Zeszyty Naukowe Akademii Techniczno-Rolniczej im. Jana i Jędrzeja Śniadeckich w Bydgoszczy. Mechanika, z.36 (184), 1994

9qr 


AKADEMIA TECHNICZNO-ROLN ICZA 
IM. JANA I JĘDRZEJA ŚNIADECKICH 
W BYDGOSZCZY 


ZESZYTY NAUKOWE NR 184 


MECHANIKA 36 


et 
I] Oo'b 


BYDGOSZCZ - 1994
>>>
AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA 
IM. JANA I JĘDRZEJA ŚNIADECKICH 
W BYDGOSZCZY 


ZESZYTY NAUKOWE NR 184 


MECHANIKA 36 


( ';, 
I, 


:1 
- 


B Y D G O S Z C Z - 1994
>>>
PRZEWODNICZĄCY KOMITETU REDAKCYJNEGO 
prof. dr hab.Ojcumila Stefaniak 


REDAKTOR NAUKOWY 
prof. dr hab. inż. Maciej Woropay 


OPRACOWANIE REDAKCYJNE I TECHNICZNE 
mgr Dorota Slachciak, Zbigniew Gackowski 


Wydano 711 zgodą Rektora 
Akademii Techniczno-Rolnic7.ej 
w Bydgoszczy 


ISSN 0208-6395 


WYDA WNICTWO UCZELNIANE AKADEMII TECHNICZNO-ROLNICZEJ 
W BYDGOSZCZY 


Wyd. I. Nakład 150 eg.l. Ark.wyd. 11.2. Ark. druk. 11.25. Papiel kI. IV. 
Oddano do druku w lipcu 1994 r. Druk ukończono w sierpniu 1994 r. 
MEN 
UC/.clniany Zaklad Malej Poligrafii ATR, Bydgoszcz. ul. Ks. AKordcekiego 20. 
Zamówienie nr 53/94. 


( I (j (
"i 
.: ' '\ ,) c" :
>>>
51'10' TREŚCI str 


l. Henryk Oleszycki, Tomasz Karuiski - Zgrzewanie tarcio"18 żeliwa 
s feroidalnego o o . . . o. . o o . . . . o . . . . . o o . . . . . o . o . . o . . o o . . . . . . . o . . o 5 
2. Zdzislaw Lawrynowicz - Przemiana bainityczna jako forma prze- 
miany eutektoidalnej o.. o o o o.. o. o...... o..... o....... o o o o.... o 23 
3. Zdzis law Lawrynowicz - Technika implantowania w plazmie i jej 
zastosowanie do modyfikacji własności warstwy wierzchniej ma- 
teriał6w .. o . o . . o . . o. . . . o . . . . o . o . . . o . . o . . . o . . . . . o . . o . . o o . o . . . . 39 
40 Jan Szafrański, Jerzy Stein
orn, Stanislaw Dymski - Analiza 
przyczyn awaryjnego zniszczenia wału wytłaczarki do tworzyw 
sztucznych ............ o. o . . . . o o . . . o. . . . . . . . o. . o o . . o o o o o o . . o o . 55 
50 Stanisław hroziński, Józef Szala - Niskocyklowe badania zmęcze- 
niowe w warunkach obrotowego zgitlania - stanowisko badawcze 
oraz wyGrane wyniki badań .0.00.0..00.000. ..00....0.0..00..... 65 
60 Janusz Sempruch - Ocena wytrzymalo
ci zmęczeniowej w warunkach 
złożonego stanu naprężenia na podscawie hipotez wytężeniowych 
oraz innych znanych metod obliczeniowych .0.0..000.......0.00. 79 
7. Andrzej Przybylski, l1aciej Woropay - Zastosowanie modeli to- 
pologicznych do optymalizacji procedur diagnostycznych ..0.0.. 97 
80 Andrzej Przybylski, Maciej Woropay - Metoda optymalizacji pro- 
cesów diagnozowania złożonych obiektów technicznych .0.00..... 10Y 
90 Michał Styp-Rekowski - Mechanizmy prostoliniowego ruchu postę- 
powo- zwrotnego o. o o o . . . . . . o . . . o . . . . . o o . . . o . . . . . . . . . . o o . . . . . o . o 119 
10. Jędrzej Bayer - BadanIa zmodyfikowanego rzutnika do transportu 
zielonek i słomy '" o o . o o . . . . o . . o o . o . o . . . . o . . o . . o . . o . . . . o . . . o . 12 '7 
llo Tadeusz Sęk, Edmund Dulcet ,- Wpływ sposobu dodawania konser 
wantu do zielonki na równomierność wymieszania go z zIelonką 
oraz na wielko
ć jego strat ..0....0000.0000000.0.0....00..0.0 133 
120 Edmund Dulcet - Ocena równomierno
ci dozowania konserwantów 
przez różne rozwiązania konstrukcyjne urządzeń dozujących .0.. 141 
13. Edmund Dulcet - Analiza sposobów dodawania konserwantów do za- 
kiszanych roślino. o o o. o o. o... o...... o.. o. o. o....... o o o o....... 153 
14. Bronisław Kłos, Eugenius
 Jarmocik - Metoda obliczania wskaź- 
ników eksploatacyjnych zbiornikowego schładzania mleka z aku- 
mulacj ą lodu .. o o . . o o . o o . . o o o o . o o . . o . . . . . . . o o . o . o . o . . o o o . . o. . . 1:)9 
150 Marian Szymański - Rekuperacja ciepła od brudnego kondensatu 
siarczanowego o. o o o o o . o . . . o . o . . o . o . o . o o . o . . o o . o . o o o o o o o . o o . o . o 169
>>>
AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA LM. JANA I JĘDRZEJA ŚNIADECKICH W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 184 - MECHANIKA /36/ - 1994 


Henryk Oleszycki 
Tomasz Karulski 


ZGRZEWANIE TARCIOWE ZELIWA SFEROIDALNEGO l / 


Przeprowadzono badania złączy żeliwa sferoidalnego z żeliwem 
sferoidalnym, otrzymanych metodą zgrzewania tarciowego. Stwierdzono, 
że zmniejszenie prędko
ci chłodzenia złączy przez zastosowanie osłon 
lub podchładzanie w piecu przyczynia się do podwyższania ich wy- 
trzymało
ci przez czę
ciowe lub całkowite odpuszczanie martenzytu. 
Przedłużenie czasu tarcia z 15 do 23 s prowadzi do ciągłego podwyż 
szania wytrzymało
ci na rozciąganie, przy czym wytrzymało
ć ta jest 
jednakowa przy każdym czasie tarcia, bez względu na początkowy stan 
struktury żeliwa, surowy i ferrytyzowany. Wyżarzanie normalizujące 
podnosi wytrzymało
ć złączy niemal dwukrotnie, natomiast wyżarzanie 
ferrytyzujące zmniejsza je. 


1. WPROWADZENIE 


Zeliwo sferoidalne dzięki swoim szczeg6lnym zaletom, w tym z uwagi 
na możliwo
ć poddawania odlew6w wielu procesom obróbki cieplnej, znalazło 
zastosowanie do wytwarzania wielu ważnych elementów maszyn, jak na przy- 
kład: wał6w korbowych do silników spalinowych, uprzednio zastrzeżonych dla 
odkuwek stalowych. 
Od pewnego czasu zaczęto r6wnież interesować się możliwo
cią zgrzewa- 
nia tarciowego żeliwa ciągliwego [7]oraz żeliwa sferoidalnego [1,3,6]. We 
wszystkich przypadkach zajmowano się zgrzewaniem żeliwa ze stalą konstruk- 
cyjnąo 
Początkowo uważano, że obecno
ć grafitu stanowiącego smar na tyle 
utrudnia zgrzewanie, iż otrzymuje się złe wyniki [4JoJednakże w pracy [7J 
wykazano, iż podczas zgrzewania tarciowego żeliwa ciągliwego można otrzy - 
mać złącze o wla
ciwo
ciach odpowiadających spajanemu materiałowi. 
Wykonane w kraju badania nad zgrzewaniem żeliwa sferoidalnego z kon - 
strukcją stalową węglową /St3S/ przez W.Kacpszaka i J.Lassocińskiego [3] 
wykazały realnoś
 otrzymania połączenia żeliwa sferoidalnego ze stalą przy 
odpowiednim przygotowaniu struktury czół pr6beko Autorzy wskazali r6wnież 
na ważną rolę struktury początkowej osnowy metalowej żeliwa oraz postaci 
grafitu na wytrzymalość złącza. Maksymalna wytrzymałość złączy osiągnięta 
przez wy=ej wymienionych autor6w wynosiła 317 HPa, przy w pełni kulkowym 
K3ztałcie grafitu i perlitycznej wejściowej strukturze osnowy metalowej że- 
liwa. 


1/ A
tYku-;: 
-oparty jest na pracy pt.: "Badania możliwości zgrzewania materia- 
łÓ'.1 trudnozgrzewalnych - żeliwa sfer'-"idalnego"wykonanej na zlecenle In- 

tytutu S
awalnictwa w 1988r.
>>>
6 


H.Oleszycki, T.Karulski 


Autorzy publikacji [6] zajmowali się zgrzewaniem żeliwa sferoidalne- 
go ferrytyczno-perlitycznego o wytrzymało
ci na rozciąganie Rm=431 lub 
536 N/lnrn 2 [MPaJ i wydłużeniu odpowiednio 24 i 9% ze stalą węglową o za- 
wartości C=0,08 lub 0,14%. Złącza zgrzewane tarciowo miały wytrzymało
ć 
? 
na rozciąganie Rm=413-426 N/rnrn- [MPaJ i wydłużenie 18,6-6,7%. 
Autorzy [6J poaali następując
 hipotezę zgrzewania tarciowego że- 
liwa sferoidalnego ze stalą' w czasie zgrzewania żeliwa ze stalą na po- 
wierzchni zgrzewania tworzy się cienki film grafitu powstaiy z roztartycH 
kulek grafitowych,który wskutek niedostatecznego nagrzewania powierzchni 
tarcia, nie może być usunięty z powierzchni tarcia. Jednak jeżeli obszar 
tarcia zostanie nagrzany powyżej AC 3 , wówczas grafit z powierzchni tarcia 
rOzpuszcza się w stali i wtedy, po całkowitym rozpuszczeniu grafitu, mo' 
żliwe jest otrzymanie zgrzania żeliwa ze stalą. Tak postawiona hipoteza' 
zgrzewania tarciowego żeliwa zasadniczo wyklucza otrzymanie zgrzeiny że- 
liwa sferoidalnego z żeliwem sferoidalnym. 
Autorzy pracy [2J zgrzewali kształtki rurowe z żeliwa sferoidalnego 
ferrytycznego z rurami stalowymi z bardzo dobrymi rezultatami. 
W Zakładzie Materiałoznawstwa i Technologii Metali ATR w Bydgoszczy 
przeprowadzono próbę zgrzewania żeliwa szarego zwykłego w gatunku Z1250 
ze stalą 20 [lJ. W efekcie nie otrzymano połączeń, kt6rych wytrzymało
ć 
na rozciąganie można by było wyznaczyć o W badaniach mikroskopowych stwier- 
dzono jednak występowanie miejscowych zgrzein, co widoczne jest na ry- 
sunku 1. 


Rys.lo Struktura połączenia tarciowego stali 20 
/lewa strona obrazu/ 
 żeliwem szarym 
zwykłym Z l, 250 /prawa strona obrazu/o Po- 
wierzchnię zgrzeiny wskazanego strzałką 


W oparciu,o przeprowadzone badania wysunięto hipotezę, że niezależnie 
od obecności grafitu, niesprzyjającego zgrzewaniu tarciowemu,dużą rolę 
w otrzymaniu negatywnych wyników badań odegraly naprężenia wewnętrzne,po- 
wstające w czasie swobodnego stygnięcia zgrzanych pr6bek. 
W niniejszych badaniach zajęto się wyłącznie zgrzewaniem żeliwa sfe- 
roidalnego z żeliwem sferoidalnym.
>>>
Zgrzewanie tarciowe ..0 


7 


2. MATERIAŁ DO BADAŃ 


DO badań zgrzewania tarciowego wybrano żeliwo sferoidalne wytopione 
w żeliwiaku kwaśnym z podgrzewanym dmuchem o składzie chemicznym: 3,19%C, 
2,38% Si, 0,96% Mn, 0,10% P i 0,007% s. Własno
ci mechaniczne, strukturę 
i temparatury krytyczne żeliwa przedstawiono w tab. 1. Obraz struktury że- 
liwa przedstawia rys.2. 


Tablica l 


Własno
ci mechaniczne, struktura i temperatury 
krytyczne badanego żeliwa sferoidalnego 


Własności mechaniczne 


Rm 
MPa 


AS 
% 


KC 
2 
cm 


HB 


665 


3,3 


9,7 


240 



 i A 5 wyznaczono z pomiarów na trzech próbkach,podobnie KC,HB 
na próbkach pobranych z główek próbek wytrzymało
ciowych 


Struktura % 


11 



 ferryt 
=c--= 13 


perli t 


grafit 


87 


zawartość grafitu podano w % powierzchni żeliwa,natomiast za- 

wa":::-= ;: 
:;:: 
(' ::::
:
 _ 0

:" _ ; 
 ow:: :_ . 
L-
I 775 _
3: =r 73: -T- 
7
- ---- 
i Tqr- 
oczatek grafityzacji żeliwa podczas nagrzewania 
I Aci - początek przemiany eutektoidalnej ,)odczas nagrzewania 
I AC k - konlec teJ p,-zemiany 
I 

 początek przemiany eutektoldalne) podczas chlodzcnLl 

, 

 'o",", C"; p'
em"oy 


Fys. L. '(,cI i\
o fer01dalne.., atanie surowym, trawione 3% roz l JU- 
rem UNO); powiększenie 100x
>>>
8 


H.Oleszycki, T.Karulski 


Pr6bki do badań zgrzewalno
ci wycinano z dolnych czę
ci wlew
ów Y, 
wg schematu przedstawionego na rys.3. Długo
ć próbek wynosiła 80 mm. 


Rys.3. Schemat pobierania próbek do zgrzewania 
z wlewków Y2 


Czę
ć próbek przeznaczonych do zgrzewania poddano wyżarzaniu ferryty- 
zującemu w następujących warunkach, 
- temperatura austenityzacji 950 o C, 
- czas austenityzacji 3 h, 
- podchłodzenie w piecu do temperatury 630 0 C, 
- wychłodzenie w tej temperaturze 4 h, 
- dochłodzenie w spokojnym powietrzu. 
Własności mechaniczne i strukturę żeliwa ferrytyzowanego przedstawio- 
no w tab.2, a obraz struktury na rys.4. 


Tablica 2 


Własno
ci mechaniczne i struktura żeliwa 
'idalnego ferrytyzowanego 


sfero- 


Własności mechaniczne 
Rm AS KC HB 
2 
MPa % cm 
538 18,4 43,1 182 
1----- 
Uwagi o liczebności próbek jak w tab. 1 
Struktura % 
grafit ferryt perlit 
- 
12 73 27 I 
Uwagi o pomiarach struktury jak w tab. l
>>>
zgrzewanie tarciowe... 


