; 
m - współczynnik uwzględniający wpływ temperatury na wartość przewod- 
ności cieplnej materiału termoizolacyjnego, W/m. K2; wartość m przyj- 
muje się równą: 
m = 0,00023 W/m, K 2 - dla materiałów termoizolacyjnych włóknistych, 
m = 0,00012 W/m. K 2 - dla materiałów termoizolacyjnych porowatych; 
t m - średnia temperatura izolacji, oC, określają zależność: 
te + te 
t m =- 
2 
te - maksymalna temperatura obliczeniowa czynnika płynącego w przewodzie, oc: 
te - temperatura na zewnętrznej powierzchni izolacji, oC; 
te = to +4°C 
to - temperatura otoczenia, oc. 


Projektując izolację cieplną przewodu transportującego czynnik grzewczy - gorącą 
wodę lub parę wodną - należy uwzględnić, że znaczne ilości ciepła mogą być tracone 
poprzez przewodzenie przez mostki cieplne, które stanowią niewłaściwie zaprojektowa- 
ne i nieizolowane cieplnie podpory (zdjęcie na rys, 5),
>>>
Ograniczanie strat ciepła w transporcie energii 


111 



;l
i
t.:


-:


.




 



 
(£ "
::':k"'
';(
" 
2


: 


, "

...
:.
 
' 
 '
. Av m.. 


Rys. 5. Nieizolowane cieplnie podpory [l] 


5. WNIOSKI 


l. Straty cieplne przy transporcie energii cieplnej w długich przewodach zależą 
od parametrów przepływu czynnika unoszącego energię oraz od oporu cieplne- 
go ścianki przewodu. 
2. Ograniczenie strat cieplnych przy przepływie pary wodnej można uzyskać do- 
bierając odpowiednią prędkość przepływu pary oraz grubość izolacji cieplnej 
i rodzaj materiału termoizolacyjnego. Prędkość przepływu określona jest dla 
danego strumienia masy pary doborem średnicy wewnętrznej przewodu. 
3. Przedstawiony sposób obliczenia racjonalnej grubości warstwy mateńału ter- 
moizolacyjnego jest przybliżony i wymaga korekt waters dopuszczalnych mak- 
symalnych jednostkowych strat ciepła. 


LITERATURA 


[l] Katalogi firm ARMSTRONG, ISOVER, IZOTERM. 
[2] PN-85/B-0242l Izolacja cieplna rurociągów, armatury i urządzeń. Wymagania 
i badania. 
[3] Praca zbiorowa, 1993. Pomiary cieplne. Cz. I i II, WNT Warszawa. 
[4] Szymański M., Łukasiewicz J., Szymczak M., 1997. Analiza warunków eksplo- 
atacji sieci parowej. A TR Bydgoszcz (praca niepublikowana). 
[5] Szymański M., Łukasiewicz J., Szymczak M., 1998. Ćwiczenia laboratoryjne 
z Techniki Cieplnej. Wprowadzenie do ćwiczeń. A TR Bydgoszcz.
>>>
112 


M. Szymański, J. Łukasiewicz, M. Szymczak 


HEAT LOSS LIMITATION IN ENERGY TRANSPORT 


Summary 
Liquid flow in pipelines is accompanied by changes in their state parameters and by 
heat losses, The water steam flow energy balance has been described. Problems of heat 
losses are given together with methods to limit the losses with heat insulation. 
Keywords: thermal insulation, insulation thickness, thermal conductivity, heat- 
insulating materials
>>>
AKADEM[A TECHN[CZNO-ROLNICZA IM. JANA l JĘDRZEJA ŚN[ADECKICH 
W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 240 - MECHAN[KA (52) - 2002 


WENTYLACJA HALI MASZYNY PAPIERNICZEJ 


Marian Szymański 
Zakład Techniki Cieplnej 
Wydział Mechaniczny A TR 
ul. Prof. S. Kaliskiego 7, 85-796 Bydgoszcz 


W pracy przeprowadzono analizę wymiany masy i ciepła w procesie wenty- 
lacji hali maszyny papiemiczej. Przedstawiono układ wentylacji hali oraz organi- 
zację wymiany powietrza. 


Słowa kluczowe: papier, mas/yna papiemicza 


l. WPROWADZENIE 


Obróbka i wymiana powietrza w hali maszyny papierniczej związana jest ściśle 
z procesem formowania wstęgi wytworu papierniczego. Wentylacja hali winna zapew- 
nić nie tylko odpowiednie warunki klimatyczne dla obsługi maszyny, lecz również 
utrzymywać w całej hali stan powietrza odległy od punktu rosy, tak aby przy kontakcie 
z powierzchniami o niższej temperaturze nie wykraplała się z niego para wodna. 
W hali maszyny papierniczej zachodzi parowanie powierzchniowe wody. Wystę- 
puje ono w części mokrej maszyny oraz może odbywać się z powierzchni posadzki hali, 
gdzie niejednokrotnie woda rozlewana jest przypadkowo lub przy czynnościach porząd- 
kowych. 
Powietrze przepływające przez halę maszyny winno odprowadzać odparowującą 
w niej wodę. Wraz z parą wodną od powietrza odprowadzane są znaczne ilości ciepła. 
Powietrze przejmuje również ciepło od powierzchni osłony suszarki, silników elek- 
trycznych grup napędowych maszyny, wstęgi papieru na nawijaku i gładziku maszyny, 
a także wymienia ciepło ze ścianami budynku hali. 
Instalacja wentylacyjna hali maszyny papierniczej stanowi integralną część układu 
rekuperacji ciepła w suszarce maszyny papierniczej. 


2. ANALIZA PRZEPŁ YWU MASY I CIEPŁA W HALI MASZYNY 


Przepływ masy i ciepła w hali maszyny papierniczej przedstawiono na schemacie 
zamieszczonym na rysunku I.
>>>
114 Marian Szymański 


m,i,x 
Q . 

 
. . 
mI' 11, XI ID:!, i 2 , X 2 


Rys. l. Schemat przepływu masy i ciepła w hali maszyny papierniczej 
mI - strumień masy powietrza doprowadzonego do hali, kg/s; i l - entalpia właściwa do- 
prowadzanego powietrza, kJ/kg; XI - wilgotność właściwa doprowadzanego powietrza, 
kg/kg; m - masa powietrza w hali maszyny, kg; i - entalpia właściwa powietrza w hali, 
kJ/kg; x - wilgotność właściwa powietrza w hali, kg/kg; m 2 - strumień masy powietrza 
wywiewanego z hali, kg/s; h - entalpia właściwa powietrza wywiewanego z hali, 
kJ/kg; mw - strumień masy wody wyparowującej w hali, kg/s; Q - strumień ciepła od- 
prowadzanego w hali do powietrza, kW 


Dla nieskończenie krótkiego czasu d't bilans przepływu masy w hali opisuje rów- 
nanie (1): 


m gl °Xl.d't+mw .d't-m g 2 ,x2 .d't = mg .dx 


(1) 


gdzie: 
m gl ,m g2 - strumienie mas suchego powietrza nawiewanego do hali z niej wy- 
wiewanego 


. mi . m 2 
m gl = l+x 1 m g2 = l+x2 


mg - masa powietrza suchego w hali w kg 


m 
m =- 
g l+x 
Przyjmując założenie, że strumienie mas suchego powietrza nawiewanego do hali 
i z niej wywiewanego są równe m g1 = m g 2 = mg oraz że równe są wartości wilgotności 
właściwych powietrza w hali i powietrza wywiewanego x 2 = x, równanie (1) napisano 
w postaci: 


m . X I o d't + m . d't - m . x . d't = m . dx 
g w g g 


(2)
>>>
Wentylacja hali maszyny papierniczej 


115 


Po rozdzieleniu zmiennych otrzymano zależność: 


dx d, 
mw-mg.(X-XI) mg 


(3) 


Wilgotność właściwa powietrza nawiewanego do hali ma w chwili, wartość sta- 
łą XI' Różniczkę wilgotności właściwej dx można przedstawić zależnością: 


dx=d(x-x l ) 


Po wprowadzeniu tej wartości do wzoru (3) otrzymano zależność: 


d(x-x l ) d, 
mw-mg'(X-XI) mg 


(4) 


Po scałkowaniu otrzymano równanie: 


I I [ .. ] , 
-----:--. nmw-mg(x-x l ) +C I =- 
mg mg 


(5) 


Zakładając, że dla, = O wilgotność właściwa powietrza w hali jest równa Xo oraz 


m
 
oznaczając iloraz -"- określający wielokrotność wymian powietrza w pomieszczeniu 
mg 
przez n, otrzymano po wyznaczeniu wartości stałej całkowania CI równanie: 


mw - mg' (x - xI) = mw - mg' (x o - xI)' e -n'1 


(6) 


opisujące bilans masowy powietrza w hali maszyny papierniczej. 
Równanie bilansu cieplnego opisujące wymianę ciepła w hali maszyny uzyskano 
w analogiczny sposób jak równanie bilansu masowego. Dla nieskończenie krótkiego 
czasu dT bilans cieplny hali opisuje równanie: 


mgl.i j .d,+Q.d,-m g2 .i 2 .d, = mg .di 


(7) 


Na podstawie tego równania otrzymano zależność: 


Q - mg' (i - i l ) = Q - mg (iQ - i l ). e-n, 


(8) 


Równania bilansu masowego i bilansu cieplnego mają charakter wykładniczy, 
Określają one zmianę parametrów powietrza w hali w zależności od czasu T. 
Strumień masy wody m w odparowującej w hali maszyny można obliczyć ze 
wzoru Daltona: 


. p kg 
mw =F'
'(Ppn -pp).- h 
Pb 


(9) 


gdzie: 


F - powierzchnia parowania, m 2 ; 

 - współczynnik parowania, kg/m 2 h. Tr;
>>>
116 


Marian Szymański 


Ppu - ciśnienie cząstkowe pary nad powierzchnią wody, Tr; 
Pp - ciśnienie cząstkowe pary wodnej w otoczeniu, Tr; 
p - ciśnienie atmosferyczne normalne p = 760 Tr; 
Pb - ciśnienie atmosferyczne, Tr. 


Wartość współczynnika parowania oblicza się ze wzoru: 



=0,0229+0,0174.wp [ ) kg l 
m-,h.Tr 


(10) 


gdzie: 
wp - prędkość przepływu powietrza nad powierzchnią parowania, m/s. 


Orientacyjną wartość strumienia masy wody odparowanej w części mokrej maszy- 
ny można obliczyć stosując empiryczny wskaźnik a, uzależniający ilość odparowanej 
wody od strumienia masy ms wody odparowanej w suszarce 


. . 
mw =a.ms 


(II ) 


Wartość wskaźnika a przyjmuje się równy O, I 5. Na podstawie obliczonej wartości 
strumienia masy wody odparowanej w części mokrej maszyny określa się zapotrzebo- 
wanie powietrza do wentylacji hali maszyny. 
Strumień masy mgl suchego powietrza potrzebnego do odprowadzania wody odpa- 
rowującej w hali maszyny ma wartość: 


. mw [ k h g l 
m gl = 
x 2 - XI 


( 12) 


Wartość strumienia masy wilgotnego powietrza nawiewanego do hali maszyny jest 
równa: 


.. [ kg l 
mi = mgl(1 +X 1 ) h 


( 13) 


Część powietrza nawiewanego do hali - około 10 % - doprowadzana jest przez 
międzystropie usytuowane nad częścią mokrą maszyny. 
Do hali maszyny doprowadzana jest pewna ilość powietrza dostarczanego do 
chłodzenia silników elektrycznych grup napędowych maszyny. 
Bilans cieplny powietrza w hali maszyny papierniczej opisuje równanie [1]: 


. . . . . . . . . 
QI +Q2 +Q3 +Q4 +Qs +Q6 +Q7 =Qs +Q9 


( 14) 


gdzie: 
QI 


Q2 


- strumień ciepła doprowadzany z powietrzem nawiewanym bezpośrednio do 
hali, Q] = 52 %; 
- strumień ciepła doprowadzany z powietrzem nawiewanym z międzystropia, 
Q2 = 7,1%;
>>>
Wentylacja hali maszyny papierniczej 


117 


Q, - strumień ciepła doprowadzany z powietrzem chłodzącym silniki, Q, = 4,94 %; 
Q 4 - strumień ciepła doprowadzany od gładzika i nawijaka maszyny, Q 4 = 5,41 %; 
Qs - strumień ciepła doprowadzany od wstęgi papieru, Qs = 1,97 %; 
Qó - strumień ciepła doprowadzany od osłony suszarki, Qó = 2,87 %; 
Q7 - strumień ciepła doprowadzany z wodą odparowującą w części mokrej, Q7 = 
= 25,71 %; 
Qs - strumień ciepła doprowadzanego z powietrzem wywiewanym z hali, Qs = 
= 92,2 %; 
Q9 - strumień strat cieplnych budynku, Q9 = 7,8 %. 


Przy objaśnieniach przykładowo podano procentowe udziały poszczególnych 
składników w bilansie cieplnym hali maszyny wytwarzającej karton przy temperaturze 
powietrza zewnętrznego t z = -20"C, wilgotności właściwej powietrza zewnętrznego x = 
= 0,7g/kg, temperaturze powietrza nawiewanego z międzystropia t lm = 40°C. 
Odnosząc równanie bilansu cieplnego do okresu zimy, przyjmuje się temperaturę 
powietrza zewnętrznego odpowiadającą strefie klimatycznej, w której zlokalizowana 
jest rozpatrywana maszyna papiernicza. 
Temperatura powietrza nawiewanego bezpośrednio do hali winna wynosić 20°C, 
a powietrza nawiewanego do międzystropia 40°C. 
Temperatura powietrza wywiewanego z hali wynosić winna- 25°C. 
Wartość strumienia ciepła doprowadzanego do hali z nawiewanym do niej powie- 
. . . 
trzem jest równa sumie strumieni QI + Q2 + Q, : 


QI =m glll .i l 


(15) 


Q2 = m g1m . i 1m 


(16) 


Q, = mg, ' io 


( 17) 


gdzie: 
m g1n - strumień masy powietrza suchego nawiewanego bezpośrednio do hali, 
m g1m - strumień masy powietrza suchego nawiewanego z międzystropia, 
'1m - entalpia właściwa powietrza nawiewanego z międzystropia, 
m g, - strumień masy suchego powietrza doprowadzanego bezpośrednio do 
chłodzenia silników, 
lo - entalpia właściwa powietrza zewnętrznego. 