2ys.4. 
ellwo sferoidalne ferrytyzowane, trawione 3 alko- 
holowym roztworem HN0 3 ;powiększenie lOOx 


3. PLAf' BADAŃ 


Plan badań obejmował następujące eta
y: 
I - określenie najkorzystniejszego sposobu chlodzenia, 
II - wyb6r optymalnego kształtu czó1 próbek, 
III - określenie optymalnych p
rametr6w zgrzewania dla żeliwa w 
stanie surowym, 
IV - określenie optymalnych parametrów zgrzewania dla żeliwa 
ferrytyzO\vaneqo, 
V - wyżarzanie normalizujące zgrzewanych próbek. 
Celem etapu I było zbadanie wp1ywu mniejszej prędkości chlodzenia w 
stosunk.u do ch10dzenia w spokojnym powietrzu.S?odzie\vano się zmniejszenia 
naprężeń wewnętrznych, które uznano za gł6wną przyczynę negatywnych ba- 
dań w pracy [lJ. 
Wprawdzie w artykule W.Kacpszaka i JoLassocińskiego [3J podano naj - 
korzystniejszy kształt cz11, ma On jednak tę wadę, że jest pracochłonny 
Z tego względu należy poszukać innych rozwiązań, stąd przyjęcie dodatkowo 
trzech wariant6w cz6ł w etapie 110 
Konieczność badań w etapie III i IV jest oczywista, mimo że autorzy 
pracy [3J nIe stwierdzili wyraźnych zmian wytrzymałości złączy przy zmia- 
nie parametrów zgrzewania. Z powodu negatywnego na og6ł wpływu temperatur 
bliskich temperaturze likwidus na strukturę i własności mechaniczne że- 
liwa [s] , zastosowanie obr6bki cieplnej próbek zgrzewanych wydaje się 
być w niekt6rych przypadkach konieczne, stąd cel badań w etapie V. 
Za kryterium jakości zgrzewania we wszystkich etapach przyjęto po- 
ziom wartości naprężenia rozrywającego Rm Próbki zrywano bez usuniqcia 
wyplywek. Ponadto mierzono wartość skr6cenia próbek i średnicę wypływki. 
Mierzono r6wnież twardoś
 w obszarach zgrzein na podlużnych przekrojach 
próbek i dokonywano obserwacji mikroskopowej na wyżej wymienionych zgla- 
dach próbek w obszarach wpływu ciepła taroiao
>>>
10 


HoOleszycki, T.Karulski 


40 WYNIKI BADAŃ 


4.1. Określenie najkorzystniejszego sposobu chłodzenia letap II 


W badaniach przyjęto żeliwo sferoidalne w stanie surowym i trzy spo- 
soby chłodzenia próbek po zgrzewaniu: 


sposób l - 
spos6b 2 


próbki po zgrzaniu chłodzone były w spokojnym powietrzu, 
pr6bki po zgrzaniu chłodzone były w osłonie z porowatej 
cegły szamotowej Irys. 51. Osłona wykonana została z dwu 
odpowiednio obrobionych elementów z porowatej cegły sza - 
motowej, zamykanych w pojemniku stalowym. Osłonę tę zamy- 
kano na zgrzeinie próbki po wyłączeniu ruchu wrzeciona 
zgrzewarki, 
próbki po wygrzewaniu ładowane były do pieca sylitowego 
rurowego w środkowe położenie o Piec był nagrzany do tem - 
peratury 720 0 Co Chłodzenie realizowano w ten sposób, że 
po 20 minutach od załadowania przesuwano pr6bkę wzdłuż ru- 
ry o całą długość It. około 160 mml w kierunki końca ru- 
ry, a po dalszych 20 minutach przesuwano o dalsze 160 mm. 
W ten sposób chłodzenie było stopniowe. Po osiągnięciu 
przez próbki temperatury około 200 0 C były one wyjmowane z 
pieca. 


sposób 3 - 


Rys.5. Osłona skrzynkowa z porowatej cegły szamotowej 
al oslona zamknięta, blosłona otwarta wraz z 
nróLką 


[Ja badań przy je, to próbki o czołach typu III, wg publikacj i [3 J W 
OP'llTiu o wyżej wymienioną publikację przyjęto r6wnież następujące para - 


rnci ry zqrzewania: 


Pt e 29,4 kN 13000 kGI 
PSi'. 34,3 kN 13500 kGI 
t t = la s 
TCii'
 3 s 
DI,1 każdcqo sposobu chlodzenia ;orzeprowadzono 6 pr6b. Wyniki 

,' l'/):Jl
k 
qrz,l.nych y..,' etapie I podano na rys. 6. 


pomiarów
>>>
Zgrzewanie tarciowe 000 


11 


Rm 
MPa 


str. Sr. 
"'", "f/pł. 
"'''' 


26 


2łO 


ao 


220 


200 


180 


łlO 


....0.000. .o...r. oo ... 
dr. .,. 


łłO 


-(lIG 


------ 


-, ---- 
Sk" 


6 


łOI 


s 


BO 


4 


20 


., 


2 


Rys.6. Wpływ sposobu chłodzenia na wy trzy - 
małość na rozciąganie próbek zgrze- 
wanych tarciowo. SposóD-chłodzenia : 
l-w powietrzu, 2-w 9słonie, 3-w pie- 
cu; Skr-skrócenie, Sr-średnica wy- 
pływki 


60 


3 


o 


o 


łO 


2 3 
Spo
ób chlodze"ia 


402. Wybór optymalnego kształtu cz6ł letap III 


Przyjęto do badań żeliwo sferoidalne w stanie surowym oraz cztery 
warianty kształtu cz6ł do zgrzewania wg rys.70 Wariant I i II wzięto z 
pracy [3J o 


WartanfI . 
.;-

 
I 
E . Ol 
+ _ " _' 
 u-c- :./ 
--
 

- 


Won ani li 


+-- 


- f - 


WorWII! iii 
+--
 


+ 


Rys070 Warianty kształtu czól pró - 
bek do zgrzewanid 


bl{/c!J{I 
falD'Ya
>>>
12 


H.Oleszycki, T.Karulski 


Przyjęcie wkładki ze stali niskowęglowej miało na celu zbli
enie 
zgrzewania pary żeliwo - żeliwo do zgrzewania pary żeliwo stal,a przez 
to zmniejszenie zawurtości wGgla w obszarze zgrzewania. 
Pilrumetry zgrzewania przyjęto takie same jak \v etapie lo Przyjęto 
jedno
ześnie chłodzenie próbek wg sposobu 3 lustęp 401/0 W każdym wa- 
riancie wykonano trzy próbki. Wyniki pomiarów Rm' skrócenia Skr oraz śre- 
dnicy wypływki 
r przedstawiono na rys.80 


Rm 
/tiPo 
260 


SIcr. Śr. 
",,,, wyp' 
""" 


2'(0 


m 


200 


48D 


460 


3D 
1 
/; 
s 
4 20 
3 
2 
1 
o ,(0 


". 


łłO 


120 


....'ś.. 


ł 


\ 
\ 
\ 
\ .. 
\ 
\ 
\ 
\ 
\ 
\ 
\ , 
v 


o..o.".:..__T--- 
,," Skro 
, 
" 
" 
" 


so 


60 


40 


2(J 


o 


I 


f !!! 
Warianty czół 


!:£ 


Rys08. Wplyw wariantów czół na wytrzymałość na rozciąganie 
pr6bek zgrzewanych tarCiO\IO; wariant czół I, II, III 
i IV wg ryso? 


4 o 3. Określenie optymalnych parametrów zgr'zewania dla żeliwa s feroidalne- 
go w stanie surowym letap 1111 


Dla optymalizacji parametr6w przyjęto tylko zmianę czasu tarcia, po- 
zostawiając inne parametry bez zmiano 
przyjęto pięć czas6w zgrzewania: 15, 18, 20, 23, 25 sekundo Dla każ- 
przyjętego czasu tarcia wykonano po trzy pr6bki. Badania dla czasu 
podano w tablicy 5 dla etapu lo 
przyjęto żeliwo sferoidalNe w stanie surowym i chłodzenie próbek 
piecu Ispos6b 31 oraz kształt czół wg wariantu I Irys03/. 


dego 
20 s 


w
>>>
Zsrzewanie tarciowe 


13 


\Iyn iki pomiar6\'l wytrzymałościowych Rm' skrócenia Skr oraz średnicy 
wyplywki Sr próbek dla r6żnych czasów tarc!_a przedstawione są na rys. 9 o 


Rm 
MPa ł 
3110 


t Skr 
"'''' 


Sr. 
w
pf. 
",m 


20 


.' 
.' 
...o......\
r. 
...... // 
, 
.../'5;.r. 


I
 
1J 
12 'O 
11 
fa 
9 
8 10 


280 


26D 


240 


220 


ł6D 


1« 


.' 
..... 


100 


.../ 
, 
" 
" 


.... 
., 


.,........ 


/J 


Rys.9. wpływ czasu tarcia na wytrzy- 
małość na rozciąganie próbek 
zgrzewa
ych tarciowo; żeliwo 
sferoidalne w stanie dostawy 
/surowe/ Skr-skr6cenie,Sr-śre 
dnica wypływki 


-f2o 


$ 


BO 



 


20 


60 


f$ 


18 


20 


23 


25 &NS IY/Q 
$' 


... 


4.40 Określenie optymalnych [JarametrÓN zgrzewania dla żeliwa sferoidalnego 
ferrytyzowanego /etap vi 


W badaniach przyjęto ten sam szereg czas6w tarcia jak w etapie III 
ella żel.iwa sferoidalnego w stanie surowym. Pozostałe parametry zgrzewania, 


ksztCllt cz61 próbek i sposób chlodzenia były również takie same 


jak 


w 


etapie III. 
Wyniki pomiar6w wytrzymałości Rm ' skrócenia Skr oraz średnicy wypływ 
ki 
r próbek dla r6żnych czasów tarcia przedstawione są na ryso 10.
>>>
14 
'. 
 
MPo. 
3'0'0 
lB 
"'1 
2
O 
22'0 1 
ZDa} 
780 
7
Ot 
7
O
 
1l0ł 
1'00-1 
#'0 
6'0 
15 


H.Oleszycki, T.Karulski 
F*f. Śr. 
"'/fI wypt 
mm 
1" 
13 
12 1,'0 
11 
10 
9 
9 3'0 


10 


RYSolO. Wplyw czasu tarcia na wytrzy- 
malość na rozciąganie pr6bek 
zgrzewanych tarciowo; żelillo 
sferoidalne fe
rytyzowane 
Skr-skrócenie, śr-średnica 
wypływki 


18 1'0 


23 
 tras tayCla 
5 


4.5. Obróbka cieplna próbek zgrzewanych /etap V/ 


4.5.1. Wyżarzanie normalizujące 


Próbki zgrzane z 
eliwa sferoidalnego w stanie surowym poddano obrób- 
ce cieplnej w następujących warunkach: 
- nagrzewanie do temperatury austenityzacji 950 o C, 
- wygrzewanie w tej temperaturze 3 h , 
- chludzenie w spokojnym powietrzu do temperatury otoczenia. 
Dla zabezpiecznia pr6bek przed utlenianiem i od'.vęgleniem wkładano je 
do pojemników stalowych wypelnionych węglem drzewnym. W celu chłodzenia 
próbki wyladowano z pojemników. 
Pr6bki zgrzewano przy następujących warunkach: 
- sposób chlodzenia po zgrzewaniu - w piecu /spos6b 3 wg etapu 1/, 
- czola pr6bek 
ykonano wg wariantu I/etap 11/, 
- parametry zgrzewania: Pt = 29,4 kN, P sp 34,3 kN, t l 25 s 
/czas optymalny z etapu 111/, Tsp 3 s. 
\
yniki l)Omid
Ów próbek po wyżilrzaniu normalizującym były nilstępujące: 
Em - 497 i: 22 I1Pa, skr6cenie - 8,3 mm, średnica wyplywki - 32 mm. 


4.5.20 Wyżarzanie ferrytyzujące 


Pr6bki zgrzane z żeliwa sferoidalnego ferrytyzowanego poddanD ponow- 
nie obr6bce cieplnej ferrytyzującej w warunkach rodanych w rozdziale 2. 


Próbki zabezpieczono przed utlenianiem i od'.vęqh,niem 
jak podczas normalizacji o 
Warunki zgrze\Ńania: poza czasem tarciu Tt' który IN oparciu o wyniki 
z etapu IV, wynosi! 23 s jczas optymalni/, inne ,-vClrunki Lyly taklC same 
jak H punkcie 3.5.1. 


ldentYL"znic
>>>
Zyrzewanie tarciowe 


15 


i'/fliki :oadania po wyżarzaniu ferrytyzującym Lyły nastęlmjące: 1\n=212:t: 6 
1,lPCl, ,'jk2
()cenie 
 12,4 mm, średnica wy,:-;ły\.vki - 33}6 mm. 


LG. vJyniki obserwacji złomu, '.Jypływki, zgładów makro - i mikrostruktury 
oraz 
omiar6w twardości 


vie wszystkicn przypadkach złom ,)róbek podczas rozciągania 


nastąpił 



l Y
rzcipie. Mo
na 
ądzić, że jedną z 
rzyczyn tego zjawiska było 
ozosta- 
.vcenie wyp1l'.iek we .vszystkich próbkach, a \'iięc pozostawienie ostrych kar- 
JJ.
d nliqclzy wyplywkami obu cZG
ci zgrzewanych próbek. 


Iv uróbkclcll z czolo.rni wjkonanY'Di zgoc1nle z wariantem I Irys.7/, nie 
r ze lu tO',Je ot\1CJry .v obu c z ę Ś c i ac 11 prc5LJek zostały zamknięte wypływką na 
! l-uiJCJSc od 01:0-1.0 l, 3 mm przJ' zC)rzewu.niu w czusie 15 s do okolo 2,3 mm przy 


c61sie z(Jrze"Jdnla 25 s Irys. lii . 


Rys. ll.Z14CZC pn5bki z' eta,)u III po rozci,,'.Jdniu 
\/'/J.d2tć mas tek 'IN ot\Jor ze J ut\oJorzonJ urzcz 

Yl,ł)'wJcq wewn
trzn
 


(,1y' pn'J}Jk,-iCh 7. czoLulJi wq ,,;at'idj'ltu 111 /nJkielC?k i stożek/ f Cu1d ,)bJ{' - 


t(J.(,e'. t:(\I:il'lj',l 


tell I 


Jl' 1 t1 i O II d \;1', 
 \ l f"'l k li- / 


.12/. :)rz t';,m, w:/pł )"'Nk,1 Zd- 


)I'
.li.ll,)\'(\ !l(l

ic';l k ',
h,lr(lktc'YY7U'lj,łj,1 
jiG cd!ko.vltYll1 zni
";L:czcni
m sferujLl(Jw 


,I! ,\1, l t, 


'- \
; nl;'.'/d 


liI/d W
)}C1Z'/vJlIJ,1 lJardz,-, 511n(1 'włÓknistość () p()l)rZL
'- 


('L',:1j 111 lll():"CI1lU v..IŁ()kll
r. du O
)l pn')J;L.'k. 


Rys.12.Zl0CZC pr0bki z etapu II po rozciąyaniu,nakie- 
lok zna jdltl się '.'1 CZliŚC:L lewej lcst ZąlJc1 - 
11j.ony wewrlGtrzn
 


l': :nÓbk"Clt z 1"- 
c'" L,clk'l "tCJ lm'le! IwCJ r iant IV I, przek lo.clkLl zostala ca t- 



(,Wll-Il' rozl(11 t,l Ild :
n.'dniL"/ ,)Kolo ]'J mm w 

rodku próbkI, nutomiast 


przy 


k-,l:,,',!,ć:i,I'-:l !)lL:U:;ld.
 :'Lcr

cLc'nlc 
;tdlo.JC u 
Jrzekroju ostrych klinów, 0- 


,1-' 


j!.» \ ,1/.111 ch dl) .śrc)dk.l 1'1
()LJkl /ry;-.;. 13/. P
kniQcic 
róbki 



)()uCZClS 


:) / \ 'N,llll ci i IJ . ,,'( -11( )ll/, L 1 (') l'(1 


Icdll(;l 


:.:; t t-unio .'Jspomn iane
Jo stalo':Jcqo [..Jle r.- 


I ...'1l1 ,1/ iL'\'/, T\1.c; IlU 'iranie}' slal - ;'.c] iwo, L1 t-rzez żeli'.vo.
>>>
16 


H.Oleszycki, T.Karulski 


RYSo13. Złącze pr6bki z etapu II po rozciąganiu 
- 
rzy lewej części widać resztki prze- 
kładki stalowej 


Powierzchnie złomu były szare /krystaliczne/ lub błyszczące. Na zło - 
mach pr6bek zgrzewnych w etapie I, przełom błyszczący występował w środku 
w obszarze wyplywki wewnętrznej o średnicy okolo 3 mm /rys.14a/. Podobne 
obszary występowaly na złomach próbek zgrzewanych w etapie II przy czolach 


Rys.14a,b. Złomy pr6bki z etapu I; obszar błyszczący w osi próbki 
ma średnicę oko 3 mm 


wg wariantu 1110 Natomiast pr6bki o czolach wg wariantu II mialy centralne 
obszary błyszczące o' średnicach około 5-6 mmo Z kolei zlomy próbek o czo - 
łach wg wariantu IV /z przekladką stalową/ były calkowicie pozbawione ob- 
szarów blyszczących. Największe centralne obszary wystąpily na złomach 
próbek z żeliwa ferrytyzowanego /etap IV/ /rys.15a/. 


Rys.15a,b. złomy próbki z eta
u IV; żeliwo ferrytyzowane 
-duży obszar złomu błyszczącego 


Wypływki w próbkach z żeliwa w stanie surowym mialy liczne pqknięcia 
poprzeczne /r6wnolegle do osi pr6bek/ /rys.14a,b/, z wyjątkiem 
zgrzewanych w etapie II o czoIach wg wariantu II. Pęknięcia wyplywek 


próbek 
byly
>>>
Zgrzewanie tarciowe o.. 


17 


głębokie i sięgały z reguły do średnicy początkowej próbek. W próbkach z 
żeliwa ferrytyzowanego na wypływkach występują nieliczne i bardzo płyt - 
kie pęknięcia /poniżej 1 mm/ /rys.15a,b/. 
Badania twardości na wzdłużnych przekrojach zgrzein wykazały, że 
próbki zgrzewane w etapie I i chłodzone w powietrzu oraz w osłonie mają w 
pobliżu powierzchni zgrzania twardość sięgającą do 600 HVIO. We wszyst- 
kich innych przypadkach twardość w zgrzeinie nie przekraczała 300 HVI00 
W pr6bkach wykonanych w etapie I z chłodzeniem w powietrzu stwier 
dzono wystąpienie w pobliżu powierzchni tarcia następujących struktur: 
martenzytu, perlitu ścisłego /znanego niekiedy troostytem hartowania/oraz 
cement/tu siatkowego /gł6wnie na tle ?erlitu ścisłego/ i austenitu szcząt- 
kowego. 
 miarę oddalania się od krawędzi złomu /powierzchni zgrzewania / 
zawarto
ć perlitu ścislego i cementytu siatkowego szybko maleje do zupeł- 
ne00 zaniknięcia. W próbkach wykonanych w etapie I, lecz chłodzonych w 
oslonie, struktura jest niemal identyczna. Nie zauważa się róinic w po 
równaniu z poprzednimi pr6bkamio Natomiast w próbkach z etapu I, chło 
dzonych w piecu, stwierdzono wyst
pienie sorbitu, którego cementyt kul- 
kowy ma często pomartenzytyczny układ, oraz ferrytu. We wszystkich prób- 
kach z etapu I, przy krawędzi złomu /przy powierzchni zgrzewania/ wystę - 
pują w wielu miejscach cienkie / o grubości 0,1-0,3 mm/ warstewki z cał- 
km.Jicie rozbi t.,'", i rozdrobnionym do wielkości kilku mikrometr6w grafitem. 
We wszystkich przypadkach próbek z etapu I, w strukturze żeliwa, w po- 
bliżu powierzchni zgrzania, spotyka się śladowe wydzielenia ledeburytu 
plytkowe'Jo. 
W ,Jróbkach z etapu II wg vlariantu II, II i IV, struktura osnowy że- 
liwa jest podobna jak w próbkach z etapu I, chłodzonych w piecu, a więc 
sorbitycznao W środku próbki, o czołach wg wariantu II, na średnicy oko- 
ro 7 mm wystQPuje obszar o całkowicie rozbitym i roztartym graficie.Drob-- 
ne cząstki arafitu mają wymiary od 0,1 do 10 um i ich wielkość oraz za- 
wartość maleje przy zbliżaniu się do krawędzi złomu /powierzchni zgrze - 
Ńania/. GrubOŚĆ tego obszaru wynosi 0,9 mm wasi próbki i maleje do zera 
na średnicy 7 mm. Obszar ten wykazuje silnie odkształconą, pasmową i po- 
fa1dowaną budowQ. Drobne cząstki grafitowe ułożone szeregowo. w osnowie 
sorbitu nadają strukturze charakter pasmowaści. Ten rodzaj struktury wy- 
stQPuje przy krawędzi złomu również w probkach o czołach wg wariantu III 
i lVo \-1 próbce z czorami wg wariantu IV przekładka stalowa została raz - 
tarta na średnicy około 14 mm. Drobne fragmenty przekładki w formie bar- 
dzo praskich plytek o grubości od 0,01 do 0,1 mm są rozmieszczone równo 
legle do krawędzi zlomu w środkowym obszarze zgrzeiny. Z przekładki po- 
zostal pierścień o przekroju klinowym skierowany ostrzem do osi próbki 
/rjs.13/0 Pierścień przekladki jest nawęglony powierzchniowo do niewiel- 
kiej zawartości na jej zewnQtrznej średnicy i do zawartości około 1,4% w 
obszarze ostrza. Plaskie fragmenty przekładki występujące w żeliwie w ob- 
szarze środka próbki są nawQglone do zawartości 1,4-1,6%0 Występuje w 
nich sorbit oraz qruby cementyt siatkowy i 19lastyo Struktura żeliwa w 
pobliżu zgrzeiny jest sorbitycznao W strukturze żeliwa spotyka się wy- 
dzielenia ledeburytu.
>>>
18 


H.Oleszycki, ToKarulski 


w próbkach z etapu III nie stwierdza się wyraźnych różnic między str
 
kturą próbek zgrzewanych w różnym czasie od 15 do 25 So Jedynie ilość wy .. 
dzieleń ledeburytu płytkowego i jego zawartość wzrasta ze zwiększeniem 
tego czasu. Lecz nawet przy czasie zgrzewania 2S s, jego zawartość nie 
osiąga 1%0 Na krawędzi złomu widoczne są obszary z rozLitym i rozdrobnio - 
nym grafitem o budowie pasmowej i kierunku pasm r6wnoległym do powierzchni 
zgrzewaniao Obszary te mają nie znaczną grubość - około 0,1 mm. 
Charakterystycznymi cechami struktury próbek z etapu IV jest zwięk 
szona zawartość ferrytu w obszarach wystąpienia sorbitu oraz wystąpienie w 
środkowej czę
ci zgrzeiny obszar6w w formie stożków, z rozdrobnionym do 
wielkości kilku mikrometrów grafitemo Grubość tych obszarów zmienia się 
od 0,3 mm dla próbki przy czasie zgrzewania 18 s do 8 mm przy czasie zgrze- 
wania 25 s /rys.16/. 


Rys. 160Mikrostruktura w osi 
r6bki z etapu 
IVoNa lewej części próbki widać 
fragment stożka o całkowicie roz- 
drobnionym graficie i wyraźnej pas- 
mowości. Poza stożkiem widać wy- 
pływkę zapewniającą otwór w pr6bce 
o pasmowości r6wnoległej do osi 
próbki, to samo w prawej czę
ci 
pr6bki;pr6bka po pr6bie rozciąga- 
nia; powiększenie 40x 


We wszystkich pr6bkach występuje odkształcenie osnowy prowadzące do 
otrzymania w pobliżu powierzchni zgrzania budowy pasmowej o R6wnież grafit 
ulega odkształceniu, lecz w pobliżu powierzchni zgrzania często spotyka 
się całkowicie sferoidalne wydzielenia bez śladu odkształcenia. Częściowo 
odkształcone sferoidy przyjmują na zgładach charakterystyczne formy, bę- 
dące jakuy wynikiem przenikania kuli z dyskiem /przecinającym kulę na jej 
średnicy/ ,Jrzy czym o sto
niu odkształcenia może świadczyć średnica dys- 


o 


5. A
ALIZA WYNIKÓW 


Z rysunku 6 wyraźnie widać, że zmniejszenie prędkości chłodzenia pr6- 
bek po zgrzewaniu przez zastosowanie osłony, a szczególnie przez stopniowe 
cl1lodzenie w piecu, prowadzi nie tylko do zwiększenia wytrzymałości złą- 
czy, ale r6wnież do zmniejszenia 
rzedzlalu ufnośclo Widoczne na rysun- 
ku G zmni8jszenie 
ję wartości średniego skrócenia i średnicj wypływki na- 
le
j uznać za pozorne. Ze zmniejszeniem się bowiem prędkości chłodzenia, 
następowało zwiększenie grubości powierzchniowej warstwy utlenionej, o 
większej objętości właściwej o 
Rysunek 8 wskazuje na rolę czół na wytrzymałość na rozciąganie o Naj - 
lepsze wyniki osiągnięto przy czołach wg wariantu I, CO jest zgodne z doś- 
wiadczeniami zamieszczonymi w pracy [3J ' najmniejsze zaś przy czołach wg
>>>
Zgrzewanie tarcioweo.o 


19 


wariantu 110 Wykonanie nakiełka na jednej części próbek zgrzewanych /wa- 
riant 111/ podnosi wyraźnie wytrzymałość na rozciąganie w stosunku do 
cc6ł wg wariantu 110 Również wprowadzenie przekładki stalowej /wariantIV/ 
prowadzi do podwyższenia wytrzymałości, lecz należy zwrócić uwagę na to, 
ze złącza z przekładkami stalowymi wykonane zostały przy czasie tarcia 
tt = 25 s, a pozostałe przy czasie tarcia Tt = 20 s. Z rysunku 8 widać 
również, że między wartością wytrzymałości na rozciąganie Rm a wartością 
strócenia występuje prosta zależność, czego nie ma przy porównaniu war- 
tości Rm i średnicy wypływki. 
Z rysunków 9 i 10 widać, że przedłużenie czasu zgrzewania od 15 do 
23 s dla obu gatunków żeliwa sferoidalnego /perlityczno-ferrytycznego i 
ferrytyc
no-perlitycznego/ powoduje ciągłe zwiększenie wytrzymałości na 
rozci 4 ganieo W 
róbkach z żeliwa sferoidalnego w stanie surowym /87% per- 
litu/ przedłużenie czasu zgrzewania do 25 s spowodowało dalsze zwiększe - 
nie wytrzymałości Rm' natomiast w żeliwie ferrytyzowanym /27% perlitu/zna- 
czące jej zmniejszenieo Charakterystyczne jest podobieństwo zmian Rm w 
funkcji czasu od 15 do 23 s dla obu gatunk6w żeliwa. Badanie statystyczne, 
wykazało że między średnimi wartościami Rm obu gatunk6w żeliwa dla każ- 
de go czasu zgrzewania 15, 18, 20 i 23 s, nie ma istotnej różnicy na po- 
ziomie prawdopodobieństwa 0,90 Należy zatem mniewać, że w tych warunkach, 
zgrzewania rodzaj struktury osnowy żeliwa sferoidalnego nie miał wpływu 
na osiągniętą po zgrzewaniu wytrzymałość na rozciąganie, co jest sprze - 
czne z doświadczeniami przedstawionymi w pracy [3}0 Znacząca różnica 
występuje dopiero przy czasie zgrzewania 25 So 
Skrócenie s i wartości średnic wypływki powiększają się w miarę 
wzrostu czasu zgrzewania dla obu gatunków żeliwa, l
cz dla żeliwa ferry - 
tyzowaneCJo są one zdecydowanie większe aniżeli dla żeliwa w stanie su- 
rowymo 
Badania mikrostruktury wyjaśniają niekt6re zjawiska towarzyszące zgrze- 
waniu żeliwa sferoidalnego o 
Występujący w bezpośredniej bliskości zgrzeiny perlit 
cisły /troos- 
tyt/, jak r6wnież .zmniejszenie się zawartości roztartych i rozdrobnionych 
ziaren qrafitu w obszarach, w których sferoidy grafitowe zostały roz- 
bite,w miarę zbliżania się do ;)owierzchni zgrzeiny,świadczyo zmniejsz,:,- 
ni u siq zawartości węgla v, obszarze złącza o Należy sądzić, że grafit który 
znajduje siq bczpośrednio na powierzchniach trących się zostaje w trakcie 
ze! r zewania usunięty poza przestrzeń zgrzewania, gdzie w otoczeniu powietrza 
ulcCJa spa leni,u. Rzeczywiście podczas zgrzewania żeliwa obserwuje się iskrze- 


nie. 


Poj awienie Slq w pobliżu zgrzeiny cementytu siatkowego nie wiąże się 
zasadniczo z proccscm odwęglanla. Jest to rezultat szybkiego chłodzenia 
nawqqloncjo austenitu, podczas którego nadmiar 'węgla usuwający się z 
przesyconc'jo austenitu tworzy zarodki i ziarna nier6wnowagoweCTo cementy - 
lu, zamiast tworzenia się zarodk6w i ziaren grafitu. Tworzenie zarodk6w 
cc,ncntytu jest encnjctycznie łatwiejsze aniżełi zarodków grafitu, przy 
kt6rych składowa odkształcenia sprężystego osnowy ma bardzo dużą wartośćo 
Poj
wicnic siG ccmcntytu siatkowego osłabia własności wytrzymałoś 
ciowc osnowy żeliwa sEeroidalnego.
>>>
20 


HoOleszycki, T.Karulski 


Pojawienie się w pobliżu zgrzeiny ledeburytu płytkowego 
wiadczy o 
nacltol)ieni u niekt6rych mikroobszar6w żeliwa. Ledeburyt jest składnikiem 
wybitnie pogarszającym wytrzymałość złącza. Jednakże jego zawarto
ć jest 
stosunkowo mała, zatem ten negatywny wpływ ledeburytu jest słaby. Świadczy 
o tym wzrost wytrzymałości złączy ze wzrostem czasu tarcia i jednocześnie 
ze wzrostem zawartości ledeburytu. 
Zmiana szybkości chłodzenia złączy w etapie I powodowała, jak przed - 
st_awiono w '''ynikach , zwiększenie wytrzymałości na rozciąganie. Jednakże 
przy sposobie 3 !chłodzenie w piecu!, otrzymana w obszarze zgrzeiny struk- 
tura sorbityczna wskazuje, że nastąpiło w tym przypadku wysokie odpuszcza- 
nie struktury martenzytycznej. Zatem w czasie wyjmowania ze zgrzewarki i 
joj przenoszenia do pieca, nastąpiło schłodzenie jej do temperatury ni- 
żej od Ms żeliwa o Zatem spos6b ten nie spowodował zmniejszenia szybkości 
chlodzenia, a jedynie usunął niebezpieczne naprężenia wewnętrzne oraz 
zapewnił wysokie odpuszczanie martenzytu, co w sumie doprowadziło do zna - 
cznego zwiększenia własności wytrzymałościowych. 
W zgrzeinie pr6bek żeliwa powstaje struktura pasmowa /wł6knista/,czę- 
sto ułożona poprzecznie do osi próbek. Opis tej struktury przedstawili a- 
utorzy publikacji [3Jo W otworach nieprzelotowych powstaje r6wnież struk - 
tura pasmowa wypływki wewnętrznej o pasmowo
ci równoległej do osi próbki. 
Wiadomo, że struktury pasmowe, a w szczególno
ci wł6kniste, cechują się 
silną anizotropią właściwości mechanicznych, potęgowaną dodatkowo w że- 
liwie przez odkształcenie grafitu sferoidalnego. W związku z tym, osiąg 
nięcie w złączu zgrzewnym żeliwa sferoidalnego z żeliwem, a nawet ze sta- 
lą wytrzymałości żeliwa w stanie surowym będzie bardzo trudne, ale jak 
wykazały niniejsze doświadczenia, wytrzymało
ć złącza można znakomicie po- 
lepszyć przez odpowiednią obróbkę cieplną. Za przyczynę spadku wytrzyma 
lości. na rozciąganie żeliwa ferrytyzowanego po czasie tarcia 25 s należy 
unać powstanie w zgrzeinie stosunkowo grubej /0,8 mm/ i rozległej /
redni- 
Cd 6,4 mm! warstwy żeliwa o włóknistej budowie i kierunku włókien prosto - 
padłym do osi pr6bek !ryso16!0 


Fakt wystąpienia w próbkach z czołami wg wariantu II 
struktury złącza wzdłuż średnicy złącza, świadczy o dużej 
tury, kt6ra w środku pr6bki była znacznie wyższa aniżeli 
clziach. Wynika stąd wniosek, że kąt stożka wynoszący 10 0 


nier6wnomiernej 
różnicy tempera- 
na jej krawę 
jest za duży i 


powinien być zmniejszony. 
Jednakowa wytrzymałość żeliwa przy czasie zgrzania od 15 do 23 s 
mimo różne j struktury początkowej /perl i tyczno- ferrytycznej l ub ferrytycz- 
no-perlitycznej!, świadczy o tym, że osnowa żeliwa ferrytycznego w czasie 
tarcia nawęgla się z grafitu do prawie takiej wartości, jaką ma w tych 
warunkach żeliwo surowe o Stąd, mimo r6żnej struktury początkowej żeliwa 
w st'l!1i.e surowym i ferrytyzowanego, ma ono'" złączu zgrzanym prawie jed- 
ndkm-ią strukturę i jednakową wytrzymałość, jeżeli czas zgrzewania nie prze- 
kracz,-} 23 oS. 
Ol.Jt-ól.Jka cieplna zgrzewanych złączy z żeliwa sferoiclalnego prowadzić 
l1loże do różnych rezultatów. Wyżarzanie normalizujące pozwoliło na prawie 
dwukn)tne z'"iększenie wytrzymałości na rozciąganie pr6bek z żeliwa sfero-
>>>
Zgrzewanie tarciowe..o 


21 


idalnego w stanie surowym, co należy uznać za rezultat bardzo dobry o Na- 
tomiast ponowne wyżarzanie ferrytyzujące próbek z żeliwa sferoidalnego 
ferrytyzowanego przyniosło raczej obniżenie wytrzymało
ci w stosunku do 
wytrzymało
ci osiąganej bezpo
rednio po zgrzewaniu. 