Ciepło potrzebne do podgrzania powietrza nawiewanego do hali doprowadzane 
jest w wymiennikach rekuperacji ciepła zainstalowanych przy suszarce maszyny. Stru- 
mień tego ciepła ma wartość: 


Qlr = (m g1n + mglIn)' (il - i,,)+ m g1m . (i lm - i,) 


(18) 


Do chłodzenia silników doprowadzane jest powietrze zewnętrzne o entalpii i o ' Po- 
biera ono od silników strumień ciepła Q, równy:
>>>
118 


Marian Szymański 


6 3 =N.(l-TJJ 


(19) 


gdzie: 
N - suma mocy silników, 
T1s - sprawność silników, 


Zapotrzebowanie powietrza do chłodzenia silników oblicza się ze wzoru: 


. Q3 
m - -----'--- 
g3 -. . 
11 -lo 


(20) 


Temperatura wody na powierzchni sita i filców jest wyższa niż temperatura powie- 
trza w hali. Parowanie wody w części mokrej maszyny połączone jest z przepływem 
ciepła od wody do powietrza, aż do osiągnięcia granicznej temperatury chłodzenia. 
Wartość strumienia ciepła doprowadzanego w wyniku parowania wody jest równa: 


6l = mw (r aoe + c pw . t)= mw (2500 + 1,97. t) 


(21 ) 


gdzie: 
r - ciepło parowania wody w temperaturze 0° C, r = 2500 kJ/kg. 


3. ORGANIZACJA WYMIANY POWIETRZA W HALI 
MASZYNY PAPIERNICZEJ 


Opary odprowadzane z suszarki maszyny papierniczej mają temperaturę 70-;-80°C 
i wilgotność względną 30 %. 
Schemat instalacji rekuperacji ciepła i wentylacji hali maszyny papierniczej przed- 
stawiono na rysunku 2. 
Rekuperacja ciepła od oparów odprowadzanych z suszarki maszyny papierniczej 
jest przeprowadzana w trój stopniowych zespołach wymienników ciepła. W pierwszych 
dwóch stopniach instalowane są płytowe wymienniki. Trzeci stopień tworzą wymienni- 
ki bezprzeponowe, w których ciepło odprowadzane jest do wody natryskiwanej bezpo- 
średnio do oparów. 
Wymienniki pierwszych stopni podgrzewają powietrze wywiewane z hali. W wy- 
mienniku pierwszego stopnia pierwszego zespołu powietrze podgrzane do 45°C jest 
podgrzewane następnie w nagrzewnicy parowej do temperatury około 70°C i nawiewa- 
ne pod filce susznikowe pierwszej grupy cylindrów suszących.
>>>
Wentylacja hali maszyny papierniczej 119 
Jj 

 
o 
.. 
o- 

 

 
o 
..e 
u 
'" 
E 
-a 
ro 
.... ł s::: 
:.;;; 
t6 

 
't 
.... d' 
N l..." ..: 
.. 
ro 
N 
C/) 
'" 
.... C/) 
M 
ro 

 
o 
C/) 
ro 
.. 
o- 
'U 
OC/) 
1' 
N 
u 
M l..." N 
d' 

 
.8 
"c;; 
°u 
"CI) 
1' 
N 
u 
I 
0ii)' 
N 
u 
'Ej 

 
'c. 
ro 
o- 
;.., 
s::: 

 

 
E 
"@ 
M l..." ..e 
"ii)' 
s::: 
"
 
u 
ro 
'-. 
E 

 

 
"U' 
-+ ro 
"@ .- 

..: 
ł C/) .. 
s::: ro 
._ N 

 
 
E C/) 
(!) 
 
 
..e ..eg- 
o ;;.., Os U N 
ro s:: ifJ-a 
-a (!) 
;;.., 'N N 
,g N 
C/) 
 Ii 
(';! (';! ;.., 
::c E c.. o:::
>>>
120 


Marian Szymański 


W wymiennikach drugiego i trzeciego zespołu rekuperacyjnego powietrze pod- 
grzewane jest do temperatury 45°C, a następnie w nagrzewnicach parowych do tempe- 
ratury około 120°C i tłoczone wentylatorami do wałków przedmuchowych suszników. 
Powietrze do wentylacji hali maszyny papierniczej jest przygotowane w wymien- 
nikach ciepła drugiego stopnia. Doprowadzane jest do nich poprzez filtry powietrze 
świeże. Podgrzewane jest ono do temperatury 20°C i nawiewane do hali. Przy wymien- 
nikach instalowane są parowe nagrzewnice powietrza umożliwiające podgrzewanie 
dodatkowe nawiewanego powietrza. Powietrze podgrzane w wymienniku pierwszego 
zespołu rekuperacyjnego w nagrzewnicy podnosi swoją temperaturę do 45°C i jest tło- 
czone wentylatorem do międzystropia, skąd poprzez anemostaty w stropie przepływa do 
hali nad częścią mokrą maszyny. 
Organizacja wymiany powietrza w hali maszyny papierniczej spełnia przede 
wszystkim zadania związane z procesem technologicznym wytwarzania papieru. Stoso- 
wanie międzystropia nad częścią mokrą maszyny i nawiewanie powietrza o temperatu- 
rze około 45°C w strefie tej części zabezpiecza przed osiąganiem przez powietrze stanu 
punktu rosy i wykraplaniem się pary wodnej oraz powstawaniem zamglenia hali. 
W części mokrej, a zwłaszcza w strefie sitowej odparowuje stosunkowo dużo wo- 
dy. Wykraplanie się pary wodnej z powietrza może powodować trudności ruchowe, po- 
legające na uszkodzeniach wstęgi papiery formowanej na sicie maszyny przez opadają- 
ce na nią krople wody. Organizacja wymiany powietrza w tej strefie hali odbywa się 
w układzie "góra-góra". 
Powietrze kierowane do hali bezpośrednio jest nawiewane poprzez nawiewniki 
zlokalizowane nad posadzką, a jego część dostarczana jest do przyziemia maszyny na- 
wiewnikami znajdującymi się pod jego stropem. 


4. WNIOSKI 


Zastosowanie, po uprzednim podgrzaniu, powietrza wywiewanego z hali maszyny 
do suszenia wstęgi papieru w suszarce umożliwia uzyskanie dodatkowej oszczędności 
ciepła. 
Ciepło doprowadzane do powietrza w hali maszyny jest dzięki temu zawrócone do 
procesu technologicznego wytwarzania papieru. 
Duże znaczenie dla skuteczności wentylacji hali maszyny papierniczej ma organiza- 
cja wymiany w niej powietrza. Powietrze nawiewane winno być kierowane bezpośrednio 
do obszarów hali, gdzie występuje szczególnie duże parowanie powierzchniowe wody. 
Powietrze o stosunkowo dużej wilgotności względnej, zanieczyszczone cząstkami 
klejów, odprowadzane znad prasy zaklejającej, winno być wyłączone z obiegu re cyrk u- 
lacji w urządzeniach rekuperacyjnych. 


LITERATURA 


[1] Szymański M., 1986. Badania części suszącej wraz z rekuperacją ciepła I maszyny 
papierniczej w ZCP w Kwidzynie. A TR Bydgoszcz, praca niepublikowana.
>>>
Wentylacja hali maszyny papierniczej 


]2] 


PAPER-PROCESSING MACHIN E - PAPER ROOM VENTILATION 


Summary 


The study analyses pulp and heat exchanging in paper-processing machine paper room 
ventilation. 
The hall ventilation system and air exchanging arc also described. 
Keywords: paper, paper-processing machine
>>>
AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA IM. JANA I JĘDRZEJA ŚNIADECKICH 
W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 240 - MECHANIKA (52) - 2002 


ASPEKTY ENERGETYCZNE I TECHNOLOGICZNE 
RECYCLINGU MAKULATURY 


Marian Szymański 
Zakład Techniki Cieplnej 
Wydział Mechaniczny A TR 
ul. Prof. S. Kaliskiego 7, 85-796 Bydgoszcz 


W artykule rozpatrzono zmiany struktury włókien masy celulozowej po- 
wstąjące w procesie technologicznym wytwarzania wytworów papierniczych. 
Przeprowadzono analizę ich wpływu na zużycie energii do przygotowania masy 
papierniczej z makulatury. 
Słowa kluczowe: przemysI papierniczy. recycling makulatury 


l. WPROWADZENIE 


Włókna masy celulozowej pozyskiwane z makulatury ulegają znacznym zmianom 
struktury i postaci spowodowanym poprzednią obróbką, a później zjawiskami na nie 
oddziaływującymi podczas konsolidacji wstęgi włóknistej na maszynie papierniczej. 
Kolejne zawrócenia do produkcji masy makulaturowej pogłębiają degradację włókien. 
Rozpatrując następujące po sobie operacje przygotowania masy papierniczej 
stwierdza się, że każda z nich powoduje powstawanie określonych zmian fizycznych 
i chemicznych w strukturze włókien masy celulozowej i wymaga doprowadzenia odpo- 
wiedniej ilości energii. 
Rozczynianie pierwotnej masy celulozowej w rozwłókniaczach wirowych (hydro- 
pulperach) nie powoduje zmian w strukturze włókien. Masa rozdzielana jest na pęczki 
włókien i większe ich skupiska. Woda nie przenika do międzyfibrylarnych obszarów 
ścianek włókien, wypeJniając jedynie lumeny, Włókna z masy makulaturowej w wyniku 
poprzedniej obróbki ulegały skróceniu, fibrylacji zewnętrznej i wewnętrznej oraz ubytko- 
wi rozpuszczających się w wodzie składników chemicznych. Podczas suszenia włókna 
ulegają skurczowi. Powstaje na nich warstewka zrogowacona, usztywniająca włókno 
i utrudniająca dostęp wody do jego wnętrza. Włókna masy makulaturowej w wyniku 
rozczyniania ulegają pęcznieniu wskutek uszkodzeń błony pierwotnej i wtórnej. Podczas 
rozczyniania do zawiesiny włóknistej przechodzą wypełniacze, barwniki i zanieczyszcze- 
nia. Oddzielenie ich od masy włóknistej jest złożonym problemem, Rozwiązanie go stano- 
wi często o dalszej przydatności pozyskiwanych z makulatury włókien [1-4].
>>>
124 


Marian Szymański 


2. ZMIANY STRUKTURY WŁÓKIEN W PROCESIE OBRÓBKI MASY 
CELULOZOWEJ 


Rozczynianie masy celulozowej przeprowadzane w rozczyniaczach wirowych, hy- 
dropulperach, ze względu na ograniczenie zużycia energii winno trwać do chwili uzy- 
skania dającej się przepompowywać zawiesiny wodnej, Zawierać może ona 20730 % 
części nierozwłóknionych. Operacja ta umożliwia również wstępne oddzielenie od masy 
cięzkich zanieczyszczeń. Struktura włókien masy celulozowej podczas rozczyniania nie 
ulega w zasadzie zmianom. Czynnikiem powodującym rozdział skupisk włókien jest 
w tej operacji przede wszystkim hydrodynamiczne oddziaływanie wody, W operacji 
rozczyniania rozpoczyna się pęcznienie włókien, bardzo ważne dla papierotwórczych 
własności masy celulozowej oraz dla przebiegu dalszej obróbki. 
Pęcznienie zawartych w makulaturze włókien masy celulozowej umożliwiają po- 
wstałe w wyniku poprzedniej jej obróbki uszkodzenia błony pierwotnej, a przede 
wszystkim warstwy zewnętrznej błony wtórnej włókien. 
Wskaźnikiem świadczącym o wielkości zmian strukturalnych włókien, stosowa- 
nym powszechnie do oceny właściwości masy celulozowej, jest smarność masy wyraża- 
na w °SR. Na podstawie wyników badań przeprowadzonych przez Autora pracy podano 
przykładowo smarności rozczynionej pierwotnej masy celulozowej oraz wytworzonej 
z niej i rozczynionej wstęgi papieru (braku własnego). Rozczyniona masa celulozowa 
miała smarność 13715° SR, a masa otrzymana z rozczynienia braku własnego - 38° SR. 
Smarność masy celulozowej będąca funkcją oporu właściwego filtracji nie jest zależ- 
na jedynie od zmian strukturalnych włókien. Wartość jej zwiększa się wraz ze wzrostem 
udziału w rozczynianej masie oderwanych fibryl, skróconych włókien oraz cząstek wy- 
pełniaczy. 
Smarność masy nie jest wskaźnikiem jednoznacznie zależnym od zmian struktu- 
ralnych włókien. 
Rozwłóknianie makulatury połączone jest z dalszym pęcznieniem włókien masy 
celulozowej. W zależności od zastosowanego sposobu rozwłókniania włókna masy 
celulozowej mogą ulegać zmianom strukturalnym w postaci fibrylacji, cięcia i kędzie- 
rzawienia. Zmiany takie mogą powstawać zwłaszcza przy rozwłóknianiu makulatury 
w hydrafinerach. Szerokie ich noże, przy dużych prędkościach obwodowych wirników 
powodują, obok rozdzielania pęczków i skupisk włókien, fibrylację. Rozwłóknianie 
w hydrafinerach powoduje zbędne i niepożądane uszkodzenia włókien w masie makula- 
turowej. Mając na względzie przydatność masy do powtórnego wykorzystania nie nale- 
ży poddawać jej operacjom, które pogłębiałyby fibrylację i powodowały w efekcie 
dodatkową niezamierzoną ich degradację. Dla uniknięcia niepożądanego mielenia do 
rozwłókniania masy makulaturowej należy stosować urządzenia, w których oddziały- 
wanie układów nożowych zostałoby zastąpione hydrodynamicznym działaniem wody. 
Intensywne działanie hydrodynamiczne na pęczki i skupiska włókien wywierają 
szybkoobrotowe rozwłókniacze tarczowe generujące szybkozmienne pulsacje ciśnienia. 
Szczeliny między tarczami roboczymi tych rozwłókniaczy mają wartość rzędu 171,5 mm, 
co zapewnia, że prawie całkowicie ograniczone jest w nich mechaniczne oddziaływanie 
tarcz na włókna. Częstotliwość szybkozmiennych pulsacji ciśnienia odpowiada częstotli- 
wości ultradźwięków. Pulsacje te nie są tłumione w środowisku zawiesiny włóknistej 
z taką intensywnościąjak ultradźwięki.
>>>
Aspekty energetyczne i technologiczne ... 


125 


Szybkozmienne pulsacje ciśnienia w zawiesinie przepływajacej przez roboczą stre- 
fę rozwłókniacza szybkoobrotowego powodują niszczenie wiązań wodorowych między 
włóknami powstających podczas suszenia wstęgi włóknistej w suszarce maszyny pa- 
pierniczej. Od włókien oddziela się również farba drukarska i barwniki. 
Na wykresach przedstawionych na rysunkach l i 2 zilustrowano przebieg zmian 
zawartości części nierozwłóknionych w zależności od liczby przerzutów masy przez 
rozwłókniacz i jednostkowego zużycia energii od wydajności. 


20 


,c 
o' 
.ć 

 15 
o 
" 
.: 
,0 
"'!i 
N 
2 
.
 10 


,
 \ 

 
:
 

 
" \ 

 
N t-- 


o 


2 


4 


5 


6 


7 


Liczba przerzutów 


Rys. l. Przebieg zmiany zawartości części nierozwlóknionych w zależności od liczby przerzutów 
przez rozwlókniacz HM-75 - makulatura niesortowana biurowa 


20 


.... 

 
I--..- 
= -------- 
. 
--..., 


100 


90 


RO 


 70 
'51 

 60 
" 
.
 50 
j 40 
o 
] 30 


10 


10 


20 


30 


40 


50 


wydajność 
h 


Rys. 2. Zależność jednostkowego zużycia energii przez rozwłókniacz HM-75 od wydajności 
w Mg/24 h masy makulaturowej 


Po osiągnięciu przez masę smarności uzyskanej w procesie mielenia, wzrost jej 
przy kolejnych przerzutach jest nieznaczny. Szybkoobrotowe rozwłókniacze tarczowe 
nie powodują przy rozwłóknianiu makulatury degradacji zawartych w niej włókien ce- 
lulozowych.
>>>
126 


Marian Szymański 


Rozpatrując oddziaływanie szybkozmiennych, mechanicznie generowanych pulsa- 
cji ciśnienia na włókna masy celulozowej w makulaturze przeprowadzono analizę za- 
leżności między parametrami konstrukcyjnymi i technologicznymi szybkoobrotowego 
rozwłókniacza z perforowanymi tarczami. 
Ze względu na dużą energochłonność rozwłókniania w tego typu urządzeniach usta- 
lono - stosując metodę analizy wymiarowej - zależność między mocą potrzebną do napędu 
wirnika rozwłókniacza szybkoobrotowego a wielkościami wpływającymi w znaczący 
sposób na przebieg rozwłókniania. 
Przyjęto, że zależność ta opisana jest funkcją ogólną o postaci: 


N = f(TJd,ąy,P, f,d) 


(1) 


gdzie: 
N - moc potrzebna do napędu wirnika rozwłókniacza w W, 
TJd - pozorna lepkość dynamiczna zawiesiny włóknistej w Pa . s, 
ąy - strumień objętości zawiesiny przepływającej przez obszar roboczy rozwłók- 
niacza w m 3 /s, 
p - gęstość zawiesiny w kg/m 3 , 
f - częstotliwość pulsacji ciśnienia w Hz, 
d - wymiar liniowy charakteryzujący obszar pulsacji ciśnienia, za który przyjęto 
średnicę wirnika w m. 


Pozorna lepkość dynamiczna zawiesiny włóknistej zależy od stężenia masy i jej 
właściwości, takich jak smarność i stopień spęcznienia włókien wyrażony wskaźnikiem 
WRV. Od stężenia masy zależy również pozorna jej gęstość, Częstotliwość pulsacji 
ciśnienia jest zależna od prędkości obrotowej wirnika oraz perforacji tarcz roboczych. 
Ogólną częstotliwość pulsacji określa się zależnością: 


m 
fom = I k mi - J ,kmi.n 
1 


gdzie: 
fom 
km i-l 


k mi 
n 
m 


- ogólna częstotliwość pulsacji, 
- liczba otworów w rzędzie mi _I na wirniku poprzedzającym rząd mi na tar 
czy stałej, 
- liczba otworów w rzędzie mi na tarczy stałej, 
- liczba obrotów wirnika w czasie I s, 
- liczba rzędów otworów. 


Częstotliwość ogólna nie ma fizycznej interpretacji, gdyż za źródło pulsacji ciśnie- 
nia uznać należy każde wzajemne przesunięcie się względem siebie otworów na wirniku 
i tarczy stałej. Częstotliwość pulsacji jest czynnikiem decydującym o intensywności 
rozwłókniania masy makulaturowej. 
Przyjmując, zgodnie z zasadami analizy wymiarowej, że funkcja opisująca zależ- 
ności między wielkościami wpływającymi w istotny sposób na rozwłóknianie masy 
makulaturowej ma charakter wykładniczy, zapisano ją w postaci: 


N = C. TJ
 . ą
 . pc. fh . de 


(2)
>>>
Aspekty energetyczne i technologiczne ... 


127 


Po zastąpieniu wielkości występujących w równaniu 2 ich mianami i ustaleniu 
zależności między wykładnikami potęgowymi oraz uporządkowaniu równania według 
wykładników potęgowych ustalono postaci liczb kryterialnych: 


N == c.( l1d )a ,(
)b 
p.f3.d s f.p.d 2 f.d"' 


(3) 


Z zapisu zależności między bezwymiarowymi liczbami podobieństwa wynika, że 
na rozwłóknianie masy duży wpływ wywiera częstotliwość pulsacji zależna od liczby 
obrotów wirnika i perforacji tarcz. Pozorna lepkość dynamiczna TJd zawiesiny zależy od 
stężenia masy i takich jej właściwości jak smarność i stopień spęcznienia włókien okre- 
ślany za pośrednictwem wskaźnika WRV. Wskaźnik WRV ma wartość zależną zarów- 
no od fibrylacji włókien, jak i od zawartości w masie mikrofibryl i pociętych włókien, 
Po rozwłóknieniu masa makulaturowa uzyskuje smarność zbliżoną do wartości sprzed 
formowania wstęgi włóknistej na maszynie papierniczej. Mielenie masy celulozowej 
jest operacją w zdecydowany sposób wpływającą na postać i właściwości włókien. 
Efektami mielenia są: skracanie włókien poprzez cięcie, fibrylacja wewnętrzna, fibryla- 
cja zewnętrzna, kędzierzawienie włókien, pęcznienie, powstawanie frakcji drobnej, lo- 
kalne uszkodzenia włókien. 
Na właściwości masy makulaturowej wpływ wywiera zwłaszcza fibrylacja we- 
wnętrzna i zewnętrzna. Włókna masy celulozowej w wyniku mielenia, któremu uprzed- 
nio zostały poddane, uległy fibrylacji wewnętrznej, przez co zostały osłabione wiązania 
wodorowe między fibrylami warstwy środkowej błony wtórnej. Warstwa ta, stanowiąca 
element usztywniający włókno, w rezultacie osłabienia i częściowego rozerwania wią- 
zań wodorowych jest bardziej elastyczna. Powoduje to, że włókna masy celulozowej za- 
wartej w makulaturze są bardziej elastyczne niż w masie pierwotnej niemielonej, Fibry- 
lacja zewnętrzna spowodowana mieleniem polega na uszkodzeniu błony pierwotnej we 
włóknach celulozy. Tworzące ją mikrotibryle po rozluźnieniu wiązań między cząstecz- 
kami celulozy są oddzielane od powierzchni włókien lub przy mniejszym stopniu zmie- 
lenia tworzą na powierzchni włókien "puszek". Uszkodzenie lub zniszczenie błony 
pierwotnej odsłania zewnętrzną warstwę błony wtórnej, Mikrofibryle oderwane z błony 
pierwotnej oraz z błony wtórnej tworzą wraz z pociętymi drobnymi cząstkami włókien 
frakcję drobną w masie makulaturowej. Frakcja ta zmieszana z frakcją drobną pierwot- 
ną oraz z cząstkami wypełniaczy powoduje, że opór właściwy filtracji i zależna od nie- 
go smarność masy makulaturowej, a także jej wskaźnik WRV są większe, niż wynika- 
łoby to ze stopnia zmielenia włókien masy celulozowej. Włókna masy celulozowej 
w makulaturze w wyniku mielenia są również skędzierzawione. Mielenie jest operacją 
powodującą największe zmiany strukturalne włókien w masie makulaturowej. 
Dodatkowe zmiany strukturalne włókien masy celulozowej zawartych w makula- 
turze, polegające głównie na ich skracaniu poprzez cięcie, zachodzą podczas egalizacji 
masy papierniczej. 
Podczas formowania wstęgi włóknistej w części sitowej maszyny papierniczej nie 
zachodzą zmiany strukturalne włókien. Z wodą podsitową odprowadzona jest jedynie 
pewna ilość krylu i wypełniaczy. W części prasowej maszyny w wyniku nacisku wal- 
ców pras maleją odległości między włóknami we wstędze włóknistej. 
Znaczący wpływ na strukturę i właściwości włókien masy celulozowej wywiera 
natomiast suszenie. Włókna masy celulozowej zawarte w makulaturze mają w wyniku 
suszenia następujące zmiany struktury: zrogowacenie powierzchni, połączenia włókien
>>>
128 


Marian Szymański 


wiązaniami wodorowymi, skurcz, zaklejenie powierzchni. Zrogowacenie powoduje 
zmiany zdolności pęcznienia włókien przy powtórnym ich kontakcie z wodą. Zrogo- 
wacenie wzrasta wraz z zawartością hemiceluloz. 
Podczas suszenia, zwłaszcza w drugim jego okresie, pod wpływem sił napięcia 
powierzchniowego następuje zbliżenie się włókien. Przy odległościach mniejszych niż 
25 nm powstają między włóknami wiązania wodorowe. 
Anizotropowy skurcz wstęgi papieru podczas suszenia jest efektem wzajemnego od- 
działywania łączących się włókien masy celulozowej. Skurcz papieru dzieli się na: skurcz 
na długości wstęgi, skurcz na grubości, skurcz poprzeczny. Skurczowi ulegają również 
same włókna celulozy. Skurcz ten w kierunku poprzecznym do osi wynosi 20730 % 
a w kierunku wzdłużnym 172 %, Recycling masy makulaturowej związany jest również 
z zawracaniem do obiegu kleju znajdującego się w makulaturze. Klej ten może być wpro- 
wadzony przez zaklejanie papieru "w masie" lub naniesiony na powierzchnię wstęgi przy 
zaklejaniu powierzchniowym. Przy zaklejaniu wprowadzany jest również środek obniża- 
jący pH masy - jest nim siarczan glinu. Klej po osiągnięciu przez wstęgę papieru suchości 
65 % zaczyna się topić, a w drugim okresie suszenia ulega spiekaniu. Podczas satynowa- 
nia papieru w kalandrach włókna masy celulozowej zbliżają się do siebie, co sprzyja po- 
wstawaniu między nimi dodatkowych powiązań. W przypadku stosowania zbyt dużych 
docisków między walcami kalendra następuje przegniatanie wstęgi i występują uszkodze- 
nia zewnętrznych włókien papieru oraz zmiany w stopniu zaklejenia. 
Bardzo dużym problemem w procesie recyclingu makulatury jest zanieczyszczenie 
farbami drukarskimi, tonerami, barwnikami i laminatami. Zanieczyszczenia te stanowią 
w wielu przypadkach czynnik decydujący o sposobie wykorzystania uzyskanej z maku- 
latury masy włóknistej. 


3. PODSUMOWANIE 


Zmiany strukturalne włókien masy celulozowej odzyskiwanych w makulaturze ob- 
niżają ich właściwości oraz pogarszają jakość wytworzonego z makulatury papieru. Dla 
poprawy jakości surowca odzyskiwanego z recyrkulacji makulatury koniecznym jest 
stosowanie złożonego procesu jej obróbki. 
W instalacjach przygotowania masy makulaturowej bardzo ważną rolę spełniają 
układy sortowania. Oddzielane są w nich nie tylko zanieczyszczenia ale również znisz- 
czone w wyniku kolejnych cykli produkcyjnych części włókien: kryl i wypełniacze. 
Wynikające stąd straty masy surowca wynoszą 10715 % wagowo. 
Bardzo ważną zaletą recyclingu jest to, że masa makulaturowa w zasadzie nie po- 
trzebuje wówczas stosowania energochłonnego mielenia. 


LITERATURA 


[l] McKinney R., 1998. Sterowanie procesem odbarwiania makulatury. Przegląd Pa- 
pierniczy 10, 604. 
[2] Putz H.J., 1996. Ile razy można stosować recycling makulatury? A.P.R. 33, 851-852,
>>>
Aspekty energetyczne i technologiczne ... 


129 


[3] Tyraiski T., Biel- Tyraiska A., 1996. Dyspergowanie i separacja w procesie odbar- 
wiania masy makulaturowej. Przegląd Papierniczy I 1,588. 
[4] Wandelt P., 1997. Jak z niesortowanej makulatury wytwarzać bibułki higieniczne? 
Przegląd Papierniczy 1, ] 4. 