6. WNIOSKI 


Przeprowadzone badania należy uważać za rozpoznawcze i można wnosić, 
że możliwe jest zgrzewanie żeliwa sferoidalnego z żeliwem sferoidalnym 
wymagać to jednak będzie przeprowadzenia poszerzonych badań, a mianowicie 
badań dotyczących, 
aj stosowania sposob6w zmniejszenia prędko
ci chłodzenia.Należy są- 
dzić; że chłodzenie w piecu będzie w bardzo wielu przypadkach nie- 
możliwe do wykonania. Należy zatem szukać możliwo
ci stosowania 
efektywnych osłon, 
bl dalszego poszukiwania najbardziej odpowiedniego kształtu cz6ł i 
ewentualnego stosowania przekładki stalowej, kt6rej obecno
ć na- 
leży uważać za korzystną. Wykonanie otwor6w nieprzelotowych z ich 
odpowietrzeniem może być w wielu przypadkach niemożliwe lub trud- 
ne do wykonania, 
ej dalszego i szerokiego poszukiwania optymalnych parametrów zgrze- 
wania, w szczeg6lno
ci nad ustaleniem wzajemnej zależno
ci między 
siłą tarcia a czasem tarcia, 
dl zgrzewania pary żeliwo sferoidalne stal, z uwzględnieniem w pro - 
cesie badawczym czynnik6w omawianych wyżej. 


LITERATURA 


[l] Ciechanowska-Brysiak M.' Zgrzewanie tarciowe żeliwa szarego zwykłego. 
Praca dyplomowa, wydział Mechaniczny ATR w Bydgoszczy 1985 
[2J Oette M., J.von Hirsch: Reibschweissen von Konstruktionen aus Kugel - 
grafitguss mit StahlteilenoSchweissen und Schneiden 42, zolI, 578-581 
1990 
[3J Kacpszak W., Lassociński Jo' Badania możliwości zgrzewania tarciowego 
żeliw sferoidalnych. Przegląd Spawalnictwa,nr 9, 205-208, 1976 
[4J Michalski R., Kamiński Zo' zgrzewanie tarcioweoWNT,Warszawa 1975 
[5] Oleszycki Ho: Rola zabieg6w cieplnych w kszualtowaniu struktury 
perlitycznej i wlaściwo
ci mechanicznych niestopowego żeliwa sferoi -- 
dalnego Rozprawy nr 7, ATR w Bydgoszczy 1982 
[6J Richter Ho, Patzkill A.: Uebertragung von tlikroreibschweissversuchen 
auf Bauteilgrosse Proben aro Beispiel der Werksoffkornbination Baustahl 
jGusseisen mit Kugelgrafit. Schweissen u o Schneiden 37, 2,60-65 1985 
[7J Tolke Po:Schweissen von Eisen-Kohlenstoff-GusswerkstoffenoZeitschrift 
fUr Schweisstechnik, nr 10, 275-290, 1975
>>>
22 


H.Oleszycki, ToKarulski 


FRICTION WELDING OF SPHEROIDAL CAST IRON 


Summary 


RCS
drcne3 on joints oi spheroidal cast iron with spheroidal cast 
iron \lere carricd out.The joints were obtained with the application of 

lC friction welding methodo It was found out that the reduction of the 
cooliny speed of the joints due to applying shields ar cooling in the 
furn2ce causes the increase of their strength by partialor total tampe' 
ring of martensit. The ?rolongation of the friction time from 15 to 23 se- 
conds leads to the constant increase to tensile strength, and that stren - 
gth is identical at any point of friction regardless of the initial state 
or the structure of cast iron: raw and ferratic. Heat refining almost 
doubles the tensile strength of the joints, but ferritic anealing decre 
ases it.
>>>
AKADEHIA TECHNICZNO-ROLNICZA IMo JANA I JĘ:DRZEJA ŚNIADECKICH W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 184 - HECHANIKA /36/ - 1994 


Zdzislaw Ławrynowicz 


PRZEMIANA BAINITYCZNA JAKO FOmm PRZEMIANY EUTEKTOIDALNEJ 


W artykule dokonano przeglądu morfologii i kinetyki powstawania 
bainitu. Zaprezentowano aktualny stan dw6ch podstawowych definicji ba- 
initu /tj.definicji mikrostrukturalnej i kinetycznej/.Bainit, według 
definicji mikrostrukturalnej, jest produktem eutektoidalnego rozpa- 
du, powstalym za pomocą dyfuzyjnego, niekooperacyjnego, konkurencyj - 
nego mechanizmu wzrostu dw6ch fazo Według definicji kinetycznej,prze- 
miana bainityczna jest ograniczona do zakresu temperatur znacznie niż- 
szego od temperatury eutektoidalnej. Ostatnie badania wykazały, iż 
zjawisko niepełnej przemiany nie występuje zawsze w czasie przemiany 
bai ni tycznej. Przedstawiono zasadnicze sprzeczno
ci między tymi dwoma 
de finicj ami o 


l. WPROWADZENIE 


Przemiana bainityczna jest najmniej rozumiana ze wszystkich przemian 
austenitu w stalach. Złożoność kinetyki i mechanizmu powstawania bainitu 
oraz widoczna r6żnorodność jego mikrostruktury może nawet prowadzić do 
rozbieżności przy właściwym zdefiniowaniu bainitu. Jednakże,dobrze znana 
różnica w rozmieszczeniu węglik6w między bainitem utworzonym w wyższej i 
niższej temperaturze, która istnieje w większości stali mianowicie wydzie- 
lenia llli(:cizylist:\VONe i we..mątrzlistwa.ve, pozwala na wprowadzenie klasycznego 
i użyteczneqo podziału na bainit g6rny i dolny [9,23J. 
Ponieważ bainit tworzy się w zakresie temperatur dZielącym dyfuzyjne 
/odbuc!owujące - reconstructive/ przemiany '"t-d. i 0- perlit, oraz bez- 
ciy f uzy j ną /suwl iW'1 - displaci vel przemianę martenzytyczną, istnieje na- 
turalna potrzeba odniesienia przemiany bainitycznej do wymienionych prze- 
mian. Doprowadziło to do bardzo kontrowersyjnej debaty dotyczącej mecha- 
nizmu tworzenia się bainitu, kt6ra od początku lat 70 trwa do chwili o- 
becnej i kt6ra doprowadziła do wyodrębnienia dwu zasadniczych szk6ło 
Przedstawiciele jednej szkoły myślenia twierdzą, że ferryt, jako za- 
sadniczy składnik bainitu, tworzy się poprzez C2 ł y zakres przemiany bai ni- 
t}czncj za pomocą dyfuzyjnego mechanizmu stopniowego /ledge mechanism/ a- 
nJloCjiczneqo do zaproponowanego dla tworzenia się przedeutektoidalnego fer- 
)-ytu Widmanst
ttena [19]. Uważa się, że zawartość węCjla w tym ferrycie 
zl1Cliduje siG między ekstrapolowanymi do temperatur zakresu bainitycznego 
11l1ii r:f.v/rf.. + fe,C i 
/A + T wykresu układu r6wnowagi Fe-Fe 3 C, a baini- 
ryczno wGqU ki tworzą się głównie na granicy międzyfazowej rIv/ '6 [j.9J o Ażeby 
"I\, JClśnić istnie'nie zatoki na wykresach CTP w temperaturze Bs /bainite
>>>
24 


Zdzisław Ławrynowicz 


start/, odwołano się do modelu wleczenia domieszek /solute drag modeli 
[4Jo Utrzymuje się również, że zjawisko niepełnej przemiany lincomplete 
reaction phenomenoml nie jest zjawiskiem generalnie towarzyszącym prze- 
mianie bainitycznej [31Jo 
Reprezentanci przeciwnej szkoły myślenia uważają przemianę bainitycz- 
ną za przemianę z suwliwą granicą Idisplacive transformation/, kontrolowa- 
ną zasadniczo przez szybkość, z jaką zmiana składu chemicznego osiągana 
jest poprzez usuwanie węgla do otaczającego austenitu, lub przez inne 
procesy kontrolujące szybko
ć przemiany, np. relaksację energii odkształ- 
cenia [11,19J. Uważa się, że granica międzyfazowa austenit Iferryt posiada 
taki sam charakter jak podczas przemiany martenzytycznej. Zatem, ferryty - 
czny składnik bainitu tworzy się przesycony węglem, który w dolnym bai- 
nicie jest usuwany poprzez wydzielanie węglików wewnętrz ferrytu [44]. Prze- 
miana ta jest analogiczna do samoodpuszczdnia martenzytu. Stąd temperatu- 
rę Bs wyznacza punkt przecięcia dwu oddzielnych krzywych "e" dla przemian 
zachodzących wig fundamentalnie r6żnych mechanizmów Idyfuzyjna i zachodzą- 
ca mechanizmem 
cinunia/ [10J. 
W artykule tym przemiana bainityczna została przedstawiona jako nie- 
płytkowy, niekooperacyjny /noncooperative/ produkt przemiany eutektoidal - 
nej, tworzący się za pomocą dyfuzyjnego mechanizmu stopniowego, w porówna- 
niu do płytkowego, kooperacyjnego /cooperative/ produktu, jakim jest 
perlit o Bainit tworzący się w/g mechanizmu z suwliwą powierzchnią między - 
fazową został omówiony w innej publikacji [33J. 


2. PRÓBY ZDEFINIOWANIA BAINITU 


Ponieważ istniej-ą kontrowersje dotyczące mechanizmu przemiany baini - 
tycznej, bainit jest definiowany w kategoriach zasadniczych charakterystyk 
doświadczalnych, z których należy mechanizm ten wyprowadzić o Obecnie w 
użyciu są przynajmniej trzy główne definicje bainitu, każda zawierająca 
różną grupę zjawisk zachodzących podczas przemiany bainitycznej [6Jozatem, 
produkt przemiany, który wig jednej definicji mógłby być opisany jako ba- 
init, może nie zostać tak sklasyfikowany w/g pozostałych definicji o 
1. Definicja ogólnej kinetyki przemiany [18,20J traktuje bainit jako 
posiadający swoją własną krzywą-c na wykresie CTP. Najwyższa tem - 
peratura krzywej "C" oznaczona jest jako kinetyczna temperatura 
początku przemiany bainitycznej, lub Bs' Temperatura ta znajduje 
się zazwyczaj 100-300 o e poniżej temperatury eutektoidalnej. Ułamek 
austenitu, który przemienia się na bainit, wzrasta z obniżaniem 
temperatury przemiany izotermicznej oraz z wydłużeniem czasu izo - 
termicznej przemiany. Przemiana jednak nie zachodzi do końca,= znane 
jest jako zjawisko niepełnej przemiany lincomplete transformation 
phenomenom/.
>>>
Przemiana bainityczna o" 


25 


2. Logólniona mikrostruktura definicji okre
la bainit jako produkt 
dyfuzyjnego zarodkowania i konkurencyjnego stopniowego /ledgewise 
dyfuzyjnego wzrostu dwu faz obejmujących produkty przemiany eutek- 
toidalnej /ferryt i cementytl. Zatem mikrostrukturalnie bainit jest 
określony jako niepłytkowy, niekooperacyjny grodukt przemiany eu- 
tektoidalnej [lJ . Definicja ta obejmuje mieszaniny ferrytu i węg- 
lik6w szeregowycn /interphase boundary carbides/ utworzone po- 
wyżej i poniżej Tb /temperatury zatoki na wykresie CTP/. Bainit 
zatem nie jest ograniczony do temperatury poniżej Tb,lecz lTOże występo- 
wać w zakresie temperatur eutektoidu 

 . Termicznie aktywowana 
dyfuzja pojedynczych atomów jest tu jednostkowym, atomowym procesem. 
3. Definicja powierzchniowego reliefu okre
la bainit jako płytkowo u- 
ksztaltowany produkt przemiany fazowej odbywającej się na drodze 
ścinania, zazwyczaj powyżej temperatury 
Is lub nawet Hd [27J. Pow - 
staly efekt reliefu, gdy płytka tworzy się przy powierzchni przed- 
miotu, spowodowany jest odkształceniem z niezmienniczą płaszczyzną 
/invariant pIane strain - IPS/. Wedlug tej definicji, jednoczesny 
lub wysoce skoordynowany, nie aktywowany termicznie po
lizg atomów 
poprzez przemieszczającą się granicę międzyfazową, jest jednostko" 
wym atomowym procesem o Definicja bainitu na podstawie reliefu po- 
wierzchni, wielokrotnie krytykowana jako zasadniczo błędna [13, 23J, 
nie zostala przeanalizowana w dalszej czę
ci artykułu o 


3. KINETYCZNA DEFINICJA BAINITU 


Według kinetycznej definicji bainitu, przemiana bainityczna jest o- 
graniczona do temperatur leżących okol:o lOO-300 0 C poniżej zakresu eutekto- 
idalneqoo Gdy zoliżamy się do górnej granicznej temperatury tego zakresu, 
tj. kinetycznej Bs' przemiana bainityczna staje się coraz bardziej nie- 
kom,)letna, zatrzymując się całkowicie w tej temperaturze. Ponieważ brak 
przemiany baillitycznej powyżej kinetycznej Bs został potwierdzony, centra- 
lną kwestią jest uniwersalność zjawiska niecałkowitej przemiany [18]. Brak 
niepelnej przemiany w niektórych niskostopowych stalach, oraz w stopach 
Fc-C, przypisywany jcst na ogól maskowaniu przemiany bainitycznej poprzez 
wydzielanie ,Jcrlitu. \-!ybres CTP na rysunku la ilustruje tę systuację [18J. 
Rysunek lb ,)okazuje, że w przypadku stali dostatecznie stopowej /zawiera - 
jącej szczególnie dodatek węglikotwórczych pierwiastków/,krzywe-c dla 
perlitu i bainitu są odseparowane i nie pełna przemiana może zostać łatwo 
z"obserwow",na. Jedn'lkże, w stalach zawierających dodatki silnie węgliko 
twórczych pierwiastków, górna krzywa-C nie odpowiada przemianie perlitycz- 
nej ani w obszarzc zatoki, ani w znacznym zakresie temperatur powyżej 
zatoki. Obecność perlitu, jeżeli w ogóle możliwa, ograniczona jest tylko 
do ni1Jwyższych tcmfJcratur, natomiast powszechna jest obecno
ć nieperlitycz- 
ncqu eutektoidu /s;:eręgowego i 'Ńl6knistego/ [7,8,32,42J. Stąd powstawanie 
perlitu nie komplikuje obserwacji niecałkowit.ej przemiany w stopach ta-
>>>
26 


Zdzisław tawrynowicz 


:,-_ A""'''._ 

=----I G
---P;;"'
 I 
r;onicc I \Ą-łF-t!N fcrr
l Plus 
I\u,'""" 
 'Je91'ki 
(\,[((j( ['jw. 
v1eqlI"' 
I ,I,,,,,,, S 1",1 
'" l
.--
 
I 
,._______J L._ 


" 
I 


/ I;cg;on nu:petnf'j 

 p'-;,er
11c lil..J 
\ A+ r+ilJ 
' r 
"-. f+.'1 


1

I1
 _ _ ___ 


;..
 S 
t____
_
____
____ 
czos..
 


CZ(»-- 


(o) 


(Ii) 


Rys 01. 


a/ wykres CTP., na kt6rjm obszary perlltu i bainitu zachodzą 
na siebie, b/
wykres CTP , na którym reg
ony perlitu i bai - 
nitu są odseparowane do 
ddzielnych zakres6w temperatur, 
wewnątrz kt6rych występują [18J 


kich, jak np. Fe-C-Mo lub Fe-C-V. W temperaturach powyżej zatoki,krzywa i- 
zotermicznej przemiany /ulamek przemienionego austenitu względem logoczasu 
przemiany/ posiada charakterystyczny kształt litery S /siglTIoidalny lub 
tzw. "Johnsona-Mehla"/ [24Jo Natomiast spos6b, w jaki przemiana przebiega 
w stopach Fe-C-Mo, jest bardziej zlożony aniżeli wcześniej sądzono [38J . 
Obecność zastoju przemiany /transformation stasis/ " temperaturach poniżej 
Tb zależna jest od zawaLtości Mo i C w stopnie [42J. Poniżej minimalnej 
progowej zawartości Mo i C, zast6j przemiany nie występuje /rys.2! [38}Ola 
skła0u stopu zapewniającego wystąpienie niepelnej przymiany, w temperatu- 
rze poniżej zatoki T b , przemiana zachodzi w trzech wyraznych etapach, z 
kt6rych środkowy posiada zerowe nachylenie, jak zaznaczono na rysunku 3 


5,0 
. 
4,0 - 
. zastój 
O brak zastoju 
o 3,0 - 
:z: 
*- . 
2,0 - . . 
1,0 - 
 
O 
O 
0,0 I I 
0,00 e,10 0 1 20 
% C 


. 