ENERGY CONSUMPTION AND TECHNOLOGICAL CHANGES 
OF W ASTEP AP ER RECYCLING 


Summary 


The article analyses changes in the tibre structure of cellulose pulp due to paper techno- 
logical process. 
The effect was studied on the energy consumption while obtaining paper pulp from 
wastepaper. 
Keywords: paper industry, wastepaper recycling
>>>
AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA IM. JANA l JĘDRZEJA ŚNIADECKICH 
W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 240 - MECHANIKA (52) -- 2002 


METODA BADAŃ ZMĘCZENIOWYCH W WARUNKACH 
ZŁOŻONEGO STAND NAPRĘŻENIA Z WYKORZYSTANIEM 
PŁASKICH PRÓBEK ROMBOIDALNYCH 


Aleksander Świtała, Dariusz Skibicki 
Katedra Sterowania i Konstrukcj i 
Wydział Mechaniczny A TR 
ul. Prof. S, Kaliskiego 7, 85-796 Bydgoszcz 


W pracy przedstawiono metodę wyznaczania własności zmęczeniowych 
w warunkach złożonego stanu naprężenia/odkształcenia. Zaproponowano próbki 
romboidalne oraz uchwyty, pozwalające na uzyskanie dwuosiowego stanu obciąże- 
nia na jednoosiowej maszynie wytrzymałościowej. Przedstawiono również program 
badawczy, którego celem będzie werytikacja proponowan«i metody badawczej. 
Słowa kluczowe: dwuosiowe zmęczenie, metody badawcze 


l. WSTĘP 


Badania zmęczeniowe w warunkach złożonego stanu naprężenia (odkształcenia) 
prowadzi się z wykorzystaniem różnorodnych próbek, na zróżnicowanych stanowiskach 
badawczych. Złożoność stanów naprężenia (odkształcenia) można uzyskać poprzez spo- 
sób przyłożenia obciążenia oraz ukształtowanie próbki. 
W pierwszej grupie występuje bardzo duża ilość rozwiązań: poczynając od ma- 
szyn wieloosiowych do odpowiednio oprzyrządowanych maszyn jednoosiowych. Prób- 
kami wykorzystywanymi podczas badań są: próbki walcowe, rurkowe cienkościenne, 
krzyżowe. 
Wykorzystując specjalnie ukształtowane próbki zyskujemy możliwość realizacji 
złożonych stanów odkształcenia (naprężenia) w stosunkowo prosty sposób (na maszy- 
nie jednoosiowej). Próbkami, jakie stosuje się w tym celu, są np. próbki płytowe owalne 
lub romboidalne. 
Na podstawie analizy literatury [] -4] zauważyć można, jak wiele metod stosowa- 
nych jest w badaniach zmęczenia wieloosiowego. Większość z nich ma jednak jedną za- 
sadniczą wadę: są kosztowne. Przeciwwagą dla tych metod wydaje się być sposób wyzna- 
czania wieloosiowych własności zmęczeniowych przy wykorzystaniu jednoosiowej ma- 
szyny wytrzymałościowej z zastosowaniem próbek romboidalnych [5]. Oprócz prostoty 
rozwiązania, znaczącymi zaletami tej metody są jednorodny rozkład odkształceń na dużej 
części powierzchni próbki oraz łatwość obserwacji zachodzących zjawisk,
>>>
132 


A. Świtała, D. Skibicki 


2. PROPONOWANA METODA BADAWCZA 


Proponowana metoda, dzięki wykorzystaniu specjalne ukształtowanych próbek oraz 
za sprawą cyklicznie zmiennych obciążeń jednoosiowych, umożliwia uzyskanie dwu- 
osiowego stanu odkształcenia (naprężenia) najednoosiowej maszynie wytrzymałościowej. 
Próbka ma kształt romboidalny. Można ją potraktować jako złożenie dwóch belek 
o jednakowej wytrzymałości na zginanie. Osie takich belek pokrywają się z przekątny- 
mi próbki. Unikalną cechą próbek o takim kształcie jest jednorodny rozkład odkształceń 
i naprężeń na dużym obszarze powierzchni próbki. 
Dla sposobu obciążenia przedstawionego na rysunku l (naroża umocowane są 
przegubowo) moment gnący Me odniesiony do jednostki długości e jest funkcją obcią- 
żenia Q i odległości c od osi BD: 


Me = 
 (b - c)/ e 


(l) 


gdzie: 
Q/4 
b 
c 
e 


- obciążenie działające w pojedynczym narożniku, 
- połowa długości odcinka AC, 
- odległość od osi BD, 
- długość odcinka HL 


Dla próbki o różnych długościach osi długość odcinka HI wynosi: 
e = 2(b-cXa/b) 


(2) 


gdzie: 
a - połowa długości odcinka BD. 


ej 


x 


Rys. 1. Wymiary próbki romboidalnej i sposób jej obciążenia 


Podstawiając wyrażenie (2) do (l) otrzymujemy wyrazenie na moment jednostko- 
wy dla próbki romboidalnej: 


l 
Me =-Q(b/a) 
8 


(3)
>>>
Metoda badań zmęczeniowych ... 


1 "'''' 
.:U 


Jak widać, moment Me jest niezależny od odległości c od osi BD oraz stały wzdłuż 
całego odcinka HI, z czego można wnioskować, że na całej powierzchni próbki (poza 
częściami chwytowymi) panuje jednorodny stan odkształcenia. Jednorodność tego stanu 
nie jest zależna od stosunku długości przekątnych próbki. Stosunek tych długości 
wpływa jedynie na wartości naprężeń głównych. 
Obciążenie próbki wywoływane będzie przez przemieszczanie uchwytu ruchomego 
związanego z jedną przekątną próbki. Wywoła ono reakcję w narożach wyznaczających 
drugą przekątną próbki, związaną z nieruchomym uchwytem maszyny (rys, l). 
Wykorzystana próbka oraz konstrukcja stanowiska umożliwiają stosowanie różno- 
rodnych obciążeń. Próbka może być obciążana zarówno w cyklu wahadłowym, jak 
i odzerowo tętniącym. Poprzez zmianę stosunku długości przekątnych próbki programo- 
wać można stosunki uzyskanych naprężeń głównych. W przypadku próbki równora- 
miennej naprężenia główne będą równe co do wartości: 


Me .e 
al =a? =a=- 
- W 


(4) 


gdzie: 
W - wskaźnik wytrzymałości na zginanie. 


Na podstawie rysunku 1: 


gdzie: 


e.g 2 
W=- 
6 


(5) 


g - grubość płyty. 


Po podstawieniu do wzoru na naprężenia otrzymujemy: 


? 
a = 6Me / g- 


(6) 


Dla innego stosunku długości osi naprężenia główne będą od niego zależne, Wogól- 
nym przypadku: 


au = 6(M e )J,2 / g2 


(7) 


Podstawiając wartości odpowiednich momentów: 


I ? l 2 
al =gQ(b/a)/g-, a2 =gQ(a/b)/g 


(8) 


Po prostych operacjach matematycznych uzyskujemy: 



 = ( 
 ) 2 
a2 a 


(9) 


Stosunek al / a 2 można więc zmieniać dobierając odpowiednie długości osi a i 
 
na podstawie powyższego związku.
>>>
134 


A. Świtała, D. Skibicki 


3. ZAŁOŻENIA DO PROGRAMU BADAŃ 


Przedstawiona propozycja metody badań zmęczeniowych w warunkach złożonego 
stanu naprężenia (odkształcenia) wymaga weryfIkacji eksperymentalnej. 
Pierwszym etapem badań zasadniczych będzie próba potwierdzenia założenia 
o równomierności rozkładów odkształceń na powierzchniach próbek. W tym celu wyko- 
rzystane zostaną pomiary techniką tensometryczną oraz obserwacje fraktografIczne. 
Programowanie rozkładu naprężeń będzie odbywać się na drodze doboru geo-me- 
trii próbki. Do badań proponuje się wstępnie stosunki przekątnych jak na rysunku 2. 
Wytyczne do doboru stanu naprężeń zaczerpnięto za [5]. 



 


a/lo fu 
2 -0.25 
1,5 -0.44 
1 -1 


a 


Rys. 2. Próbka 


W drugim etapie badań wyznaczone zostaną wybrane charakterystyki zmęczenio- 
we dla wskazanych powyżej stosunków naprężeń. Podczas realizacji prób zmęczenio- 
wych zostanie przeprowadzona obserwacja wzrostu pęknięcia na powierzchniach pró- 
bek (topografia pękania). Zniszczone próbki zostaną z kolei poddane badaniom frakto- 
graficznym przy użyciu mikroskopu skaningowego. 


4. STANOWISKO 


W celu zrealizowania przedstawionego programu badań skonstruowano przyrząd 
umożliwiający obciążenie próbki jak na rysunku l. Będzie on mocowany na stanowisku 
badawczym, którego schemat przedstawia rysunek 3. Składa się ono z trzech zasadni- 
czych elementów: maszyny zmęczeniowej, uchwytów oraz toru pomiarowego. 
Próbka jest mocowana w dwóch identycznych uchwytach, obróconych względem 
siebie o 90°. Uchwyty w miejscach zamocowania odbierają próbce jeden stopień swo- 
body, tj. w kierunku osi y. Ich konstrukcja pozwala na zamocowanie próbek o różnych 
stosunkach długości ramion. 
Całość mocowana jest w szczękach maszyny zmęczeniowej. Maszyna sterowana 
będzie bezpośrednio sterownikiem 4, który jednocześnie zbiera dane o przemieszczeniu 
tłoka oraz sile. Natomiast dane o odkształceniach na powierzchni próbki mierzone będą 
za pomocą tensometrów oraz mostka. Dane z obu tych źródeł gromadzone będą w kom- 
puterze 5, pełniącym funkcję rejestratora.
>>>
Metoda badań zmęczeniowych ... 


135 


Rys. 3. Schemat stanowiska: l - maszyna do badań zmęczeniowych, 2 - skonstruowany przyrząd, 
3 - mostek do pomiaru odkształceń próbki, 4 - sterownik maszyny, 5 - komputer, 6 - prób- 
ka, 7 - łożysko, 8 - trzpień mocujący, 9 - płyta dolna 


5. WNIOSKI 


Ze względu na interesujące własności uzyskiwanych stanów naprężenia i odkształ- 
cenia oraz prostotę realizacji badań metoda wydaje się bardzo atrakcyjna. Istnieje jed- 
nak konieczność weryfikacji możliwości stosowania tej metody. W chwili obecnej trwa- 
ją prace nad przygotowaniem stanowiska badawczego oraz próbek romboidalnych. 


LITERA TURA 


[l] Batisse R., Fant-Jaeckels H., Curie F., Virely J.M., 1996. Biaxial high cycle fa- 
tigue tests on a gas transmission pipeline steel. Fatigue and Fract. Enging Mater. 
Struct., Vol. 19, no 10, 1231-1238.
>>>
136 


A. Świtała, D. Skibicki 


[2] Beretta S" Clerici P., 1997, A novel test rig for narrow band random fatigue under 
rotating bending. International Journal of Fatigue, Vol. 19, no 6, 457-460. 
[3] Eleiche A.M., Megahedt M.M., Abd-Allach N.M., 1996. Low-cycle fatigue in 
rotating cantilever under bending Ił: experimental investigations on smooth 
specimens. International Journal ofFatigue, Vol. 18, no. 8, 577-592. 
[4] Susmel L., Petrone N., 200 J. Fatigue life prediction for 6082- T6 cylindrical 
specimens subjected to in-phase and out-of-phase bendingltorsion loading. Pro- 
ceedings of the 6th International Conference on BiaxiallMultiaxial Fatigue 
& Fracture, Lisboa-Portugal, Vol. l, 125-132, 
[5] Zamrik S.Y., Ledger D.J., Date C, 1997. Fatigue Characteristics ofThin Titanium 
Plates Due to Biaxial Stress Cycling. Proceedings of the 5th International Confer- 
ence on BiaxiallMulitaxial Fatigue & Fracture, Cracow-Poland, Vol. 2,167-187. 


FA TIGUE TESTS METHOD UNDER COMPLEX LOADING 
WITH PLA TE RHOMBOIDAL SPECIMENS 


The paper offers a fatigue properties prediction method under complex loading. Rhom- 
boi dal specimens and special clamping devices are proposed. The clamping devices 
enable obtaining biaxia1 stresses state with the uniaxial test ing machine. Additionally 
there has been proposed a research schedule to verity the method proposed, 
Keywords: biaxial fatigue, testing methods
>>>
AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA IM. JANA I JĘDRZEJA ŚNIADECKICH 
W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 240 - MECHANIKA (52) - 2002 


WPŁ YW CZĘSTOTLIWOŚCI SYGNAŁU STERUJĄCEGO 
NA PARAMETRY WYPŁYWU STRUMIENIA POWIETRZA 
Z DYSZY OSIOWO SYMETRYCZNEJ 


Sylwester Wawrzyniak 
Katedra Sterowania i Konstrukcji 
Wydział Mechaniczny A TR 
ul. Prof. S. Kaliskiego 7, 85-796 Bydgoszcz 


W art!kulc przedstawiono wybrane wyniki badań zachowania się strumienia 
głównego dyszy osiowosymetrycznej monostabilnej pod wpływem strumienia steru- 
jącego, podawanego z rÓżną częstotliwością. Celem badań było określenie i wy- 
znaczenie maksymalnej wartości częstotliwości zadawania strumienia sterującego, 
dla ktÓrej widoczne są dwa stany stabilne. oraz wartości bezwzględnej intensywno- 
ści turbulencji. Przedstawiono schemat zmodernizowanego stanowiska badawczego. 
analizę wyników i wnioski wynikąjące z przeprowadzonych pomiarów. 
Słowa kluczo\\e: dysza osiowosymetryczna, dysza monostabilna 


l. WSTĘP 


Badania miały na celu określenie możliwości sterowania strumienia głównego dy- 
szy osiowosymetrycznej z rdzeniem wewnętrznym za pomocą strumienia sterującego 
w postaci impulsów prostokątnych o różnych częstotliwościach, przy symetrycznym 
wypełnieniu okresu. Parametry strumienia głównego uzyskane w tych badaniach są 
związane z zastosowaniem oscylatora strumieniowego. Podczas procesu suszenia na po- 
wierzchni suszonego elementu wytwarza się warstwa graniczna, której grubość zależna 
jest między innymi od czasu przepływu powietrza. Według Stokes'a, grubość niestacjo- 
narnej warstwy granicznej 8 wynosi: 


8=2.
 


gdzie: v jest współczynnikiem lepkości kinematycznej, natomiast t jest czasem odnie- 
sienia [l]. Wprowadzenie oscylacji i zwiększenie turbulencji powinno zmniejszyć czas 
ustalonego przepływu, przyczyniając się do zmniejszenia grubości warstwy granicznej 
utrudniającej proces suszenia. W istniejącej konfiguracji urządzenia bezwzględna inten- 
sywność turbulencji osiąga wartości rzędu 0,7-0,8 mis. Założeniem tych badań jest to, iż 
wprowadzenie sygnału sterującego o różnej częstotliwości zwiększy wartość turbulencji. 
Wartość turbulencji oznaczono symbolem V RMS, zgodnie z oznaczeniem występującym 
w oprogramowaniu Stream Line dostarczonym wraz anemometrem termicznym. Wartość 
turbulencji jest odchyleniem standardowym od prędkości średniej [3].
>>>
138 


Sylwester Wawrzyniak 


2. STANOWISKO BADAWCZE 


W celu wykonania badań zmian parametrów strumienia głównego dyszy osiowo- 
symetrycznej pod wpływem strumienia sterującego zadawanego z różną częstotliwością 
należało rozbudować istniejące stanowisko pomiarowe [2]. Rozbudowano je dodając 
rozdzielacz suwakowy trój drogowy dwupołożeniowy produkcji ZM RADOM, sterowa- 
ny elektromagnetycznie elektromagnesem typu UE-lO. Jako generator częstotliwości 
sterującej wykorzystano zestaw laboratoryjny typu PZL-l. 
Ustalone zostały następujące parametry pomiarów prędkości strumienia głównego: 
f - częstotliwość próbkowania, f= 0,1 kHz; oraz n - ilość pomiarów jednostkowych, 
n = 1024. Czas trwania pomiaru wynosił 10,24 s [6]. 
Badania przeprowadzono dla dwóch przedziałów częstotliwości: pierwszy - w za- 
kresie od 0,2 Hz do 1,5 Hz, z krokiem O, l Hz; drugi - w zakresie od l Hz do 10Hz, 
z krokiem 1Hz. 
Wybrane wyniki badań przedstawiono w dalszej części artykułu w postaci wykre- 
sów zmian prędkości strumienia w czasie. 


Sygnał sterujący podawany był przez za- 
wór elektromagnetyczny sterowany sygnałem 
prostokątnym o zmiennej częstotliwości. 
Z uwagi jednak na opóźnienia w pracy 
zaworu oraz przewody doprowadzające sygnał 
sterujący do dyszy rzeczywisty przebieg syg- 
Rys. 1. Schemat sygnału sterującego zawo- nału sterującego nie był tak idealny jak przed- 
rem elektromagnetycznym stawiony powyżej schemat sygnału sterujące- 
go zaworem (rys. l). 
Schemat stanowiska badawczego przedstawiono na rysunku 2. 
10 


u 


,...- 


T 


t 


4 


5 


Rys. 2. Schemat stanowiska badawczego do badania osiowosymetrycznej dyszy strumieniowej: 
l - wentylator zasilający, 2 - rurociąg doprowadzający, 3 - kryza pomiarowa, 4 - elek- 
troniczny mikromanometr różnicowy CMR-lOA, 5 - badana dysza. 6,7 - rotametr, 
8 - zawór elektromagnetyczny, 9 - generator częstotliwości, 10 - urządzenie trawersują- 
ce, 11 - sonda anemometryczna, 12 - mostek tennoanemometru, 13 - sterownik urzą- 
dzenia trawersującego, 14 - przetwornik sygnału, 15 - komputer osobisty
>>>
Wpływ częstotliwości sygnału sterującego ... 


139 


3. SPOSÓB BADAŃ 


Badania prowadzono przy prędkości wejściowej strumienia 6 mis, 
. 1,04 . 10- 2 m 3 /s. 
Natężenie objętościowe strumienia sterującego wynosiło 4000 lIh, czyli I,ll . 10- 3 m%. 
Strumień sterujący dopływał do rdzenia dyszy, a jego natężenie mierzone było rotametrem 
6 (rys. 2). Odczyt prędkości powietrza wypływającego z dyszy dokonywany był przy 
pomocy anemometru termicznego fIrmy StreamLine [5] wodległości 50 mm od końca 
dyszy. Sonda umiejscowiona była 10 mm od osi symetrii dyszy, w punkcie gdzie dla 
pierwszego stanu stabilnego osiągano największe wartości prędkości przepływu powie- 
trza. Strumieniem sterującym był strumień mierzony rotametrem 6 (rys. 2) podawany do 
wewnętrznego rdzenia dyszy. Jako pierwszy stan ustalony autor określa strumień powie- 
trza wypływającego z dyszy przylegający do jej wewnętrznego stożka w stanie ustalonym 
bez strumienia sterującego. Przekrój poprzeczny takiego strumienia ma kształt kołowy. 
Drugi stan ustalony (drugi stan stabilny) występuje przy zadanym i istniejącym sygnale 
sterującym, gdy strumień główny wypływając z dyszy przylega do zewnętrznego stożka 
i jego przekrój poprzeczny ma kształt pierścieniowy [4]. Badana dysza uważana jest za 
monostabilną, ponieważ powstanie i utrzymanie drugiego stanu stabilności wymaga ist- 
nienia sygnału sterującego. Zanik sygnału sterującego powoduje powrót strumienia do 
pierwszego stanu stabilnego; strumień pozostaje w tym stanie do czasu podania sygnału. 


4. WYNIKI BADAŃ 


Poniżej przedstawiono wybrane wyniki pomiarów prędkości strumienia głównego 
przy różnej częstotliwości zadawania sygnału sterującego -rysunki 3-6. 


1 -0.3 Hz! 
6........-.....-........-.......-...........-.............-........_......_...............__........_............._............., 
'iii'5 
i4 I 

 3 

 2 
... 
D: 1 


Prędkość powietrza 


o 
O 


2 


4 


6 


8 


10 


Czas [s] 


Rys. 3. Wykres zmian prędkości strumienia głównego przy zadanym strumieniu sterującym 
o częstotliwości 0,3 Hz
>>>
140 


Sylwester Wawrzyniak 


Prędkość powietrza 


1 -1,2 Hz I 


6 



5 
1/1 
e 4 
:;;'3 
-1/1 
.£2 
"g. 1 
C: o 
O 


2 


6 
Czas [s] 


8 


10 


4 


Rys. 4. Wykres zmian prędkości strumienia głównego przy zadanym strumieniu sterującym 
o częstotliwości 1,2 Hz 


Prędkość powietrza l -2Hz I 
I 
6 
5 
'iii' 4 
1 
'(J 3 
-en 
o 2 

 
"'C 
Ci)' 
.. 
D- 
O 
O 2 4 6 8 10 
Czas [s] 


Rys. 5. Wykres zmian prędkości strumienia głównego przy zadanym strumieniu sterującym 
o częstotliwości 2 Hz 


Prędkość powietrza l -7HZ I 
5 
iii 4 
- 
oŚ 3 
.(J 
.en 
o 2 
I 
 
"'C 

 
D- 
O 
O 2 4 6 8 10 
Czas [s] 


Rys. 6. Wykres zmian prędkości strumienia głównego przy zadanym strumieniu sterującym 
o częstotliwości 7 Hz
>>>
Wpływ częstotliwości sygnału sterującego ... 


141 


5. ANALIZA WYNIKÓW I WNIOSKI 


Badania przeprowadzono dla dwóch przedziałów wartości częstotliwości zadawa- 
nia sygnału sterującego: pierwszy od 0,2 do 1,2 Hz co 0,1 Hz, oraz drugi od l do 10 Hz, 
co l Hz. Sygnał sterujący miał wypełnienie 50 % stanu wysokiego i 50 % stanu nis- 
kiego, tzn. był sygnałem o modulacji symetrycznej. 
Zmiany prędkości strumienia głównego (rys. 7) są wyraźnie zauważalne do war- 
tości 7 Hz. Dla tej częstotliwości uzyskano także najniższą średnią prędkość powietrza, 
najwyższe wartości średniej prędkości uzyskano dla częstotliwości poniżej 1Hz. 
Na rysunku 7 umieszczono także wartości bezwzględnej intensywności turbulencji 
oznaczonej V RMS. Wielkość turbulencji ma istotny wpływ przy zastosowaniu oscy- 
latora w procesach suszenia. Przy częstotliwościach od 5 do 10Hz zauważono wyraźny 
spadek wartości V RMS. Dla częstotliwości z pierwszego zakresu pomiarowego, tzn. od 
0,2 Hz do 1,5 Hz uzyskano zbliżone wartości turbulencji w całym zakresie pomia- 
rowym. Uzyskano wprawdzie zwiększenie wartości w stosunku do przepływu w stanie 
ustalonym, lecz różnice między poszczególnymi wartościami turbulencji były prawie 
niezauważalne. Na rysunku 8 przedstawiono wykres rozkładu średniej prędkości stru- 
mienia oraz wartości bezwzględnej intensywności turbulencji dla pierwszego stanu 
ustalonego. Dla stanu ustalonego największa wartość bezwzględnej intensywności tur- 
bulencji wynosi 0,73 m/s. Badana pulsacja strumienia sterującego zwiększyła wartość 
turbulencji o około 70 % jej wartości dla stanu ustalonego, co pozwala stwierdzić, że 
początkowe założenia były słuszne. 


Prędkość powietrza 


Ul 3 
1 2,5 
-u 2 
-11) 

 1,5 
-g 1 
n. 0 , 5 
O 


2 


3 


456 7 
Częstotliwość [Hz] 


8 


9 


10 


i 
Rys. 7. 


Wykres zbiorczy zmian prędkości strumienia głównego V śr i wartości bezwzględ- 
nej intensywności turbulencji V RMS dla różnych wartości częstotliwości strumie- 
nia sterującego 


Ze względów energetycznych korzystne jest stosowanie w urządzeniach suszących 
takich parametrów pracy oscylatora, dla których wartość VRMSNśr . 100 % jest naj- 
większa. Z wykresu na rysunku 9 wynika, że naj korzystniejszymi częstotliwościami 
sygnału sterującego są częstotliwości z początku drugiego zakresu pomiarowego, tzn. 
częstotliwości od l do 4 Hz. Największą wartość uzyskano dla częstotliwości 3 Hz 
i wynosiła ona 50,16 %.
>>>
142 


Sylwester Wawrzyniak 


Rozkład prędkości strumienia 


5 
'iii' 4 
! 
-u 3 
"" 
o 

 2 

 
D.. 1 


o 
-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 O 10 20 30 40 50 60 70 
Odległość od osi [mm] 


-Vśr 
...... V RMS 


Rys. 8. Wykres rozkładu prędkości strumienia i wartości turbulencji dla ustalonego prze- 
pływu w pierwszym stanie stabilnym 


Stosunek wartości V RMSNśr w funkcji częstotliwości 
sterującego sygnału 



:: i 

 40 
CI) 
:::E 30 
o:: 
 20 I 
O 


-----. -------, 


i 
I 


. 


. 


. 


2 


4 


6 


8 


10 


Częstotliwość sygnału sterującego 


Rys. 9. Wykres stosunku wartości intensywności turbulencji do wartości średniej pręd- 
kości strumienia powietrza wypływającego z dyszy 


Następnym krokiem w pracy będą badania nad zastosowaniem układu membrano- 
wego jako generatora strumienia sterującego, mającego wyeliminować dotychczas sto- 
sowane zawory suwakowe. 


LITERA TURA 


[l] Brunn H. H., 1995. Hot-wire anemometry. Principles and signal analisys. Oxford 
University Press, ISBN O 19 856342 6. 
[2] Peszyński K., Kuszyński Z., Świtała A., 2000. Konstrukcja i badania aktywnie 
sterowanej dyszy strumieniowej do urządzeń technologicznych. X Międzynaro- 
dowa Konf. Nauk.-Tech. X -ICMR '2000, Bydgoszcz, 47-54. 
[3] Wawrzyniak. S., 2000. Numeryczne modelowanie elementów strumieniowych. 
Forum młodych 2000, Bydgoszcz-Borówno 19-20 czerwca, 237-242. 
[4] Wawrzyniak S., Peszyński K., 1999. Analiza wpływu parametrów konstrukcyj- 
nych na własności dyszy osiowo symetrycznej. Seminarium Nauk. Postępy
>>>
Wpływ częstotliwości sygnału sterującego ... 


143 


w sterowaniu i konstrukcji, Bydgoszcz, streszczenie s, 39, pełny tekst na płycie 
CD-ROM. 
[5] Wawrzyniak S., Peszyński K., 2000. Problematyka pomiaru prędkości mIeJsco- 
wych przy pomocy termoanemometru w urządzenia technologicznych. X Między- 
narodowa Konf. Nauk.-Tech. X - ICMR'2000, Bydgoszcz, 41-46. 
[6] Wawrzyniak S., 2000. Badania anemometryczne pól prędkości na przykładzie 
dyszy osiowosymetrycznej. Seminarium Nauk. Postępy w sterowaniu i konstruk- 
cji. Bydgoszcz. 


EFFECT OF CONTROL SfGNAL FREQUENCY ON PARAMETERS 
OF AlR STREAM FROM THE AXfSIMMETRIC NOZZLE 


Summary 


The paper presents selected results of the measurement of the air stream from the ax- 
isimmetric nozzle as affected by changing control signal frequency. The aim of the 
study was to detine and to set the maximai frequency of control signal for two stable 
states of air stream and the absolute turbulence value. There are given a diagram of a 
modernised research stand, results analysis and conclusions, 


Keywords: axisymmetric nozzle, monostable nozzle
>>>
AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA IM, JANA I JĘDRZEJA ŚNIADECKICH 
W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 240 - MECHANIKA (52) -- 2002 


DRGANIA WALCA PROWADZĄCEGO 
KRAJARKI PAPIERU KL63 


Janusz Zachwieja 
Katedra Mechaniki Stosowanej 
Wydział Mechaniczny A TR 
ul. Kaliskiego, 85-000 Bydgoszcz 


W pracy porównano wyniki pomiarów częstości rezonansowej walca pro- 
wadzącego krajarki papieru KL 63 z obliczeniami numerycznymi przy zastoso- 
waniu MES i SES. 


Slowa kluczowe: dynamika maszyn, drgania własne. metody elementów skończo- 
nych 


l. WSTĘP 


Drgania elementów maszyn są zjawiskiem bardzo niekorzystnym lecz niestety 
trudnym do wyeliminowania. Najczęściej przyczyną drgań elementów wirujących jest 
nierównomierny rozkład mas tzw. niewyważenie, które może mieć charakter statyczny 
lub dynamiczny. Wymuszenie o charakterze bezwładnościowym jest eliminowane na 
drodze wyważania. W przypadku elementów maszyn możemy dokonywać wyważania 
tak na urządzeniach stacjonarnych, jak i w łożyskach własnych, Prawidłowy wybór 
płaszczyzn korekcji pozwala na uzyskanie poprawnych wyników wyważania wałów 
giętkich, tj. długich wałówo małych sztywnościach [1,4]. 
Wartości dopuszczalnych prędkości drgań dla danej klasy maszyn są określone 
normami (PN-90/N-0 1358, 1S03945, ISO l 08 I 6-1), Odpowiadają one zazwyczaj zni- 
komo małym tzw. niewyważeniom resztkowym, których wpływ na trwałość elementów 
maszyn nie jest duży. Jeżeli jednak częstość obrotowa niewyważonego elementu wiru- 
jącego maszyny jest bliska częstości drgań własnych, pojawia się zjawisko rezonansu. 
Wówczas najlepszym rozwiązaniem jest modyfikacja konstrukcji maszyny prowadząca 
do zmiany wartości jej częstotliwości rezonansowych poprzez [6]: 
- zastosowanie dodatkowych elementów usztywniających, 
- zastosowanie dodatkowych izolatorów drgań, 
- zmianę posadowienia na fundamentach, 
- zmianę wymiarów elementu wirującego lub odległości między łożyskami. 
Wyznaczenie częstości własnych drgań wałów dokonuje się najczęściej w sposób 
doświadczalny, wzbudzając układ przy pomocy wzbudników zewnętrznych, albo czę- 
ściej - wykorzystując jego niewyważenie dynamiczne (lub statyczne). Pierwszy sposób 
jest bez wątpienia bezpieczniejszy, bowiem dochodzenie do częstości rezonansowej 
może odbywać się w sposób kontrolowany, poprzez regulację częstości siły wymusza-
>>>
146 


Janusz Zachwieja 


jącej. Drugi sposób jest możliwy do zastosowania tylko wówczas, gdy możliwa jest 
płynna regulacja prędkości obrotowej wału. Jeżeli takiej możliwości nie ma, a istnieją 
obawy, że znamionowa prędkość obrotowa jest bliska pierwszej częstości własnej lub 
jest od niej wyższa, należy liczyć się z tym, że nawet niewielkie niewyważenie może 
być przyczyną drgań o dużych amplitudach skutkujących zniszczeniem maszyny. 
W takich przypadkach konieczne jest wyznaczenie częstości drgań własnych wału na 
drodze analitycznej. 