Rys02.0bszar w/stępowania zastoju 
przemiany w stopach Fe-C-ho. 
Tylko dla skladu stop6v' po- 
łożonego powyżej ciemnej li- 
nii występuje zast6j prze- 
miany w temperaturach tuż 
poniżej zatoki na wykresie 
CTP i [3eJ 


0,30
>>>
o 
bO 
« 

 
O 
.,.., 

 
« 
.,.., 
6 
Q 
" 

 
P, 
;:S+ 
+'r\ 
.,..,s:; 
s::.,.., 
"01 
+,.c 
II) 
;:S ol 
ol I': 
o: 
« 
e 
al 
łrl 
;:S 


Przemiana bainityczna 


27 


Log (czasu przemiany) 
Rys.3. Schemat czterech typów krzywych kinetycznych przemiany 
bai ni tycznej , zaobserwowanych w tem
eraturach poniżej 
kinetycznej Bs w stopach Fe-C-Mo [6J 


/krzywa lvi [6J. Przedział czasu, w którym df/d/logtl Igdzie f jest % ba- 
initu, t jest czasem przemianyl jest równe zero, został nazwany zastojem 
przemiany Itransformation stasisl [6J. Jest to równoznaczne ze zjawiskiem 
niecałkowitej przemiany okre
lonym przez Griffiths'a [16J, czyli podczas 
tilkicgo ZilstOjU przemiana austenitu na banit może być określona jako nie'- 
peŁna. Zastój przemiilny Itransformation stasisl wymaga jednoczesnego zaha- 
mowania zarodkowania i wzrostu powstającej fazy [16J. Różni się zatem 
oc! zastoju wzrostu Iqrowth stasisi, podczas którego zahamowany jest je- 
dynie wzrost [42J. 
Sckwencj" przemiany bainitycznej tuż poniżej Tb' zaproponowaną przez 
j{cynoldsa [38J, pokazano schematycznie na rysunku 4 lodpowiada krzywej 
jV na rysunku 'I. Zarodkowanie ferrytu rozpoczyna się od granic ziaren au- 
stenitu, lecz z powodu "sympathetic nucleation X Izarodkowanie "bok do bo - 
ku" lub "wierzchoŁek do wierzchołka"l przemiana postępuje raczej w kierun- 


ku wnGtrza ziaren austenitu niż wzdłuż granic ziareno Nysycenie 
z3rodkowania nie wystęouje w tych okolicznościach. Przeciwnie, 


miejsc 
powstanie 


nowych krysztaŁów ferrytu zwiększa całkowitą powierzchnię granic 0(.: O i 
tym samym tworzy dodatkowe miejsca zarodkowania [38J. Połączenie wysokiej 
szybkości zarodkowania i szybkości wzrostu ferrytu prowadzi. do stromo na- 
chylonej krzywej kinetycznej I etapu przemiany w temperaturze poniżej Tb . 
Szybki wzrost ferrytu opóinia również zarodkowanie węglików na granicach 
d- : 1) poprzez skrócenie 
rednieqo okresu "trwania" powierzchni tarasów 
pomiędzy kolejno przemieszczającymi się stopniami wzrostu. Dalszą konsek _ 
wencją przcmiany jest wzbogacenie w węgiel pozostałego austenitu, co po_ 
woduje zatrzymilnie zarodkowania bok do boku i rozpoczęcie drugiego etapu 
l'rzcmiany, z mnicj stromo nachyloną krzywą kinetyczną. 


-" "SYnll'athctic nucleation" zostało zdefiniowane jako zarodkowanie kryszta- 
lu na qranicv mi"dzyfa'
oweJ innego wydzielanego kryształu tej samej fazy
>>>
28 


;:! 
+ 
.,.., 
'" 
Q) 
+ 
li) 
;:! 
l1I 
o 
bO 
Q) 
'" 
o 
.,.., 
'" 
Q) 
.,.., 
E 
'" 
N 
... 
P 
*- 


Zdzisław Lawrynowicz 


Sekwencja przemiany poniżej Tb 


100 



 Wzrost ferrytu I 
r- - ograniczony przez
 
SDLE 


SN ferrytu, 
wzbogacenie austenitu 
VI węgiel 


o 


. 
I 
I 


Początek 
wyd'zielania 
węglików 


Log(czaS) 
Rys04. Schematyczne przedstawienie sekwencji przemiany 
w temperaturach tuż poniżej Tb [38J 



 


Gdy nastąpi zatrzymanie zarodkowania bok do boku, każde zwiększenie 
objętościowej zawartości ferrytu może nastąpić tylko w wyniku wzrostu 
już istniejących kryształów ferrytu. Ponieważ wzrost ferrytu ograniczony 
jest przez efekt wleczenia /SDLE - solute draq-like effekt/ [lJ, kinetyka 
przemiany jest znacznie wolniejsza w drugim etapie przemiany. 
W swojej obecnej formie, efekt wleczenia /SDLE/ polega na stopniowym 
"zagarnianiu" nier6wnowagowej zawartości składnika stopowego przez ruch- 
liwe odcinki przemieszczającej się qranicy 0:.:0[15,38) o Odcinki te muszą 
być niekoherentne [2,41J. 
Reynolds sugeruje [39J , że zast6j przemiany może wystąpić po spel- 
nieniu dwÓch warunk6w: efekt wleczenia musi na tyle silny, aby powstrzymać 
wzrost ferrytu, oraz nie powinno zachodzić wydzielanie węglik6w o Pierwszy 
warunek sprzyja ponownemu zarodkowaniu ferrytu na nieruchawych powierz 
chniach ci.. : li granic przy dostatecznie dużej sile pędnej przemiany 
Ten sposÓb zarodkowania /zarodkowanie bok do boku/ jest możliwy w tempera- 
turach poniżej Bs [34,35J i prowadzi do powstania wiązek /pakiet6w/ fer- 
rytu /ferrite sheaves/ oraz morfologii zdegenerowanego ferrytu Widmanst!i- 
ttena [45Jo SDLE jest barierą dla wzrostu ferrytu, co czyni ponowne za- 
rodkowanie ferrytu koniecznym, aby byl możliwy dalszy postęp przemiany o 
Początkowo występowanie efektu wleczenia odnoszono do granic ziarn 
[12J. Gdy energia wiązania atomów tworzących roztw6r z granicami ziarn 
była dostatecznie wysoka w stosunku do działającej sily przemieszczającej
>>>
Przemiana bainityczna... 


29 


te granice, występowało wtedy zjawisko wleczenia tyci, atom6w z granicą w 
czasie jej migracji. Zatem proces wleczenia jest r6wnoznaczny z procesem 
oDejmuJącym dyfuzję objętościową [6J. Z drugiej strony, gdy granica mię 
dzyfazowa przemieszcza się wskutek procesu dyfuzyjnego, np.podczas wy- 
dzielania z roztworu stałego, długozakresowa dyfuzja objętościowa towarzy- 
szy takiej migracji. Stąd, efekt wleczenia w dostrzegalny spos6b oonlzy 
kinetykę migracji granicy tylko w przypadku, gdy objętościowy wsp6łczynnik 
dyfuzji kontrolujący wzrost jest kilka rzęd6w wyższy, aniżeli objętościowe 
Ńs
6lczynniki dyfuzji określające kinetykę proces6w wleczenia [6]. R6żni- 
ca ta może być osiągnięta tylko w przypadku stop6w, w których dlugozakre - 
sowa dyfuzja dotyczy składnika międzywęzłowego, a wsp6łczynnik dyfuzji 
"wleczenia" odnos i się do składnik6w substytucyjnych [6J. 
Możliwe jest, że istnieją inne bariery wzrostu ferrytu aniżeli SOLE, 
np. częściowo koherentne granice c{.: Q są nieruchliwe [41J i muszą 
przemieszczać się za pomocą mechanizmu stopniowego [26,36,41Jo Substytu 
cyjne składniki mogą wpływać na ruchliwość granic 
: Q poprzez oddziały- 
wanie na kinetykę tworzenia się stopni wzrostu, jak i na szybkość ich 
migracji. Jednakże, bez względu na to, jaki jest udzial SOLE i struktury 
granicy międzyfazowej w barierze wzr0stu, bariera taka jest konieczna dla 
powstania zastoju przemiany. Bez bariery, przemiana mogłaby być kontynuo - 
wana raczej poprzez wzrost już istniejących kryształ6w ferrytu, aniżeli 
 
przez konieczne ponowne zarodkowanie nowych [39J o. 
Trzeci etap przemiany związany jest z wydzielaniem węglik6w na grani- 
cy międzyfazowej if.: a /na nieruchawych powierzchniach taras6w ferryty- 
cznycll stopni/ [42J o Vlydzielanie węglik6w wywiera'dwojaki efekt na ki- 
netykę przemiany o Po pierwsze, ponieważ węgliki zawierają pewną ilość sklad 
nika s topmJeLlO , kt6ry adsorbuj ą z granicy cI.: 'O ,tym samym redukuj ą 
cfekt wleczcnia /S01,E/ [42J . Po drugie, powoduj
 lokalne obniżenie za- 
wartości węgla w austenicie, przez co zwiększają silę pędną dla wzrostu 
ferrytu. Razem oba efekty wpływają nd przyśpieszenie kinetyki przemia 
ny [GJ. 
Dla stopniowo niższych temperatur przemiany, uzyskuje się II i III 
typ kinetyk i przemiany, w kt6rych "zast6j" nie występuj e/rys. 3/ [38J. o- 
statecznie, dla niżej stopowych stali, lub dla jeszcze niższych tempera- 
tur przcmiany poniżej Bs' w stalach, w kt6rych występuje "zast6j", otrzy - 
mujemy krzywą kinetyczną typu I /rys.3/. Jest to krzywa kinetyczna typu 
Johnsona-Hehla. 
W stalach Fe-C-Mo morfologia ferrytu i banitu, w zależności od tempe- 
ratury przemiany, zmienia się tak jak przedstawiono na rysunku 5 [6,38 
45J. Obecność "zatok" na tej krzywej, jak i występowanie zjawiska nie- 
pełnej przemiany tlUJJBczone jest r6wnież działaniem efektu wleczenia /SDLE/ 
[1,38J. 
R6wnież rodzaj substytucyjnych składnik6w w roztworze odgrywa is- 
totną rolę w procesie występowania zjawiska niepełnej przemiany, npo nie- 
pelna przemiany nie była zaobserwowana w stopach Fe-C-Si, Fe-C-Ni oraz 
Fe-C-Cn [39Jo Parametry oddziaływania Wagnera dla Si, Ni, Cu mają wartości
>>>
30 


6' 
.
 
5 
" 

 

 
'" 

 
" 
"" 
S 

 


Zdzisław Ławrynowicz 


Ferryt 
allotriomorftczny 
jest podstawową 
morfologią ferrytu 


l 
I 


I ' 


*- Początek 
U711 JiQba degeneracji ferrytu I 
wcgenerowanych płytek ferrytu J 

 Zanikanie oogeneracJi 
Odbudo"" morfol
giw!a 
fel1}1u Wldmanslattena 
Log (cws prz.emiany) 
Rys.5. Schemat zmian morfologii ferrytu lub bainitu 
odniesiony do krzywej początku przemiany na 
wykresie CTP i w stalach Fe-C-Mo [6J 


albo dodatnie, albo w okolicy zera [4GJ ' tak więc te skladniki albo zwię- 
kszają aktywność węgla w ferrycie i austenicie, albo wywierają na nią 
maly wpływ oZ drugiej strony. Mn, Cr, a szczeg6lnie Mo obniżają aktywnośĆ 
węgla [46J . Przy nier6wnowagowej koncentracji w austenicie skladników 
obniżających aktywność węgla obniża się w nim sila pędna wzrostu ferrytu 
w warunkach para równowagi [l4]./Pararównowaga jest ograniczoną równowagą. 
w której tylko dla atomów węgla umożliwiona jest dystrybucja między fer- 
rytem i austenitem. Stosunek zawartości atomów substytucyjnych do za'''ar- 
tości atom6
 żelaza jest taki sam w ferrycie i austenicie o a.emiczny po- 
tencjal węgla jest jednakowy w tych dwóch fazach [25J . Gdy aktywność 
węgla w au,c;tenicie .1 pobliżu granicy c(: '"S' osiągnie wartość taką samą 
jak w dalszej odległości od ąranicy, czyli powstanie zerowy gradient ak- 
tywności węgla \II austenicie, rozpoczyna się wtedy "zast6j wzrostu" /growth 
stasis/ [6J . Istnieje jednakże wiele zarzut6w w stosunku do teorii SDLE. 
Przede wszystkim obecność takich składnik6w stopowych, jak Si czy Ni [6J ' 
zwiększających aktywność węgla w austenicie, r6wnież prowadzi do wystąpie- 
nia zatoki na wykresie CTP i zjawiska niepełnej przemiany, czyli zjawisk 
sprzecznych z teorią SDL
. W przypadku stali krzemowej, zawierającej rów - 
nież 0,3% Cr, wzajemne oddziaływanie Si i Cr moglo być odpowiedzialne z, 
te efekty. Natomiast w stali niklowej, gdzie wzrost ferrytu kontrolowany 
jest zasadniczo przez dyfuzję węgla w warunkach pararównowaqi, obecność Ni 
powoduje wzrost średniej odległości między stopniami występującymi na po- 
wierzchni płytek bainitu, a zatem prowadzi do obniżenia kinetyki wzrostu 
bainitu [37).
>>>
Przemiana bainityczna ... 


31 


Reasumując, można stwierdzić, iż bra]: uniwersalności zjawiska ni e.. 
pełnej przemiany, związanego z kinetyczną definicją bainitu, ogranicza za- 
kres jej stosowalności. 