2. ANALIZA DRGAŃ WALCA PROWADZĄCEGO KRAJARKI 


Krajarka papieru jest maszyną składającą się z czterech walców połączonych sztyw- 
ną ramą, walca prowadzącego wstęgę papieru oraz tambora podającego papier. Walec 
prowadzący oraz tambor, choć stanowią integralne zespoły krajarki, są posadowione osob- 
no (rys. l). 


Tambor 


Walec nośny nr 2 


Rys. L Schemat układu walców krajarki KL-63 


Walec prowadzący ma kształt rury zakończonej czopami, na których osadzone są 
łożyska toczne. Gabaryty walca pokazane są na rysunku 2. Jego masa całkowita wynosi 
900 kg. 


5050 



 

 
::: "" 
- - 
.
 



 


Rys. 2. Walec prowadzący krajarki KL-63 


Celem badań było określenie możliwości zwiększenia wydajności pracy maszyny 
poprzez zwiększenie prędkości przesuwu krojonej wstęgi papieru. Walec prowadzący 
został przed zamontowaniem wyważany dynamicznie na wyważarce stacjonarnej. 
Resztkowe niewyważenie o charakterze statycznym miało wartość 0,076 kgm.
>>>
Drgania walca prowadzącego krajarki papieru KL63 


147 


Pomiaru parametrów drgań dokonano na obudowie łożysk w miejscach pokaza- 
nych na rysunku 3. Wyniki zobrazowano na rysunkach: 4 - pomiar wartości skutecznej 
(RMS) w funkcji prędkości obrotowej wału; 5 - analiza wąskopasmowa (FFT). 


_ ./-

-fl
" 

.1! 




..:::

,. 
.
.m'
, 


l" 


" 


-:
 ;".: 


.
: 


.,.",,,,,'1 
..... ....' "'f" 
.
 , .: 
..:. -
 . 

 .....:

.. 
 
, "\;1.,' 
X I '" 

;-
 
. . 
$e, 

. 


;t;
n' 
t
 

-w 



.. 


ł. ?j' 
, 
",.' 


I 


__..C) 


ł. ..
 
,

 


?' 


&., 


Rys. 3. Miejsca pomiaru drgań łożysk 


I 


'" 100 
E 
Ś 90 
'" 

 80 
oN 
..5! 70 
.c 
'" 

 60 
'Oj 
.
 50 
..:.o: 
-o 
[ 40 
'" 
C 
N 
o 
OJ 
:; 
-;;; 
'o 
,'" 
o 
t: 
'" 

 


30 
20 
10 
O 
O 


.. 
II 
- 'I - 
- 
f- 
I 
f- 
 - 


I 


5 


10 


15 


20 


25 


30 


prędkość obrotowa walca [lis] 
Rys. 4. WartoŚĆ skuteczna (RMS) prędkości drgań łożyska w funkcji prędkości obrotowej walca 


Drgania łożysk walca badano w przedziale prędkości obrotowej 17-26 lis. Pręd- 
kość drgań wzrastała od wartości 3,5 mm/s w dolnym zakresie prędkości obrotowej do 
wartości 70 mmJs w zakresie górnym.
>>>
148 


Janusz Zachwieja 


",3 
"j;: 
E 


o ...J 


I 


.. 


°d




t



=
B


























 


Hz 
Rys. 5. Prędkość drgań łożyska w funkcji częstości 


Zmierzone przemieszczenie węzła łożyskowego przy częstości drgań 20,5 Hz wy- 
niosło 19,4 /lm. 
Dla określenia wpływu niewyważenia na wielkość drgań łożyska dokonano anali- 
zy widmowej drgań w oparciu o szybką transformację Fouriera (FFT) w zakresie czę- 
stości 10-390 Hz. 
Analiza widmowa rejestruje pojawienie się dominujących amplitud przy często- 
ściach 20,5 Hz , 44 Hz i 70 Hz odpowiadających w przybliżeniu kolejnym składowym 
harmonicznym. Jest to typowy symptom drgań pochodzących od niewyważenia układu 
i luzów występujących w węzłach łożyskowych. Luz ten obok własności sprężystych 
wpływa na sztywność podparcia wału. Znajomość sztywności walca w punktach pod- 
parcia jest niezbędna dla prawidłowego modelowania układu przy tworzeniu macierzy 
sztywności w metodzie elementów skończonych. W celu określenia sztywności trans la- 
cyjnej łożyska zmierzono jego przemieszczenie. Pomiarów dokonano przy użyciu cy- 
frowego analizatora drgań SV AN912. Instrument ten spełnia wymogi normy przyrzą- 
dowej IEC8041 dla urządzeń klasy dokładności" l" oraz norm pomiarowych IS02631 
i IS05349. 


3. ROZWIĄZANIE METODĄ SZTYWNYCH ELEMENTÓW 
SKOŃCZONYCH 


Skutecznym narzędziem do obliczeń częstości drgań własnych układów, zwłasz- 
cza o nieskomplikowanych kształtach, jest pakiet HESAS [3]. Dla celów obliczenio- 
wych wykorzystano własne procedury numeryczne oparte na metodzie SES. 
Do obliczeń przyjęto warunki brzegowe dopuszczające niezerowy kąt ugięcia wal- 
ca na podporach z uwagi na wahliwy sposób jego łożyskowania. 
Drgania walca mają charakter drgań skrętno-giętnych. Biorąc pod uwagę fakt, że 
częstości drgań własnych, giętnych są niższe od częstości drgań skrętnych, można 
wnioskować, że pierwsza częstość drgań własnych, giętnych będzie częstością rezonan- 
sową układu [5]. 
Obliczenia częstości własnej metodą SES przeprowadzono w oparciu o model po- 
kazany na rysunku 6. Przyjęto, że drgania wału są drganiami o charakterze giętnym 
w kierunku prostopadłym do osi wału. Każdy z SES posiada zatem dwa stopnie swobo- 
dy opisane przemieszczeniami uogólnionymi w kierunkach X2 oraz Xt;. We wstępnej 
fazie obliczeń założono, że podatność łożyska w kierunku X2 jest równa zero. Przyjęcie
>>>
Drgania walca prowadzącego krajarki papieru KL63 


149 


nieskończenie dużej sztywności translacyjnej łożysk prowadzi do wyznaczenia pięciu 
pierwszych częstości drgań własnych (tabela l). 


200 
I i= 1165 

 -8-.1
 -- t- -. 

 
 
 - -l;.
- --
-._.- 
ST '--S ES 
es kierunki możliwych przemieszczeń uogólnionych SES 


1165 


1165 


200 
1165 ]I 
--l -8- . 


-111.- 


I*-'-'-
 


Rys. 6. Podział walca na elementy sprężysto-tłumiące i sztywne elementy skończone 


Tabela l. Pięć pierwszych częstości drgań własnych 
walca bez uwzględniania podatności łożysk 


Lp. Prędkość obrotowa walca 
[lis] 
I. 41,8 
2. 161 
3. 344 
4. 591 
5. 881 


Częstościom własnym odpowiadają postacie drgań własnych. Trzy pierwsze po- 
stacie drgań własnych zobrazowano na rysunku 7. 


1,5 
0,5 
o 
-0,5 0,5 
-1 


1,5 2 


1-+-41.8 [Hz] _161 [Hz] -'-344 [Hz] I 


Rys. 7. Trzy pierwsze postacie drgań własnych walca dla podatności translacyjnej łożysk równej 
zero 


Dla warunków sztywnego zamocowania walca obliczona pierwsza częstość własna 
odpowiadająca częstości rezonansowej jest większa od wartości zmierzonej. 
W kolejnej fazie obliczeń oszacowano sztywność translacyjną łożyska w oparciu 
o wyznaczoną reakcję dynamiczną i przemieszczenie łożyska. Dla reakcji dynamicznej 
równej 630N i przemieszczenia 19,4 !lm. sztywność łożyska w kierunku X2 można okre- 
ślić z zależności:
>>>
150 


Janusz Zachwieja 


l , 2 
R -N'lI 
k=....A=2 
x x 


o 5N ( 8n ) 2 
, 30 


x 


0,5.0,0766.3,14 2 .1230 2 _ 32,5.10 6 [ N ] 
19,4.10- 6 .900 m (3.1) 


gdzie: 
Ri - reakcja dynamiczna łożyska, 
x - maksymalne przemieszczenie obudowy łożyska, 
N - niewyważenie dynamiczne, 
(O - prędkość kątowa wału. 


W metodzie SES zwiększono sztywność EST w miejscu podparcia wału o wartość 
k wynikającą z zależności (3.1) Wyniki obliczeń częstości własnych drgań i odpowiada- 
jące im prędkości obrotowe wału zestawiono w tabeli 2. 


Tabela 2. Pięć pierwszych częstości drgań własnych walca 
przy uwzględnieniu podatności łożysk 


Lp. Prędkość obrotowa walca 
[lis] 
l. 30,3 
2. 70 
3. 137 
4. 290 
5. 514 


Kształt pierwszej i drugiej postaci drgań własnych odpowiada kolejnopostaci tran- 
slacyjnej i rotacyjnej po uwzględnieniu efektu wygięcia osi wału pod wpływem obcią- 
żeń dynamicznych (rys. 8). 


1,5 
1 
0,5 
o 
-0,5 
-1 
-1,5 


I 
30.3 [HzI _70 [HzI -.-137 [HzI 
 


Rys. 8. Trzy pierwsze postacie drgań własnych walca dla podatności łożysk wyznaczonej 
doświadczalnie
>>>
Drgania walca prowadzącego krajarki papieru KL63 


151 


4. ROZWIĄZANIE METODĄ ODKSZTAŁCALNYCH 
ELEMENTÓW SKOŃCZONYCH 


Obliczenia częstości własnych i postaci własnych drgań zostały przeprowadzone 
numerycznie przy pomocy programu opracowanego przez autora. Sposób podziału wal- 
ca na ES został przedstawiony na rysunku 9. 


?2L 
k1
 _116' 

 
UU 


lO 

 
U 


lJ65 


.
 - 

 
U 


lJ65 


-1- 

 
/U 


200 
1165 _ #_ 

 
uu 


kierunki przemieszczeń uogólnionych w węzłach 


Rys. 9. Podział walca na elementy skończone 


Warunki brzegowe oraz założenia odnośnie sztywności węzłów łożyskowych 
przyjęto analogiczne jak dla metody SES. Otrzymano następujące wyniki obliczeń - ta- 
bela3. 


Tabela 3. Pięć pierwszych częstości drgań własnych walca bez uwzglę- 
dniania podatności lożyska oraz dla podatności wyznaczonej 
doświadczalnie 


Lp. Prędkość obrotowa walca [lis] Prędkość obrotowa walca [lis] 


l. 
- 
2. 
- 
3. 


- 
4. 


- 
5. 


oj 
.:.:: 
tIJ 
;-'0 
oN Lo 
o G) 
- N 


 
 
g 
 
- '0 
oj Lo 
-a 
o 
c. 


42.2 
166 
366 
644 
938 


oj 
.:.:: G) 

 oj'c 
.::; S
 



 
't/J oj oj 
o C::._ 
c:: N 
 
t;J 
.
 
-g -a 
c. 


30.5 
70 
135 
290 
548 


Postacie drgań własnych odpowiadające częstościom własnym przedstawiono na 
rysunkach 10 iII. 
Uwzględnienie podatności zamocowania walca prowadzi do modyfIkacji w macie- 
rzy sztywności elementów odpowiadających węzłom łożyskowym. Ich wartości zwięk- 
szono o wyliczony współczynnik k (3.1), co daje wynik w postaci obniżenia częstości 
krytycznej [2].
>>>
152 
1,5 
0,5 
O 
-0,5 0,5 
-1 


Janusz Zachwiej a 


1,5 


[=+-42.2 1Hz] -1661Hz] -'-366 1Hz] I 


Rys. 10. Postacie drgań własnych walca dla przypadku sztywnego zamocowania 


1,5 
1 
0,5 
O 
-0,5 0,5 5 4 4,5 5 
-1 
-1,5 


[-+-30.5 1Hz] _70 1Hz] -.-135 1Hz] I 
Rys. II. Postacie drgań własnych walca dla zamocowania podatnego 


5. DYSKUSJA WYNIKÓW I WNIOSKI 


Przeprowadzone wyniki badań drgań wału prowadzącego krajarki oraz obliczenia 
numeryczne częstości jego drgań własnych skłaniają do następujących wniosków: 
Osiągnięty stan wyważenia wału okazał się wystarczający dla prędkości obrotowej 
niższej niż 1410 [obr/min] (2,5 [Hz]). Zwiększanie prędkości przesuwu wstęgi papieru 
powyżej 30 m/s powoduje wzrost poziomu drgań wału do wartości niebezpiecznych. 
Częstości własne drgań wyznaczone na drodze obliczeń różnią się nieznacznie od 
wartości rzeczywistych. Źródłem błędu są w głównej mierze trudności w poprawnym wy- 
znaczeniu wartości sztywności elementów podparcia wału oraz tłumienia wewnętrznego. 
Metody SES dają wyniki zbieżne z wartościami otrzymanymi w metodzie ES. 
Niewielkie różnice uzyskanych wyników nie pozwalają w tym przypadku oceniać uży- 
tych metod pod kątem ich dokładności. 


LITERATURA 


[l] Gryboś R., 1998. Drgania maszyn. Wyd. Pol. Śl., Gliwice. 
[2] Gryboś R., 1994. Dynamika maszyn wirnikowych. IPPT PAN Warszawa. 
[3] Kruszewski J., Sawiak S., Wittbrot E., 1999. Metoda sztywnych elementów skoń- 
czonych w dynamice konstrukcji. WNT Warszawa.
>>>
Drgania walca prowadzącego krajarki papieru KL63 


153 


[4] Łączkowski R., 1979. Wyrównoważanie elementów wirujących. WNT Warszawa. 
[5] Muszyńska M., 1992. Dynamika maszyn wirnikowych. Wyd. Uczeln. WSI, Ko- 
szalin. 
[6] Schenck C Diagnostyka maszyn. Seminarium C40. 


VIBRA TIONS OF KL63 SHEET CUTTER GUIDE CYLINDER 


Summary 


The study compares measurement results for KL63 sheet cutter guide cylinder reso- 
nance frequency of sheet cutter and numerical calculations with finite elements method. 
Keywords: machine dynamics, free vibration, finite elements method
>>>
AKADEM[A TECHNICZNO-ROLNICZA IM. JANA I JĘDRZEJA ŚN[ADECKlCH 
W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 240 - MECHANIKA (52) - 2002 


MODELOWANIE W IDENTYFIKACJI STANU 
DYNAMICZNEGO SILNIKA TURBINOWEGO 


Bogdan Żółtowski 
Katedra Maszyn Roboczych i Pojazdów 
Wydział Mechaniczny A TR 
ul. Prof. S. Kaliskiego 7, 85-796 Bydgoszcz 


W pracy przedstawiono zasady modelowania w identyfikacji stanu dyna- 
micznego maszyn. Wskazano na możliwe sposoby modelowania stanu dla potrzeb 
diagnostyki technicznej. Jako przykład omówiono badania wstępne silników turbi- 
nowych. które pozwalają na ocenę i prognozowanie ich stanu technicznego oraz 
ustalenie polityki eksploatacyjnej silników, co jest bardzo istotne z punktu widze- 
nia bezpieczeństwa i rachunku ekonomicznego. 
Słowa kluczowe: diagnostyka techniczna. identyfikacja. silniki lotnicze 


I.WSTĘP 


Ważną grupę eksploatowanych w lotnictwie obiektów technicznych stanowią turbi- 
nowe silniki lotnicze. Własności i warunki eksploatacyjne silnika turbinowego wymu- 
szają opracowanie szeregu metod diagnozowania w celu osiągnięcia pełnej nieza-wod- 
ności działania. Praktyka eksploatacyjna śmigłowców wykazuje, że prawidłowe okreś- 
lenie strategii działania dla personelu eksploatującego zapewnia utrzymanie żądanej 
sprawności, z uwzględnieniem minimalizacji kosztów eksploatacji. 
Utrzymanie niezawodności śmigłowców jest jednym z ważniejszych problemów, 
gdyż powstanie uszkodzeń powoduje: 
- zwiększenie ryzyka wypadku lotniczego, 
- straty ekonomiczne, 
- uniemożliwienie realizacji określonych zadań. 
Jeden ze sposobów rozwiązania problemu dotyczącego bezpieczeństwa lotów spro- 
wadza się do ciągłego nadzorowania i oceny stanu technicznego poszczególnych ele- 
mentów i zespołów silników turbinowych, przy zachowaniu wymaganego poziomu nie- 
zawodności. 
Dane z ostatnich 30 lat dotyczące wypadków lotniczych - według ICAO - wskazują 
na znaczący procentowy udział uszkodzeń technicznych (10-20 %) jako przyczyny ka- 
tastroflotniczych oraz wysoki wskaźnik wynikający z błędów człowieka (10-15 %) [4].
>>>
156 


Bogdan Żółtowski 


2. IDENTYFIKACJA PROSTA I ZŁOŻONA W DIAGNOSTYCE 
TECHNICZNEJ 


Zmiany stanu maszyn opisywane sygnałem drganiowym odzwierciedlają się w zmien- 
nych wartościach poziomu (parametrów) drgań lub w zmianie transmitancji od punktu uszko- 
dzenia do punktu odbioru. Każdy układ mechaniczny w zakresie niskich częstotliwości moż- 
na modelować układami dyskretnymi (m, k, c), w najprostszym przypadku o jednym stopniu 
swobody (rys. l). W praktyce układ taki może być modelem [5]: 
- wirnika maszyny w łożysku ślizgowym z warstwą oleju (c), zamocowanym na 
korpusie o dużej masie (m) i sztywności (k); 
- maszyny o masie (m) przytwierdzonej sztywno do fundamentu o własnościach 
sprężystych (k, c); 
- maszyny (m) na amortyzatorach (k, c) zamocowanej do fundamentu o dużej masie; 
- wirnika maszyny (m) w łożysku tocznym (k, c) zamocowanym w korpusie o dużej 
masie i sztywności; 
- wysokiej konstrukcji (platforma wiertnicza, komin, wieża) poddanej działaniu fal 
morskich lub wiatru. 
W większości zastosowań korzysta się z identyfikacji prostej, gdzie wyznacza się 
zmiany wartości m, k, c, albo zmiany parametrów charakterystyk amplitudowo-częstotli- 
wościowych (widma). Do zadań identyfIkacji prostej w diagnostyce technicznej należy: 
- wyznaczanie struktury modelu, czyli wartości i wzajemnych połączeń między 
elementami masowymi (m), sprężystymi (k) i dyssypacyjnymi (c); 
- wyznaczanie charakterystyk amplitudowo-częstotliwościowych układów lub tylko 
pewnego zbioru ich parametrów. 


UKŁAD O l SS W 


b 


x 



 
 F;
)lrY 


Rys. l. Układ o jednym stopniu swobody jako najprostszy model obiektu mechanicznego 


mx+ bx+cx = F(t) 
x = Asin(uH+Ij» 
dx d 2 x dV 2 . 
v=-=AUJcos(UJt+p) a=-=-=-AUJ sm(UJt+p) 
dt dt 2 dt 


(l)
>>>
Modelowanie w identyfikacji stanu dynamicznego ... 


157 


Przedstawione zależności obrazują równanie ruchu drgającego i wynikające z niego 
parametry procesu drganiowego, co pozwala na zaniechanie trudnego opisu analitycz- 
nego (szczególnie dla wielu stopni swobody) i zastąpienie go bezpośrednimi pomiarami 
drgań. Stan obiektu można więc opisywać zamiennie, zamiast modelowania w kate- 
goriach (m, k, c) stosować opis drganiowy w kategoriach (a, v, x). 
Opis obiektu o dwóch stopniach swobody (rys. 2) jest nieco trudniejszy, chociaż 
efekt końcowy jest podobny. 


UKŁAD O 2 SSW 


c.. - c. 


'lą'..(..-"1".....
 


c,,- c. 


'1"/ ////";'l"-:-"_/-?:' 


$-. 


P'(t) 


Ę(l) 


_
x 


Al-m. 


Ą.-Ine 


B,-b. 


,,7//....."'" ,/"bHM 


B 2 - b. 


0v//. 

;-.'/'//. 


q, 


q. 


Rys. 2. Model układu o dwóch stopniach swobody 


Po uwolnieniu z więzów każdego elementu otrzymuje się następujące układy sił 
działających na te elementy: 
I: Pl(t
b2(ą2 -ąl
C2(ą2 -ąl
-blą..-Cląl 
II: P2(t
b2(ą2 -ą.),C2(ą2 -ąl) 


(2) 


Stosując zasadę d' Alemberta dla każdego z tych elementów, możemy zapisać dwa 
równania: 


m l ąl =-bI41 -c 1 ąl +b 2 (ą2 -ąl)+cAą2 -ąl)+P 1 (t) 
m 2 ą2 = -b 2 (ą2 -ąl)-C2(ą2 -ąl)+ P 2 (t) 


(3) 


Wprowadzając pewne uporządkowanie powyższych równań, otrzymamy układ róż- 
niczkowy równań ruchu: 
m]ąl + (b\ + b 2 )ąl - b 2 ą2 + (CI + C2)ąl -c2ą2 = PI (t) 
m 2 ą2 + b 2 ą2 - b 2 ą] + C 2 ą2 - C2ą\ = P 2 (t) 


(4) 


Stosując prawa rachunku macierzowego, równanie ruchu (2) można zapisać: 


I m I O 11 
1 1 + l (b 1 + b 2 ) - b2 !1 
1 1 + ! (c l + C2) - c2 11 ą1 ! = I P 1 (t)1 (5) 
O m 2 ą2 -b 2 b 2 ą2 -c 2 C2 ą2 P2(t
 


lub ogólnie: 


Aą+Bą+Cą =Q 


(6) 


Dalsze przekształcanie otrzymanego równania wskazuje, że zamiast modelowania 
można stosować (podobnie jak dla układu o l SSW) opis drganiowy. 
Dla układów złożonych, często nieliniowych, dla potrzeb identyfikacji złożonej 
wykorzystuje się analizę modalną (teoretyczną, eksperymentalną lub eksploatacyjną).
>>>
158 


Bogdan Żółtowski 


W wyniku jej przeprowadzenia otrzymuje się model modalny, który stanowi upo- 
rządkowany zbiór częstości własnych, odpowiadających im współczynników tłumienia 
oraz postaci drgań własnych. Na podstawie znajomości modelu modalnego można prze- 
widzieć reakcje obiektu na dowolne zaburzenie zarówno w dziedzinie czasu, jak i czę- 
stotliwości [8]. 
Teoretycznie, analiza modalna wymaga rozwiązania zagadnienia własnego dla 
przyjętego modelu strukturalnego badanej konstrukcji. 
Przeprowadzenie eksperymentalnej analizy modalnej wymaga pomiaru drgań kon- 
strukcji w wielu jej punktach przy wymuszeniu działającym w jednym lub wielu punk- 
tach wyznaczonej sieci punktów pomiarowych. Jednocześnie musi być mierzony prze- 
bieg siły wymuszającej drgania. Estymacja parametrów modelu modalnego polega na 
aproksymacji zmierzonych charakterystyk konstrukcji za pomocą funkcji, dla której 
zmiennymi są parametry modelu modalnego. 
Eksploatacyjna (operacyjna) analiza modalna wykorzystuje rzeczywiste warunki 
pracy maszyny jako sygnały wymuszeń, a dalsze przetwarzanie jest podobne jak w eks- 
perymentalnej anal izie modalnej. 
Mamy więc do dyspozycji różne narzędzia dla potrzeb identyfikacji prostej i złożo- 
nej, co skrótowo pokazano poniżej. 


IDENTYFIKACJA STANU DYNAMICZNEGO 


PROSTA 


ZŁOŻONA 


- test impulsowy - teoretyczna AM 
- test harmoniczny - eksperymentalna AM 
- test przypadkowy - eksploatacyjna AM 
[m, k, ci ============= IUJ, c, Pdl 
widmo drgań ======== diagram stabilizacyjny 
Df!?:ania odzwierciedlaia analitvczne modele dynamiczne. 


3. MODELOWANIE ENERGETYCZNE ZMIAN STANU SILNIKÓW 


Jedną z odmian modelowania stanu dynamicznego maszyn jest modelowanie ener- 
getyczne, które zaprezentowano na przykładzie silnika turbinowego śmigłowca. Turbi- 
nowy silnik lotniczy stanowi układ mechaniczny transformujący energię z nieodłączną 
jej dyssypacją wewnętrzną i zewnętrzną [5], co przedstawiono na rysunku 3. 
Wejściowy strumień energii jest przetwarzany na dwa strumienie wyjściowe, energię 
użyteczną oraz energię częściowo przekazywaną do środowiska, a częściowo akumulo- 
waną w silniku jako efekt procesów zużyciowych zachodzących podczas jego pracy. 
Diagnozowanie poprzez obserwację procesów roboczych oraz monitorowanie ich 
parametrów w sposób ciągły prowadzi do określenia sprawności energetycznej ,,11," 
turbinowego silnika lotniczego. Ujmuje ona wszystkie straty energetyczne, jakie zacho- 
dzą w procesie wytwarzania energii potrzebnej do wykonania pracy mechanicznej. War- 
tość sprawności energetycznej ,,11," charakteryzuje również silnik turbinowy pod wzglę- 
dem ekonomicznym, gdyż im mniejsze straty energii cieplnej tym sprawność silnika 
większa.
>>>
Modelowanie w identyfikacji stanu dynamicznego... 


159 


UKŁAD MECHANICZNY 


E. 


E, 


E, 


EN - energia napędowa, 
Eu - energia efektu użytecznego, 
E D - energia dyssypowana 
Rys. 3. Model rozpływu energii 


Ew - akumulowana energia destrukcji, 
Ez - energia rozpraszana do otoczenia, 


Znajomość energetycznego modelu odwzorowanego zaproponowanymi w [1-3, 7] 
dwiema miarami (7) oraz (15) umożliwia opis zachowania się silnika turbinowego 
w czasie eksploatacji. 
Sprawność enen!etvczna silnika turbinowe\?:o "n 
- jest zdefiniowana jako sto- 
sunek energii efektu użytecznego "Eu" uzyskanego w dowolnym czasie eksploatacji ,;t" 
Gednak nie przekraczającego optymalnego okresu racjonalnej eksploatacji do naprawy 
"Ln") do energii napędowej "EN" dostarczonej w tym samym czasie dla uzyskania efek- 
tu użytecznego: 


TJ (L) = EU(L) -100 % 
, EN(L) 


(7) 


gdzie: 
Eu - energia efektu użytecznego [kWh], 
EN - energia napędowa [kWh]. 


Wielkość energii efektu użytecznego "Eu" między naprawami przedstawia zależność: 


t=n 
E U (L) = f N U (L)dL 
,
o 


(8) 


Moc użyteczną "Nu" silnika turbinowego w zależności od parametrów gazodyna- 
micznych w zmiennych warunkach eksploatacji można wyznaczyć z relacji [1,3]: 


Nu ( L ) = ni . c . t 3 . { l - 
 } . 
p k'-l TJ, 
k' 


(9) 


Natomiast strumień energii napędowej "EN" wyraża się wzorem: 


T
n 
EN (L) = fNN(L)dL 
,
o 


(lO)
>>>
]60 


Bogdan Żółtowski 


Moc napędową "NN" silnika turbinowego można wyznaczyć z relacji: 


NN(T) = G e . Wop 


(11 ) 


gdzie: 


G e = ge . N li 


( 12) 


G e - godzinowe zużycie paliwa [kg/h], 
ge - jednostkowe zużycie paliwa [kg/kWh], 
Wop - wartość opałowa paliwa [kWh/kg]. 