4. MIKROSTRUKTURALNA DEFINICJA BAINITU 


Według tej definicji, przemiana odbywa się za pomocą konkurencyjnego 
mecnanizmu eutektoidalnego rozpadu, stąd bainit jest niepłytkowym Fro' 
duktem niekooperacyjnego sposobu eutektoidalnej przemiany L5,30,43]. Na- 
ta:niast perlit płytkowy-odwrotnie- jest produktem kooperacyjnego sposobu eutekto- 
idalnej przemiany [6J. HHlert [21J traktował tworzenie się perli tu jako 
ewolucyjny proces, w czasie kt6rego dwie fazy wytworzone podczas eutekto- 
idalr-e go rozpadu "uczą się" j ak rosnąć razem w dyfuzyjny kooperacyj ny sJXT 
sób. Ten proces "uczenia się"był możliwy poprzez niekohereatne granice 
wydzielających się faz, szczeg6lnie fazy przedeutektoidalnej, inicjującej 
przemianę eutektoidalną [21J. Odwrotnie, gdy przedeutektoidalna faza miala 
częściowo lub całkowicie koherentne granice, uważano, że kooperacja jest 
niemożliwa i wtedy powstawała niekooperacyjna eutektoidalna struktura L,., 
initu [21J. Ostatnie badania jednakże odsłoniły wiele wad i luk tego bar - 
dzo atrakcyjnego poglądu. Stwierdzono, iż w wielu przypadkach granice mię- 
dzyfazowe, kt6re poprzednio były traktowane jako niekoherentne, mają stru- 
kturę złożoną ze stopni, lub stopni i dyslokacji niedopasowania Imisfit dis- 
locations - kompensujących niedopasowanie obu sieci na granicy, a zatem 
zabezpieczających przed zerwaniem ciągłości siecil świadczą, że są one 
częściowo koherentne Irys061 [40,41Jo 
Przy stosunkowo małym stopniu przechłodzenia, dominującym czynnikiem 
determinującym pracę wymaganą do utworzenia zarodka o krytycznej wielkości, 
a tym samym wpływającym na szybkość dyfuzyjnego zarodkowania, j st czyn - 
nik minimalizacji energii granicy międzyfazowej. Stąd, krytyczny zarodek 
jednej fazy krystalicznej tworzącej się wewnątrz drugiej będzie tak kohe - 
rentny, jak to tylko jest możliwe [3Jo Jednakże, podczas jego wzrostu, u- 
dział energii powierzchniowej Iw og6lnym bilansie energetycznymi szybko 3ta- 
je się mniej istotny. Podczas gdy kształt krytycznego zarodka zdetcrmino - 
wany jest koniecznością minimalizacji enerqii granicy międzyfazo'łlej, to 
kinetyka jego dalszego wzrostu zależna jest od ruchliwości tej granicy w 
zależności od jej orientacji [2J o W przypadku istnienia granic między fa - 
zowych częściowo lub całkowicie koherentnych, granice te są całkowicie nie- 
mobilne w czasie dyfuzyjnego wzrostu w kierunku prostopadłym do nich,nawet 
przy istnieniu bardzo wysokiej siły pędnej, ponieważ ruch taki wymagalby 
umiejscowienia atom6w substytucyjnych w miejscach, kt6re mają Ipoczątkowol 
charakter interstycyjny [2,6 J. Zatem przemieszczenie takich granic może 
być dokonane tylko za pomocą mechanizmu stopniowego Iledge mechanism 1[2J. 
ostatnio, Hackney i Shiflet [17J wykazali, że 'perlit powstały w stali 
Fe-0,81%C-12,3%Mn wzrastał krawędziowo za pomocą tzw. wsp6lnych stopni 
wzrostu /na granicach ci.. : O i Fe3c : Q /, co naszkicowano na rysun 
ku 7.
>>>
32 


Zdzisław Lawrynowicz 


KOHERENTNA 
" 
"SCIEŻKA 
DYSLOKACJE 
NIEDOPASOWANIA 


ecc 


KIERUNEK 
STRUKTURALNYCH STOPNI 
IOlij]. [00\]0 


a = WYSOKOSC STRUKTURALNYCH STOPNI 
b ODSTĘP STRUKTURALNYCH STOPNI 
e TAU- 1 (a/b) r 10 A, 


Rys.6. Izomeryczny szkic granicy międzyfazowej RSC:RPC, w przy- 
padku występowania orientacji Nishiyamy-Wassermanna, po- 
kazujący strukturalne stopnie,najbardziej koherentne ob- 
szary na powierzchni taras6w tych stopni i dyslokacje 
niedopasowania [40J 


p 


!'ys. 7. Scllemilt ilustrujący wsp6lne stopnie wzrostu na gra- 
nicy między fazowej perlit/austenit / 
-dr.odległo
ć 
międzystopniowa, h-dr.wysokość stopni/ [17J 


Stąd, z wykorzystaniem analizy Hillerta [22J dotyczącej krawędziowego 
,J7." 'stu perlitu, przeanalizowano ponownie kinetykę wzrostu bainitu i per - 
litu [20J po "'l,rowacizeniu do tej analizy dwu zmian: /1/ zalożono, że
>>>
Przemiana bainityczna... 


33 


wzrost obu autektoidaln';ch faz joznaczonych t:J, i 
 
przemianie jako T , ich odpowiednik w stali to 
chodzi jedynie za pomocą mechanizmu stopniowego, 
wzrostu fazy 
 i 
 lodpowiednio oZnaczone G
 i G p j, oszacowano nie- 
zależnie od siebie, a następnie porównywano je. 
Analizę wykonano dla dwóch przypadków,tj. gdy całkowity transport 
masy odbywa się za pomocą dyfuzji objęto
ciowej poprzez osnowę i', oraz gdy 
jest kontrolowany przez dyfuzję granicami [29J. Przy tych założeniach, w 
przypadku gdy utworzone ilo
ci fazy 
 i 
 są równowagowe, podstawowy 
warunek powstania perlitu, mianowicie \
 G
, będzie spełniony,gdy: 


, oraz 


ulegającej 


c(. , Fe 3 C oraz 
oraz że 121 


r 


1 


za- 


prędkości 


hoc- hp 
Ad., 1\P 


gdz ie , 


A - 
rednia odległo
ć międzystopniowa 
h - 
rednia wysoko
ć stopni 


Natomiast, gdy, 


G"c, f' Gp i 



 f' hJ3 

J.:P 


jest to sytuacja opisująca powstanie bainitu. 


Faza zarodkuje tylko raz w przypadku perlitu Ina kolonię, podczas dz;a - 
łania mechanizmu rozqałęziania [5,21), lub na płytkę, gdy ten mechanizm 
nie występujel, lecz w przypadku bainitu zachodzi wielokrotne zarodkowanie 
[29J . Stąd, na podstawie z mody f ikowanej anal izy Hillerta [29) otrzymujemy 
dwa podstawowe czynniki określające morfologię bainitu: stosunek prędkości 
wzrostu faz eutektoidalnych 
 i fJ lodpowiednio Goe: i Gf3 I, oraz szyb- 
kość ponownego zarodkowania fazy fi na gx'anicy d. : r ' oznaczoną c(.: oJ; 
[5J. 


Rysunek 8 [29J jest ilustracją uzyskanych morfologii w 
lyniku puc- 
miany eutektOidalnej, jako funkcji GO./Gf3 i ol.:J'J(3łf ,w przypadku nisl'.lej 
zawarto
ci wolniej rosnącej fazy, oznaczonej jako'" . Wyidealh.olllane n, ,- 
krostruktury są naszkicowane dla niskich, 
rednich i wysokich warto
ci "bu 
zmiennych. Rysunek 9 przedstawia sytuację dla wyższej zawarto
ci fazy;' 
lok.50%1 [29J. Zmieniając Gae./GJ3 oraz c(.,tJ{!* ,uzyskujemy szeroki zilkn"s 
baini tycznych struktur. Drugim istotnym spostrzeżeniem jest fakt, iż przy średnic!. 
warto
ciach Gc!../G
 uzyskujemy mikrostruktury, które chociaż przypominaj,-, 
perlit, perlitem nie są. Chociaż kryształy (3 są w stanie podtrzymać s'",,)', 
wzrost z sąsiadującymi kryształami cC przez dłuższy czas, co proladzi do 
ich wydłużonych kształtów w kierunku wzrostu granicy międzyfazowei c:(: -.:' 
są one jednak nieuchronnie kolejno odcinane od dostępu do fazy O' n,I,s/ą 
zarodkować ponownie w celu kontynuowania przemiany eutektoidalneJ. ,;tąd, 
takie mikrostruktury nie powinny dłużej być nazywane "semi-perlit" 1 ub 
"zdegenerowany perlit" [21J, lecz traktowane jako inny wariant morfoluqi1 
bainitu [5,23J.
>>>
34 


Zdzisław Ławrynowicz 


NISKA 


a 


'Y 


i!
; 
;:t 
000°0 ° o

 'Y 
goog
ooo 13 
00'0 0 °00 
° 'b ° 
o 
o o 


WYSOKA 


..co. 
-: -- ŚREDNIA 


a 


'Y 


a 


o 


a 


'Y 


a 


a 


,13 


-= 


o 


Rys.B. 


ŚREDNIA 
G"/Gj3- 
Zmiana eutektoidalnej mikrostruktury wraz ze 
zmianą GtG IG
 i d, 
 J
 ' w przypadku gdy 
objętościowa zawartość wolniej rosnące] fazy 

 jest mała [29J 


WYS OKA 


{3 


'Y 


WYSOKA 


a 


'Y 


..co. 
J-- ŚREDNIA 


a 


{3 
'Y 


{3 a 

 


'Y 


'" 


{3 


es?-=. 
aL 
CdiJ 


'Y 


'Y 


a 


NISKA 


'Y 


Rys.9. 


SREDNIA 
G a /G(3- 
Zmiana eutektoidalnej mikrostruktury Wraz ze 
zmianą Go: IG p i 0::' {' _15. ' w przypadku 'idy 
objętościowa zawartośc wolniej rosnącej fazy 

 jest stosunkowo duża [29J 


WYSOKA 


Przy niskiej zawartości fazy{3lryS.81 i wysoJ
iej wartości G"" 1 GfJ' 
podczas wzrostu 
: 
 J; schemat przedstawia struktury 
rzy
ominające 
morfologią bainit, utworzony w stali w kolejno niższych tem0craturacil prze- 
miany [20J o Gdy n'atomiast Co:. 1 Gf3 oraz zawartość fazy fi są wysokie Irys.91 
zaznaczone schematycznie struktury są podobne do eutcktoidu 1"I,e-N/, u-
>>>
Przemiana bainityczna ... 


35 


tworzonego tuż poniżej temperatury eutektoidalnej [6J/wysokie dV :"(Ji! /, 
lub podobne do "struktury rozdzielonego eutektoidu", otrzymywanej w wy- 
sokich temperaturach w nadeutektoidalnych stalach z krzemem /niskie 
cI:-: '6' Jp / [21J. 
Jeżeli mechanizm "wspólnych stopni wzrostu" w perlicie, okryty przez 
Hackney'a i Shifleta [3J ' jest uniwersalny, to do zaproponowanej przez 
Hillerta [21J definicji perlitu - jako produktu kooperacyjnego wzrostu i- 
banitu - jako niekooperacyjnego wzrostu faz 
 i Fe 3 C-należy wprowadzić 
uzupełnienie -- stopniowy /za pomocą stopni wzrostu/, kooperacyjny wzrost 
i stopniowy, niekooperacyjny wzrost-odpowiednio dla. perlitu i bainitu DoJ 
Zatem bainit może być określany jako niepłytkowy produkt przemiany 
eutektoidalnej, uzyskany w wyniku stopniowego, niekooperacyjnego i konku- 
rencyjnego jej mechanizmu [5,6,30J. 


5. PRZYKŁADY R62NIC WYNIKAJĄCYCH ZE STOSOWANIA KINETYCZNEJ I 
MIKROSTRUKTURALNEJ DEFINICJI BAINITU 


l. Kinetyczna temperatura Bs' która odpowiada temperaturze zatoki /T b / 
na wykresie CTP lub, w przypadku braku zatoki, najniższej tempe - 
raturze, w której ułamek przemienionego austenitu na bainit jest 
zerowy, znajduje się ok.oło 100-300 0 C poniżej temperatury eutekto- 
idalnej /mikrostrukturalna Bs/ w stalach. 
2. W stalach Fe-C-Mo [42J, Fe-C-Cr [15J i Fe-C-V [32J eutektoid sze- 
regowy /węgliki szeregowe, które związane są z ferrytem allotrio- 
morficznym/ jest bainitem utworzonym według definicji mikrostruk- 
turalnej, w temperaturach znacznie powyżej kinetycznej Bs. 
3. Zjawisko niepełnej przemiany nie występuje w niektórych stalach 
Fe-C-Ni, Fe-C-Si i Fe-C-Cu [39J. Jednakże mikrostrukturalnie 0- 
kre
lony bainit obecny jest we wszystkich tych stopach [38,39J. 
4. W stopach Fe-C-Mo, badanych przez Reynoldsa [38] ,podczas prze- 
miany w temperaturze poniżej kinetycznej Bs powstała struktura 
przypomina raczej zdegenerowany ferryt Widrnanst!ttena, aniżeli ba- 
init. Podobna sytuacja występuje w stali Fe-C-Cr [15J. 


LITERATURA 


[IJ Aaronson H.I.: The Mechanism of Phase Transformation in Crystalline So- 
lids, Institute of Metais, London, 1969, s.270-281 
[2] Aaronson H.I. et al.: Phase Transformations, ASM, Metais Park, OH,1970 
313 
[3J Aaronson H.I., Russell K.C., Proc.lnt.Conf.on Solid-Solid Phase Tran - 
sformations, TMS, Warrendale, 1983, s.371 
[4J Aaronson H.I., Reynolds \
.T., Scripta MetalI., voI.21, 1987,s.1611
>>>
36 


Zdzisław Lawrynowicz 


[5J Aaronson ł'oI.Reynolds ei.To: Pro.or the Conf."Pnase Transformations'87", 


Institute o[ ('letals, London, 1988, s.301 

GJ Aaronson H.I. et al.: MetalI.Trans.A, vo1.21A, 1990, s.1343 
='lJ Barbacki A.' PrÓba uogólnienia mechanizmu wydzielania węglikÓw stopo - 
wy ch Qodczas Qrzemiany austenitu w ferryt na przykiadzie węglikÓw 
-wanadu i mol ii.denu , Rozprawy nr 73, Politechnika Poznańska, Poznari,1976 
)J Beeey FoG., Honeycombe n.W.K. Hetall.Trans., vol.l, 1970,s.3279 
)J Bhadeshia H.K.D.H., Edmonds D.Vo' Hetall.Trans.A,voI.I0A,1979, s.895 

10= Bhadeshia HoK.D.f!o:
:etal Sc., vol.lG ,1982, s.159 
[11
 Bhadeshia HoK.D.Ho, Christian J .1'1.: HetalI.Trans.A,vol. 21A, 1990,s. 767 

2J Cahn J.Wo' Acta MetalI., vol.l0, 1962, s.789 
13 Der-Hung Huang, Thomas Go: MetalI. Trans.A, vol.8A, 1977, s.1661 
14' Gilmour J.Bo et al.: Netali. Trans., vol.3, 1972, so1455 
isJ Goldenstein Ho, Aaronson Hol.: Metallo TransoA, vol.21A, 1990, s.1465 
)6J Griffiths W.To et alo: 2nd Report of the Alloy Steels Research Cornmi- 
ttee, The Iron and Steel Institute, London, 1939, s.343 

17J Hackney S.Jo, Shiflet GoJ., Scripta MetalI., vol.19, 1985, s.757 
G8J Hehemann R.Po, Troiano A.R.: Met.Prog.,vol070/2/,1956, s.97 
0
J Hehemann R.l'o et alo:Metallo Trans., vol.l, 1970, s.1077 

OJ 
[21 ] 


Hehemann R.F., Kinsman KoR., MetalI. Trans., vol.3, 1972, s.1094 
Hillert M.: Decomposition of Austenite by Diffusional Processes, 
terscience, New York, 1962, 197 


In - 



2J Hillert Ho: Netallo Trans., vol.3, 1972, s.2729 

3J HoneycornDe R.WoKo, Pickering F.B., MetalI. Trans., vol.3, 1972,s.1099 
D4] Johnson W.Ao, Mehl R.F., Trans. AlME, vol.135, 1939, s.416 
D5] Kinsman KoRo, Aaronson H.I., Transformation and Hardenability in Ste- 
eIs, Climax Molybdenum Co., Ann Arbor, MI, 1967, s.39 

6] Kinsman K.R. et al.: MetalI. Trans. A, vol.6A, 1975, s.303 

7J Ko To, Cottrell S.A.: J.lron Steel Insto, volo 172, 1952, s.307 
D8J Lai G.Yo: MetalI. Transo A, vol.6A, 1975, s.1469 

9
 Lee H.Jo et alo' Acta Metallo, vol.36, 1988, s.1129 
[30J Lee H.Jo et al.: Acta 11etall., voI.36, 1988, s.1140 
Dl] Liu S.Ko et al.: MetalI o Transo A, vol. 16A, 1985, s.457 
[)2] {,awrynowicz Z., Barbacki A.: MetoOb.Ciepl.lnż.Pow., nr 87,1987, s09 
[33]La"nynowJ.cz Z.: Inż o Materialowe /wyslany do redakcj i/ 
C34] Nenon EoSoKo, Aaronson H.I. :Acta MetalI. ,vol. 35,1987, S09 
D5] Pickering FoB.: Transformation and Hardenability in Steels, Climax 
Molyodenum COo, Ann Arbor, MI, 1967, s.109 
D6J Purdy G.R.: Acta MetalIo, vol026, 1978, s.487 
D7J Reynolds W.T. Aaronson Holo: Scripta Metall.,vol.19,1985, sol171 
D8J Reynolds WoT. et al.: MetalI. Trans.A, vol021A, !990, so1433 
D9J Reynolds W.T. et al:Metallo Trans.A, vol.21A, 1990, s.1479 
Goj Rigsbee J.M., Aaronson H.lo: Acta MetalI., vol. 27, 1979, s.351 

;1JJ raqsbee J.IL, Aaronson H.I.: Acta MetalI., volo 27,1979. s.365 

2J Shlflet GoJo, Aaronson U.I.: Metal1.Trans.A, vol.21A, 1990, s.1413 

3J Spano s G. el al.: Metali. Trans. A, vol021A, 1990, s.1381
>>>
Przemiana bainityczna ... 


37 


[44J Takahashi M., BhAdeshia H.K.D.H.: Mat. Sc.Technol., vol.6,1990,s.592 
[45J Tsubakino H., Aaro
son H.I.:Metall. Trans.A, vol.18A,1987,s.2047 
[46J Uhrenil.s B.: Hardenability Concepts with Applications to Steel, €ods. 
TMS-AIME, Warrendle, 1978, s.28 


BAINITE REACTION AS A MODE OF EUTECTOIDAL TRANSFORMATlON 


Summary 


The kinetics and morfol,'gy of bainite is reviewed. The present sta- 
tus of the two principal definitions of bainite /i.e.microstructural and 
overall reaction kinetics definitions/ is presented. The microstructural 
definition describes bainite as the produet of the diffusional, noncoope- 
rative, competitive ledgewise growth of two precipitate phases formed du- 
ring eutectoid decompositi.on. The overall reaction kinetics defini tion of 
bainite views this transformations as being confined to a temperature ran- 
ge well below that of the eutectoid temperature. Resent research has 
, 
however, that incomplite transformation is not generally operative., The 
cssential conflicts between the two definitions are presented.
>>>
AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA IM. JANA I JĘDRZEJA ŚNIADECKICH W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 184 - MECHANIKA /36/ - 1994 


Zdzisław Ławrynowicz 


TECHNIKA IMPLANTOWANIA W PLAZMIE I JEJ ZASTOSOWANIE DO 
MODYFIKACJI WŁASNOŚCI WARSTWY WIERZCHNIEJ MATERIAŁÓW 



SII jest nową techniką implantowania, powstałą dla modyfikacji 
własności warstwy powierzchniowej materiałów. W metodzie tej,implanto- 
wane obiekty umieszczane są bezpo
rednio w komorze plazmy, następnie 
przykładane jest do nich pulsujące ujemne napięc
e. Prowadzi to do 
utworzenia powłoki plazmy otaczającej obiekty, których wszystkie po- 
wierzchnie implantowane są jednocze
nie. PSII zapewnia, uzyskanie kon- 
centracji jonów i ich głębokości wystarczającej dla modyfikacji włas- 
ności warstwy powierzchniowej, wzrost trwało
ci narzędzi w przemysło- 
wych zastosowaniach, możliwą do zaakceptowania równomierno
ć zaimpla- 
ntowanej dawki w przypadku implantowania niepłaskich obiektów, bez 
konieczno
ci manipulowania tymi obiektami. 


10 WPROl-1ADZENIE 



 okresie kilku ostatnich lat, trwają intensywne prace nad opracowa - 
niem nowej techniki implantowania materiałów. W metodzie tej implantowany 
obiekt /target/, do którego przykładane jest wysokie ujemne napięcie, u- 
mieszczany jest bezpo
rednio w plazmie. Wokół obiektu tworzy się wtedy jo- 
nowa powłoka w kt6rej jony plazmy są przy
pieszane implantując jego po- 
wierzchnięo Technika ta została nazwana "plasma source ion implantation 
- PSII" /w USA/, lub "plasma imrnersion ion implantation - PIII,PI 3 /w Au - 
stralii/. 
por6wnanie techniki konwencjonalnego implantowania /beamline ion im- 
plantation/ z techniką PSII /?lasma source ion im
lantation/ przedstawiono 
na rysunku 1 [12,14J. Zastosowanie jonowego implantowania pozwala uzyskać 
poprawę zużycia, od
orno
ci na korozję, własno
ci zmęczeniowych i ciernych 
materia16.
 oraz umożliwia mOdyfikację eleJ
trycznych i optycznych wła
ciwo- 
ści materiałów [12,28J. Poniewa
 proces ten nie jest limitowany ogranicze- 
niami termodjnamicznymi, przy pomocy implantowania możliwe jest wytwarza - 
nie nowych material6w, posiadających nowe własności. Implantowanie za- 
ró,mo techniką kon'
encjonalną, jak i z wykorzystaniem plazmy /PSII/, po- 
siada szereg zalet w por6wnaniu z innymi technikami obróbki powierzchnio 
wej [12,14,15,33]: 
al własności powierzchni mogą być zmieniane bez zmiany własno
ci po- 
zostałej części materiału,
>>>
40 


Zdzisław Ławrynowicz 


bl w metodzie tej nie istnieją problemy związane z brakiem spójno
ci 
lub rozwarstwieniem warstwy powierzchniowej, 
ci ponieważ implantowanie nie jest procesem "tworzącym powłokę", nie 
występują tu zmiany wymiarowe narzędzia, tnące ostrza zachowują 
swoją ostrość, 
dl profil koncentracji implantowanych cząstek można łatwo zmienić po- 
przez zmianę energii implaptowania, 
el PSII jest procesem niskotemperaturowym Iponiżej 300 0 C/, # czasie 
którego nie występują zmiany wymiarowe, degradacja gładko
ci po- 
wierzchni obrabianego przedmiotu oraz zmiany struktury we wnętrzu 
materiału. Daje to możliwość implantowania stali odpuszczonych w 
niskiej temperaturze. W dodatku, narzędzia mogą zostać wykonane do 
swoich finalnych wymiarów przed implantowaniemo 


TECHNIKA. KONWENCJONALNEGO 
IMPLANTOWANIA WI4-ZKOWEGO 


TECHNIKA IMPLANTOWANIA 
W PLUMIE PSII 


b 
 
III g::::::::: '/ 
! I L Formowanie Manipu-! 
i skanowanie lowanie 
wi zki obiektem 
Ekstraktor 
jonów 


Zród
o .. 
planyN"l 

;'O
 OWOltOWY 
, pulsator 
Próżnia 


Pró żn1a 



 Proces liniowy 
* Równomierność zaimplan- 
towanej dawki. wymaga 
manipulowania obiektem 
i skanowania wiązką 



 Pow
oka plazmy otacza obiekt 

 Jony bombardują obiekt ze 
w8zystkich stron bez skanowa- 
nia wiązką i manipulowania 
przedmiotem 


Rys.lo por6wnanie konwencjonalnego wiązkowego implan- 
towania z implantowaniem w plazmie IPSII/[12,14] 


Konwencjonalne/wiązkowel implantowanie jest procesem liniowym, w któ- 
rym jony przy
pieszone do wymaganej energii, po uformowaniu wiązki, skanu- 
ją powierzchnię przedmiotu w celu jej jednolitego zaimplantowania. Wymaga 
to istnienia aparatury do formowania wiązki jonów i dalszego jej skanowa - 
nia, oraz urządzenia służącego do manipulowania przedmiotem, na który pada 
skanowana wiązka, w celu zaimplantowania wszystkich jego odsłoniętych po- 
wierzchni. Szczególnie konieczność manipulowania przedmiotem zwiększa zło- 
żoność urządzenia i o
niża wielko
ć obrabianego przedmiotu. 
W PSI I przedmiot jest umieszczany bezpo
rednio w środowisku plazmy 
i poddany pulsującemu ujemnemu napięciu Imax.l00 kVI względem 
cian komo - 
ry. Jony są przy
pieszane prostopadle do powierzchni, a wszystkie odkryte 
powierzchnie przedmiotu implantowane są jednocześnie o Korzy
ci,jakie daje 
zastosowanie PSII w stosunku do implantowania wiązkowego:
>>>
Technika implantowania 
 plazmie ... 


4 ] 


al wyeliminowanie manipulatora oraz urządzeń formujących i skanują - 
cych wiązkę jonów, 
bl wyeliminowanie urządzeń maskujących przedmiot Iproblem "szczątko- 
wej dawki" po implantowaniul, 
ci zwiększenie wydajności implantowania, szczególnie dużych przed 
miotów, 
dl możliwość jednoczesnego implantowania całych partii przedmiotów 
o zakrzywionych ?owierzchniach zewnętrznych przy zachowaniu dużej 
jednorodno
ci zaimplantowanej dawki, 
el urządzenie do PSII jest mniejGze, mniej kosztowne i prostsze w 
obsłudze. 
W artykule przedstawiono podstawowe problemy związane z nową tech- 
niką implantowania IPSII/, mianowicie, mechanizm implantowania, problem 
zaimplantowanej dawki, grubo
ć jonowych powłok dla płaskie,go, walcowego i 
kulistego kształtu elektrody, równomierno
ć zaimplamtowanej dawki oraz 
wpływ gęstości plazmy na wynik implantowania. Omówiono również pOdstawo- 
we elementy i parametry urządzeń do implantowania techniką PSI I oraz 
przedstawiono niektóre z przemysłowych zastosowań implantowania tą metodą 
Z uwagi na opublikowany ostatnio obszerny artykuł omawiający istotq kon - 
wencjalnego implantowania wiązkowego [4J, informacje dotyczące tej me- 
tody ograniczono do ioinimum, niezbędnego przy prezentowaniu cech wspól 
nych i różniących te dwie techniki implantowania. 


2. MECHANIZM IMPLANTOWANIA 


Zjawiska fizyczne występujące w warstwie powierzchniowej implantowa- 
nego przedmiotu są w zasadzie podobne zarówno podczas implantowania wiąz- 
kowego, j ak i techniką PSI I . Podczas procesu implantowania, jony raz,'" 
dzane są do dużej prędkości, a następnie wszczepiane do powierzchni 
rzQl- 
miotu. Tracą wtedy swoją energię w rezultacie oddziaływania z elektronami 
i w wyniku sprężystych zderzeń z atomami implantowanego obiektu. Dla cięż- 
kich jonów proces drugi dominuje przy energii do 200 keV, która to war- 
tość jest na ogół warto
cią granicz_ą, stosowaną przy implantowaniu. Po- 
przez sprężyste zderzenia atomy implantowanego obiektu są przemieszczane 
z ich pozycji węzłowych Irys.2/ [31].prowadzi to do tworzenia silnie 
nieuporządkowanego obszaru z kaskadą wakancji i atomów międzywęzłowych 
wzdłuż drogi wnikającego jonu, aż do osiągnięcia przez niego stanu s
o- 
czynku Irys.31 [6J. Silne przegrupowanie atomów w kaskadzie prowadzi 
do utworzenia strefy kryształu bezpostaciowej lub odkształconej. Relaksa- 
cja odbywa się w czasie ok. 10- 12 5 i możliwa jest jedynie czę
ciowa re 
dystrybucja atomów [6J. Należy zaznaczyć, że implantowany obszar nie 
jest jednorodnie domieszkowany na głęboko
ci, lecz posiada w przybliżeniu 
rozkład koncentracji Gaussa z maksimum na głęboko
ci 10-100 nm, zależnie 
od masy i energii jonów Irys. 31 [21,27, 30J. Głęboko
ć implantowania zmnie;' 
sza się przy wzro
cie masy jonów, a wzrost ich energii prowadzi do zwięk-
>>>
42 


Zdzisław Ławrynowicz 


Wakancje 


Przenoszenie 


Para Prenkel' a 


--. 
,,/ 
Kierunek podstawowego 
uderzenia 


Przenoszenie energii 
przez fokuson 


Atomy m1ędzywęzłowe 


Rys.2. 


Rozrzedzony obszar 
Dwuwymiarowy schemat strefy rozrzedzonej i 
czenia w krysztale typu A1.Uderzający z 
strony atom osiąga stan spoczynku w miejscu 


jej oto- 
lewej 
p [31J 


N+ 
100 keV 


rozkład 
koncentracji 
azotu 


tv:; wytrącone 


--- 


- 


Rys. 3. 


Schemat proces6w energetycznych związanych 
z uderzeniami jonów w materiał [2J 


szenia głęboKości penetracji [3Jo vi celu uzyskania wzrostu odporno
ci na 
ścieranie narzędzi, używano najczę
ciej do implantowania jonów azotu [20, 
2J,35,37Jo 
 przypadku implantowania stali jonami azotu, poprawę własno
- 
ci zaobscrwo\'ano zwykle przy dawkach 2-5xI0 17 jonów/cm 2 . Przy dawkach 
mniejszych od lXl0 17 Jonów/cm 2 nie zaobserwowano .wymaganej poprawy,a przy 
dlększych od 8XI0 17 jon6w/cm 2 często pojawialy się szkodliwe efekty prze- 
clawb),?ania Iszczeg6lnie pogorszenie gł:adko
ci powierzchni/ [16,20 J.
>>>
Technika implantowania w plazmic..o 



3 


Wzrost odporno
ci na 
cieranie możliwy jest do uzyskania 
oprzez: 
a/ wytworzenie warstwy powierzchnim1ej z niższym współczynnikiem tar- 
cia, 
b/ wykorzystanie dobrze znanego zjawiska umocnienia dy"pe:-.;y Jnego i 
międzywęzłowegoo Struktura powierzchni stali po imJlantowaniu 
jonami azotu składa się z osnowy, którą stanowi przesycony roz- 
twór stall' międzywęzłowy azotu, oraz z wysokodyspersyjnych azot - 
k6w i węglikoazotków /1-10 nm/. Te drobne wydzielenia posiadają 
idealną wielko
ć do zakotwiczania dyslokacji i hamm/ania ich 
ruchu w obrębie powierzchni [19,20,22,24J. 


3. PROBLEM ZAIMPLANTOWANEJ DAw
I 


Nawet przy zastosowaniu bardzo skomplikowanych systemów do manipulo- 
wania implantowanym przedmiotem wydajno
ć implantatorów wiązkowych jest 
ograniczona przez tzw. problem "szczątkowej dawki" [25,32J, gdyż maksi- 
mum zaimplantowanej dawki zależne jest od kąta padania wiązki na przed'- 
miot /rys.4/ oraz dodatkowo, przy wysokoenergetycznych strumieniach cząs- 


e 'I'. ' e 

 _1_ 
WIĄZKA JONCN OBIEK!r 


Rys.4.Maksimum zaimplantowanej dawki dla implantowania 
wiązkowego zależna jest od kąta padania wiązki 
na obiekt [25,32J 


tek, od współczynnika rozpraszania jonowego. Dla niskoenergetycznej wiąz- 
ki. wielko
ć zaimplantowanej dawki zależy tylko od kąta padania wiązki 
[25,32J, 
D = eJ o cos 8 
gdzie, 
D - zaimplantowana dawka, 
to - strumień cząstek padający pod kątem prostym na przedmiot, 
e - kąt pomiędzy padającą wiązką a prostopadłą do powierzchni 
rze- 
dmiotu 


Rysunki 5 i 6 [37J ilustrują zmianę wielko
ci zaimplantowanej dawki 
zależną od kąta padania wiązki. 
W przypadku wysokoenergetycznych wiązek, najczę
ciej używanych do 
modyfikacj i pO\'/ierzchni materiałów, zachodz i konkurencja między procesem 
implantowania oraz jonowego rozpylania, która również 2rowadzi do obniże- 
nia możliwej do uzyskania zaimplantowanej dawki. stosownie do Grabow 
skiego i Smidta [25,32J,
>>>
44 


Zdzisław Ławrynowicz 


Za1lll.plantowana 
dawka 


Padająca 
wiązka 



 ' -- '- J 4S :----- 
l _JgSQ ,- 
I 
__: I 
1 CO
/C 25'1. o 


Rys.50Zaimplantowana dawka wokół wal- 
ca imDlantowan
go prostopadle 
do jego osi [37J 


Rys.ó.Wartość zaimplamtowanej 
dawki wokół pochylonego o 
45 0 w stosunku do kierunku 
wiązki wskazuje na koniecz- 
ność implantowania pod 
kątem prostym do jego 
osi [37] 


D N IRł,lSI cos 8/3 0 
gdzie: 


N - gęstość atomowa przedmiotu, 
Rp - zasięg efekty"my jonu, 
S - wydajność rozpylania jonowego 


Zależności te obniżają, możliwy do uzyskania, stopień jednorodno
ci 
zaimplantowanej warstwy w przypadku implantowania wiązką obiektów o złożo- 
nej 20wierzchni. II celu poprawy stopnia jednorodności warstwy implantowa- 
nej .v' obiektacl) o zakrzywionej powierzcimi, stosuje się maskowanie obiek- 
tu, kt6re ogranicza kąt padania wiązki do warto
ci max.20 0 -30 0 Irys.7a l. 
Jednakże, dla obiektów o skomplikowanej geometrii jest to trudne,a nawet 
czasami niemożliwe. Nawet w przypadku obiektów o dostatecznej symetrii, 
gdzie maskowanie jest ułatwione, występuje obniżenie wydajno
ci procesu, 
gdyż wiązka w części operuje nie na powierzchni obiektu, a na osłaniają - 
cej obiekt masce. Z kolei, jeżeli material implantowanego obiektu i maski 
różni się, to rozpylanie jon01.łe materiału maski może zanieczyszczać im- 
plantowany przedmiot. Dodatkowo, opr6cz problemu zaimplantowanej dawki,is'- 
tnieje inny problem, związany z brakiem prostopadłego padania wiązki 
na zakrzY'wioną powierzchnię implantowanego przedmiotu.Sprm.'adza się on do 
stosowania urządzeń z wyższą energią implantowania aniżeli konieczna by- 
laby przy prostopadłym padaniu wiązki na przedmiot. Np. implantatory Z
, 
do'tosovlane do implantowania st.ali azotem [18J, zaprojektowane są do sto- 
sowania 100 keV energii implantowania, pomimo faktu, iż przy prostopadłym 
padaniu wiązki na przedmiot energia 50 keV byłaby wystarczająca do więk _ 
3zości zastosowań.
>>>
Technika implantowania w plazmie ... 