Głównym zadaniem turbinowego silnika lotniczego jest wytworzenie odpowiedniej 
energii efektu użytecznego "Eu" , mającego pokonać siły grawitacyjne oraz opory aero- 
dynamiczne, tzn, zapewnić odpowiednią prędkość lotu śmigłowca. Energia efektu uży- 
tecznego "Eu" w czasie eksploatacji "T" nie może osiągnąć mniejszej wartości od war- 
tości granicznej "EUgr", która jest niezbędna do zapewnienia śmigłowcowi odpowiedniej 
prędkości lotu na danej wysokości. Dla bezpieczeństwa lotów musi być więc zachowany 
warunek: 


Eu ?: EUgr 


(13) 


Graniczną wartość energii efektu użytecznego "EUgr" silnika turbinowego określa 
się jako: 


EUgr = Qmm . eu 


(14) 


gdzie: 
Qmm - minimalna masa startowa śmigłowca [kg], 
eu - jednostkowa energia efektu użytecznego śmigłowca [kWh/kg]. 


Optymalny okres racjonalnei eksploatacji silnika turbinowel!o do naprawy 
...1n':':' - definiuje się jako okres pracy od chwili jej rozpoczęcia do chwili naprawy silnika, 
gwarantujący najniższy koszt wytwarzania energii efektu użytecznego "El''' w tym okre- 
sie czasu. W celu jego określenia należy analizować zmiany zachodzące w kosztach 
wytwarzania energii efektu użytecznego "ku" według relacji: 


k ( ) Kc(n) . 
u n =-----fmln 
E u ('r) 


Całkowity koszt eksploatacji silnika turbinowego "Kc" dla rachunku optymaliza- 
cyjnego można przedstawić jako [2,3]: 


1=11 
Kc(n)= fK(T)dT+Kk 
,
o 


( 16) 


gdzie: 


K=kJ.EN 


(I7) 


kI = ge . c e 


( 18) 


Kc - całkowity koszt eksploatacji silnika turbinowego [zł], 
K - koszt godzinowego zużycia energii napędowej [zł/h],
>>>
Modelowanie w identyfikacji stanu dynamicznego ... 


161 


kJ - jednostkowy koszt energii napędowej [zł/kWh], 
Kk - koszt naprawy silnika [zł], 
Co - jednostkowy koszt paliwa [zł/kg]. 


Koszt wytwarzania energii efektu użytecznego "ku" w czasie eksploatacji nie może 
przekroczyć maksymalnej wartości, czyli musi być spełniony warunek: 
kU :s; kUmax (19) 
Maksymalną wartość kosztu wytwarzania efektu użytecznego "kumax' " jaką może 
osiągnąć silnik turbinowy w czasie eksploatacji, wyznaczyć należy według wzoru [3]: 


K 
k Umax = 
 
'Ugr 


(20) 


gdzie: 
E Lgr - graniczna wartość energii efektu użytecznego [kWh]. 


Wartość "kumax" jest granicą ekonomicznego okresu racjonalnej eksploatacji. Jeżeli 
koszt wytwarzania energij efektu użytecznego "k lj " przekroczy maksymalną wartość 
.,k Lrnax ", wówczas silnik turbinowy jest wycofany z eksploatacj i i poddany naprawie. 


4. BUDOWA MODELU ENERGETYCZNEGO SILNIKA 


W celu wyznaczenia zmian charakterystyk energetycznych w czasie eksploatacji 
dla silnika turbinowego rozważa się zależność pomiędzy energią napędową "EN", ener- 
gią efektu użytecznego "El!" oraz czasem eksploatacj i ,;r". Analizę energetyczną silnika 
turbinowego ujęto w formie bilansu energii o następującej postaci [1-3]: 


EN(e) = Eu(e) + Ew(e) + Ez(e) 


(21) 


gdzie: 


Ew(T) - strumień energii dyssypowanej wewnętrznie, 
Ez(e) - strumień energii dyssypowanej zewnętrznie, 
Eu(e) - strumień energii użytecznej. 


Strumień zewnętrznych strat energii "Ez", zmienny w czasie eksploatacji "e", za- 
leży między innymi od: 
- aktualnego stanu technicznego silnika turbinowego, 
- destrukcyjnego wpływu dodatniego sprzężenia zwrotnego procesów resztkowych. 
Zużycie silnika turbinowego wyraża się zmianą takiego symptomu jego stanu te- 
chnicznego, którego zwiększanie się w czasie eksploatacji "e" powoduje wzrost stru- 
mienia energii napędowej "EN" dla zachowania stałej energii efektu użytecznego "Eu" . 
Analizując nierówności (16) i (20) z uwzględnieniem warunków brzegowych (21) 
należy stwierdzić, iż istnieje tylko jedna postać funkcj i, która spełnia powyższe określone 
warunki kryterialne [2,3]: 


80 
EN(e)=EN(eo)+Oj(e-eo) - 


(22) 


Dokonując analogicznych jak wyżej przekształceń uzyskano funkcję zmiany energii 
efektu użytecznego "Eu" w czasie eksploatacji "e"[2,3]:
>>>
162 


Bogdan Żółtowski 


Eu(-r) = E u (To)+8 3 (T-Toi'2 


(23) 


gdzie: 
81. 8 2 , 8 2 - parametry strukturalne, które ukazują wielkość zachodzącej destrukcji 
silnika turbinowego. 


5. BADANIA EKSPLOATACYJNE TURBINOWYCH SILNIKÓW 
LOTNICZYCH 


Badany turbinowy silnik lotniczy TW3-l17W jest eksploatowany w składzie zespo- 
łu napędowego śmigłowca Mi-24W. Zespół ten stanowią dwa silniki turbinowe oraz 
przekładnia główna WR-24, która przekazuje napęd na wirnik nośny i śmigło ogonowe 
śmigłowca. Eksploatacja silnika turbinowego TW3-117W odbywa się w planowo- 
zapobiegawczym systemie obsługiwań technicznych, który jest budowany w oparciu 
o strategię według ilości wykonanej pracy [7,8]. 
Turbinowy silnik lotniczy TW3-117W składa się z następujących zespołów (rys. 4): 
l - dwunastostopniowa sprężarka osiowa posiadająca pięć regulowanych stopni łopatek 
aparatu kierującego, 2 - pierścieniowa komora spalania, 3 - dwustopniowa turbina sprę- 
żarki, 4 - dwustopniowa turbina napędowa, 5 - układ wylotowy, 6 - wał napędowy prze- 
kładni głównej, (T 3 . - miejsce pomiaru temperatury gazów przed turbiną sprężarki). 


2 


3 


4 


5 


Rys. 4. Schemat silnika turbinowego TW3- I 17W 


Z uzyskanych wyników badań silników turbinowych TW3-117W [1-3] dokonano 
obliczeń wartości średnich arytmetycznych "E"u", "E'N", "TJ"," i "k"u", a następnie 
wyznaczono ich przebiegi w czasie eksploatacji "T"(ryS. 5). 
Uzyskane wartości średnich arytmetycznych "E "u", "E "N'" ,,11'," i "k"u" dla bada- 
nego typu silnika turbinowego są wykorzystywane do ustalenia [1-3]: 
- modelu zmian stanu technicznego silnika turbinowego, 
- czasu kolejnego diagnozowania silnika turbinowego, 
- okresu racjonalnej eksploatacji silnika turbinowego.
>>>
Modelowanie w identyfikacji stanu dynamicznego... 


163 


E' Ik,\V].ł E' I k,\V]. I 
u I .. 
1450 ! 6000 



 ..!h, 
; , 
 l..... 


.,,:;,_.łL 
" 


TJ
I.'.), k;' Id/k'\Vh) 
! 
28 i 310 
, 
26 i 300 


k U l't\8:;t 
 306 :dIk\'\'"l\ 


.1400 ł
7SO 



'
 
 


2,J. s 290 
j 
1 280 
, 
i 
1: 170 


1150 ;"

09 


Eu 111" 
 1139k\:t,.
 
__.___m____.__n..
__ _ 


18 260 
J 
----- - - -- -------- 250 
I 


50 


100 


.150 


200 


250 



IKod:z) 


Rys. 5. Przebieg zmian wartości średnich arytmetycznych "E'u", "E'N"'" Tj'," i "k'u" ba- 
danych silników turbinowych 


6. MODEL ZMIANY STANU SILNIKÓW 


Badania eksperymentalne w oparciu o model energetyczny pozwalają na wyzna- 
czenie parametrów strukturalnych ,,01", ,,0/' i ,,0/', których wartości określają zmiany 
zachodzące w strumieniu energii napędowej "E N " oraz w energii efektu użytecznego 
"E u " badanego silnika turbinowego TW3-117W w czasie eksploatacji ,;1'''. 
Funkcja opisująca strumień energii napędowej "EN(r)" badanego silnika turbino- 
wego przyjmuje postać [2]: 


EN(r) = 5601 + 1,45(1' - '[0)°,9538 


(25) 


Przedział ufności strumienia energii napędowej "EN(r)" liczony na poziomie ufno- 
ści al = 0,99 dla: 
(1' -to) = 50 godzin pracy: wynosi: 5541 
 EN(t) 
 5661; 
(1' -to) = 100 godzin pracy: wynosi: 5486 
 EN(t) 
 5716. 
Funkcja opisująca energię efektu użytecznego "Eu(t)" badanego silnika turbino- 
wego przyjmuje postać [2,3]: 
Eu(t) = 1282 - O,l6(t - t O )0.9531 (26) 


Przedział ufności energii efektu użytecznego "Eu(-r)" liczony na poziomie ufności 
a I = 0,99 dla: 
(t -to) = 50 godzin pracy wynosi: 1275 
 Eu(-r) 
 1289; 
(t -'[o) = 100 godzin pracy wynosi: 1269 
 Eu(t) 
 1295.
>>>
164 


Bogdan Żółtowski 


7. WYZNACZANIE OKRESU RACJONALNEJ EKSPLOATACJI 
SILNIKÓW 


Na podstawie wyników badań, uwzględniając zaproponowane w pracy [l] relacje 
opisujące prognozowanie terminów kolejnych diagnozowań, wyznaczono prognozę zmian 
wartości energii efektu użytecznego "Eu" oraz kosztu wytwarzania energii efektu użytecz- 
nego "ku" (z założonym prawdopodobieństwem a 1= 0,99), co przedstawia rysunek 6. 


E' u [kWh] 


k'u[zł/kWh] 


1450 


k u ....= 306 zł/kWh 


I _" 
.....-ł- 


310 


1400 


I_
" I ......_1"'" 


.......... 


300 


1350 


290 


1300 


280 


1250 


270 


1200 


260 


li 50 


Eugr= 1139 kWh 


-) 
I 


250 


50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 


t [godz] 


- przebieg E'u 
- przebieg k' u 
....0... przedział ufuości wartości Eu i kIJ 


Rys. 6. Prognozowane wartości oraz przedziały ufności "E'u" i "k'u" badanego silnika 


8. WNIOSKI KOŃCOWE 


Dogodne narzędzia identyfikacji prostej i złożonej umożliwiają zamienne korzysta- 
nie z modeli analitycznych i opisu drganiowego badanych obiektów. Często jednak sto- 
sunkowo prosty opis analityczny przy pomocy (nowego) modelowania energetycznego 
jest równie efektywny, co przedstawiono w tej pracy w zakresie modelowania zmian 
stanu silników turbinowych. 
Rozpatrując uzyskane wyniki badanych silników turbinowych należy zauważyć, że: 
a) spadek wartości energii efektu użytecznego "Eu" powoduje zmniejszenie 
sprawności energetycznej "TJ,"; 
b) utrzymanie odpowiedniej wartości energii efektu użytecznego "Eu", poprzez 
dokonywanie regulacji silnika, wpływa na wzrost kosztu wytwarzania energii 
efektu użytecznego "ku"; 
c) przedstawione przebiegi zmian energetycznych i kosztów badanych silników 
ukazują, iż pomimo spadku energii efektu użytecznego "Eu" oraz wzrostu 
kosztu wytwarzania energii efektu użytecznego "ku" dalej mogą być eksploa-
>>>
Modelowanie w identyfikacji stanu dynamicznego ... 


]65 


towane, ponieważ po przepracowaniu 250 godzin nie zostały osiągnięte war- 
tości graniczne (E Ugr i kUmax). 
Doskonalenie metodologii modelowania stanu obiektów pozwala na rozwój możli- 
wych do praktycznego stosowania nowych strategii eksploatacji, w których dobre modele 
gwarantują skuteczne algorytmy diagnozowania. 


LITERATURA 


I]] Augustyn S., Żółtowski 8., 1999. Diagnozowanie eksploatacyjne turbinowych sil- 
ników śmigłowców. IV Konf. Nauk. WSO Toruń. 
[2J Augustyn S., Żółtowski B., ]999. Energy estimation of turbine engine. Interna- 
tional Conference: Aircraft and Helicopter Diagnostics AIRDIAG'99, Warsaw. 
[3 J Augustyn S., Żółtowski B., 2000. N iezawodność eksploatacyjna turbinowych sil- 
ników lotniczych. VIII Sympozjum, Płock. 
[4] Barliński B., Stelmaszczyk Z., 1981. Eksploatacja silników lotniczych. WKiŁ War- 
szawa. 
[5 J Cempel c., 1998-200 I. Procesor energii. Wiele publikacj i. 
[6J Cempel c., 1994. Modele diagnostyki wibroakustycznej. Mat. Konf. Bydgoszcz - 
Borówno, A TR Bydgoszcz. 
[7] Żółtowski B., 1996. Podstawy diagnostyki maszyn. A TR Bydgoszcz. 
[81 Żółtowski B., 200 I. Modal analysis in diagnostic of machines. 17th International 
Conference CARS@FOF , Durban, South Africa, 722-732. 


MODELING IN IDENTIFYING DYNAMIC 
ST A TE FOR TURBINE ENGINE 


Summary 


The study presents modeli ing rules in identitying machine dynamic state. There have 
been offered modeli ing methods for technical diagnostics; preliminary turbine engines 
test in order to estimate and to forecast the technical condition and to define the engine 
exploitation policy, which is crucial for safety and cost-effectiveness. 
Keywords: technical diagnostics, identitying, turbine engines
>>>
ISSN 0208-6395
>>>