45 


W implantowaniu metodą PSII jony są przyśpieszane w kierunku prosto- 
padłym do powierzchni obiektu /rys.7b/. Wszystkie odkryte ?owierzchnie 


) 


Obiekt 


Maskowanie 


k.t-f"
 
. Obiekt 
t 
tStrum1" 
, 1 jon6w 
r ;""Powłoka 
'."" _, 
 plazm y 
____,_o 
b) 


..--.....--, 
'. . 
/." " 
.... 
 -.1 
. ó' ... 
..... ":i ./ .. 
-:!' ...... 

 

y 


a) 


Rys.7.Por6wnanie techniki konwencjonalnego implan
owania i im- 
plantowania w plazmie /PSII/ ze względu na ptoDlem zaim- 
plantowanej dawki, a/ konwencjonalne wiązkowe implanto - 
wanie często wymaga maskowania \ły?uklych obiektów I celu 
maksymalizacji zaimplantowanej dawki /minimalizacji jo- 
nowego rozpylania/, b/ prostopadly kierunek 
adania jo- 
nów na powierzchnię w PSII eliminuje konieczno
ć masko - 
wania [12J 


przedmiotu są implantowane jednocze
nie, bez konieczno
ci manipulowania 
przedmiotu, gdyż plazma otacza obiekt ze wszystkich stron. Eliminuje to 
konieczno
ć manipulowania przedmiotu, jak również zasadniczo eliminuje 
proces jonowego rozpylania, przez cO,nie istnieje tzw. problem szczątko - 
wej zaimplantowanej dawki, zwłaszcza podczas implantowania jonami lekkich 
pierwiastk6w. Model jonowej powłoki dla PSII przedstawia rysunek 8. 


._ Powłoka rozszerza się 
/ - 
 / z prędkością akU6tYCzną 
/ o. jonów 
ł \ 
..
../' 
( 8)- : 
'. '----\,' ) 
Początkowa pozycja brzegu 
jonowej powłoki 
Model jonowej powłoki wok6ł implantowanego obiek- 
tu metodą P3II /na jeden puls/ [12J 


Ryj.8. 


4. GRUBOŚĆ POWŁOK JONOWYOH DLA ELEKTROD PLASK ICH , WALCOWYCH I KULISTYCH 
i 


Analizę tę \łykonano po eksperymentach z PSII, gdzie zastosowano po" 
wtarzający się skokowo u
emny potencjał, przyłożony do obiekt6w zanurza - 
nych w plazmie [7,9,10J. J?ny w plazmie przy
pieszane były w gradiencie 
potencjału powłoki i implan
owały obiekt. Eksperymenty laboratoryjne [1,5
>>>
46 


Zdzisław Ławrynowicz 


10,9,34,36J oraz symulacje [7,36J sugerowały, że ewolucja jonowej powłoki 
odgrywa zasadniczą rolę przy określaniu strumienia jon6w w kierunku e- 
lektrody. Istotnymi parametrami procesu są' rozkład energii jon6w oraz 
strumień jonów na jeden plus. Określenie tych parametrów wymaga znajomości 
grubości jonowej powłoki oraz jej profilu potencjału, naj istotniejsza jest 
znajomo
ć pierwszego czynnika. 
Powłoka plazmy jest obszarem między guasi-naładowaną neutralną plaz- 
mą a elektrodą,kt6rej neutralność wstala naruszona. Tworzy się ona wok6ł elek - 
trod zanurzonych w plazmie bezpośrednio po przyłożeniu ujemnego poten- 
cjału -U o do elektrody /ryS.7b,8/. Analiza jonowej powłoki, w przypadku 
płaskiej powierzchni elektrody, istniala już wsześniej [2J,uzupełnił ją 
Conrad [l1J włączając walcowy i kulisty kształt elektrody.W przypadku gdy 


U o 
 Te/e 


gdzie, 


Te - "temperatura" elektronowa, 
e - ładunek elektronu 


wyodrębnić można trzy zakresy czasowe, w kt6rych 
Jstępuje reakcja jono - 
wej powloki na przylożone skokowo ujemne napięcie, 
- gdy czas t = O, elektroda posiada zerowy potencjał, 
.. gdy potencjał -U o zostal przyłożony do elektrody, elektrony znaj - 
dujące się w pobliżu elektrody są wydalane z tego obszaru. W tym 
czasie jony zachowują swoje dotychczasowe położenie, 
- następnie jony przyśpieszane są w kierunku elektrody, wpadając na 
nią, 
ostatecznie, obniżająca się gęstość jonów wewnątrz obszaru powloki 
powoduje odpowiednio obniżenie gęstości' elektronów i obrzeże po- 
włoki rozszerza się. 
Wartość promieni obrzeża jonowych powłok, tworzących się wok6ł e- 
lektrod, uwzględniając wartości fizyczne, przyjmują postać [11J: 
- dla płaskiej powierzchni: 
rs = /U o /2'JT n o e/ 1/2 
rs /cm/ = 1050 [U o /wolt/n o /cm- 3 /] 1/2 
- dla walcowej powierzchni: 


rs /cm/ 


352 



 (:/wo 
t
 5/12 [roicmi] 
[no/cm -3/ ] 5112 


1/6 


jeżeli r s ::p ro 
dla kulistej powierzchni 
r "'" 13 U r 14'JT n o e/ l /3 
s o o 
jeżeli rs 
 ro 
( 
o /wolt/ ro ICm / ) 1/3 
r s 1 cm/ 
 11 8 n / cm - 3/ 
o
>>>
Technika implantowania w plazmie... 


47 


gdzie: 


U o - przyłożony potencjał, 
ro - promień elektrody, 
rs - promie!i l'owłoki, 
no - gęsto
e plazmy, 
e - ładunek elektryczny. 


Zatem grubość jonowej rowłoki przy płaskiej powierzchni elektrody 
zależy jedynie od warto
ci przyłożonego potencjału i gęsto
ci plazmy. W 
przypadku walcowych i kulistych elektrod, grubo
ć powłoki uzależniona jest 
ponadto od promienia krzywizny elektrody Itj. promienia krzywizny implan- 
towanego obiektul.Długo
ć pulsu w urządzeniu do PSII, powinna być dobrana 
tak, ażeby rozszerzająca się powłoka jonów nie stykała się ani ze 
cian - 
kami komory próżniowej, ani z innymi powłokami otaczającymi sąsiednie 
im9lantowane obiekty, co ma miejsce w przypadku jednoczesnego iroplanto .. 
wania wielu przedmiotów w komorze [11J. 


50 RÓWNOMIERNOŚĆ ZAIMPLANTOWANEJ DAWKI 


Ażeby uzyskać wysoką równomierno
ć zaimplantowanej dawki w procesach 
PSII, parametry implantowania powinny być tak dobrane, aby rozszerzająca 
się powloka wokół określonego obiektu nie przesłaniała ani 
cian komory 
próżniowej, ani rozszerzających się powłok sąsiadujących obiektów. Jeżeli 
dObrane parametry nie zapewniają spełnienia tego warunku, to gęsto
ć 
jonów nakładających się obszarów będzie obniżona podczas każdego PSII 
pulsu, co do?rowadzi do obniżenia równomierno
ci zaimplantowanej dawki. 
w celu ilościowej oceny stopnia równomierno
ci zaimplantowanej daw - 
ki, możliwej do osiągnięcia techniką PSII, poddano implantowaniu cztery 
kuliste ooiekty Irys. 9 I, które trakto-,vano jako komórkę jednostkową. Ku'. 


Ściana komory pr6żniowej 
Rys.9. Układ kulistych przedmiotów ze stopu Ti-6Al-4V, 
które zaimplantowano w celu zbadania stopnia 
równomierności zaimplantowanej dawki, uzyskanej 
za pomocą PSII [15J
>>>
48 


Zdzisław Lawrynowicz 


liste 00ie
ty ze stopu Ti-6Al -4V /stop ten jest w"'korzyst:;wdny na ;notezj 
stawów biodro',Jych/ zaimplantowano w plazmie azotu o gęstości 3x1 O '3 cm - 3 przy 
energii 50 keV, do nominalnej dawki 3XI0 17 jonów/cm 2 [ISJ. W tablicy 1 za- 
mieszczono zestaw parametr6w używanych do tego implanto.,ania,które wy- 
brano na bazie modelu, pozwalającego na uniknięcie nadmiernego naklada- 
nia się jonowych powłok [llJ. Obliczone wymiary jonowych powłok przedsta- 
wiono w tablicy 2. 


Parametry implantowania w plazmie PSII [ISJ 


Tabl ica 


Rodzaj implantowanych jonów 
Energia implantowania 
Dawka 
Implantowany materiał 
Promień implantowanego obie
tu 
Gęstość :;lazmy 
Temperatura ele
tronowa 
Prędkość akustyczna jon6w 
Ci
nienie neutralnego azotu 
Częstotliwość powtarzalna impulsów 
PSII 
Długo
ć pulsu PSII 
Czas implantowania 


+ + 
N ,1'1 2 
50 keV 
3XI0 17 atomów/cm 2 
Ti-óAl-4V 
R= l ,4 cm 
3xl0'3cm- 3 
2 eV 


-l 
ps 
Torr 


0,25 cm 
2XIO- 4 
100 Hz 


15 ps 
2,6 h 



 


Obliczone parametry joncMej powłoki [15J 


Tablica 2 


Obliczone promienie jonowej 
powłoki 
bmiejscowienie Promień 0- Początkowy /cm/ Końcowy /cm/ 
pbiektu biektu /cm/ 
-- 
SI 1,6 4,48 8,23 
S2 1,4 4,17 7,92 
S3 1,6 4,48 8,23 
S4 1,1 3,74 7,4
 
-- 


Narysowaną w skali geometrią jonO'.Jych powłok wraz z geometrią komory 
)oha- 
zano na rysunku 10. Dla jednego z zaimplanow
nych obiekt6w /obiekt ozna 
czony jako S2 na rysunkach 9 i 10 oraz w tabl.3/ wybrano dziewięć miejsc, 
w których wykonano pomiary zaimplantowanej dawki oraz jej głębokości rys 
11/0 Z wyników zamieszczonych w tablicy 3 "idać , iż największa dawka i 
największy zasięg zaimplantowanjch jonów wystąpił w punkcie Pl, leżącym na 
wierzchu kuli S2. Można oczekiwać, iż w tym punkcie osiągnięto najkorzjst-
>>>
Technika implantowania w plazmie. o o 


49 


niejsze parametry implantowania, gdyż na plazmę bezpośrednio przylegają- 
cą do punktu Pl nie wywiera wpływu ani bliskość sąsiadujących obiektów, 
ani ścian komory. 


I--d-I 


T 
d 
1 


Rys.l0. Wykres obliczonej końcowej pozycji powłoki 
przy parametrach implantowania zamieszczo- 
nych w tablicy l [151 


P1 


P9 


P3 


P9 


PS 


PS 


P7 


Oś komory - 


Oś komory _ 


(a) 


(b) 


RYS.ll. Dziewięć miejsc na implantowanym przedmiocie.w których 
zmierzono rozkład zaimplantowanych jonów azotu a/wi- 
dok z boku, b/ widok z góry [14,15J 


Odwrotna sytuacja wystąpiła w punkcie P9, w którym aprametry implan- 
towania osi
gnęły najniższe warto
ci. Punkt P9 leży bezpo
rednio na- 
przeciw ściany komory. Końcowe położenie jonowej powłoki sąsiadującej z 
tym punktem w rzeczywisto
ci przecina ścianę komory, co pokazano na 
rysunku 10. Przy nieznacznie większej komorze, lub mniejszej długości pul- 
su, efekt ten prawdopodobnie nie byłby obecny. 
Zatem można wnioskować, iż PSII umożliwia implantowanie niepłaskich 
obiektów z możliwością do zaakceptowania równomiernością zaimplantowanej 
dawki, uzyskaną podczas jednoczesnego implantowania wielu przedmiotów w 
partiio
>>>
50 


Zdzisław Ławrynowicz 


Tablica 3 


Warto
ć zaimplantowanej dawki i jej średnia 
głęboko
ć [15J 


I Miejsce I Zaimplamtowana Średnia głę 
dawka 2 bokość /A/ 
Ixl0 17 atomów/on I 
Pl 3,5 1050 
P2 2,4 800 
P3 2,7 900 
P4 2,6 850 
P5 3,0 1050 
P6 2,8 900 
P7 2,5 800 
p8 2,4 750 
P9 2,3 650 


6. HPŁYW GĘSTOŚCI PLAZMY NA WYNIK IMPLANTOWANIA 


Czas implantowania wymaganej dawki obniża się przy wzro
- 
cie gęstości plazmy. Równiez większe gęsto
ci plazmy powodują obnizenie 
grubości powłoki, !patrz rozdział 4/, co oznacza, iz W przypadku obiektów 
o złożonym kształcie, mogą one być zaimplantowane bardziej r6wnomiernie. 
Gęstościplazmy używane w pionierskich eksperymentach Conrada [12J były 
rzędu 2xl0 8 cm- 3 . Stąd czynione próby sprawdzenia, czy plazma azotu o 

redniej /3xI0 9 cm- 3 / i wysokiej gęstości /3XI0 12 cm- 3 / może by
 odpowied - 
nia dla PSI I [33J. Przy wykorzystaniu plazmy o wysokiej gęsto
ci,na za- 
implantowanej powierzchni zaobserwowano erozję, spowodowaną zajarzeniem 
się łuku. Natomiast po implantowaniu w plazmie IN;, 20 keVf o średniej 
gęsto
ci /3xI0 9 cm- 3 /, twardo
ć próbek wzrosła około dwukrotnie, a odpor - 
no
6 na 
cieranie sze
ciokrotnie, przy zachowaniu lustrzanej powierzchni 
wypoierowanych próbek o Stąd, wydaje się, iż plazma o wysokiej gęsto
ci 
jest niewła
ciwa z powodu problemów związanych z zajarzeniem się luku, 
które usiłuje się pokonać m.in. poprzez skrócenie długo
ci pulsu [33J. 


7. URZĄDZENIA DO PSII 


Urządzenie do PSII przedstawiono schematycznie na rysunku 12 [12, 14} 
Plazma wytwarzana jest w walcowej komorze próżniowej o wysoko
ci 40 cm i 
średnicy 35,S cmo Ściany komory pokryte są układem magnesów trwalych,kt6- 
re wzmacniają ograniczenie ODszaru plazmy. Plazma wytwarzana jest w ko- 
morze za pomocą konwencjonalnego wyladowania, kt6re jonizuje roboczy 
gaz Iw badaniach Conrada i Tendys jest to najczę
ciej azot; pODiadają 
oni rÓwnież urządzenia pracujące z wodorem, helem, argonem i metaneml [14,
>>>
Technika implantowania w plazmie.o. 


51 


NaPięcie 
wyładowania 


Pirometr 
prom1en. 
pod czerw. 


Przyrząd 
rejestruj. 


Zasiluie 
żarzenia 


Wskaźnik 
1 zakrzywieni 
Langmu r 
pr6bnik 


Czujnik 
jonizacyjny 
przedmiotowy 


Prąd 
sublimatoral 
paro_iIta 


Do 
pompy 
pr6żniowej 


Modulator 
iIIIpuls6w 


Zasilanie 
wyładowania 
O - 100 kV 


RyS. 12. Schemat urządzenia do PSI I przedstawiający komorę 
próżnio
ą, układ zasilania i układ diasnostyczny 
[14,15] 


33J o urządzenie pracuje przy ci
nieniu 2,66xI0- 2 pa /2XI0- 4 Tr/. Gęsto
ć 
plazmy może być zmieniana od 10 7 do 10 11 cm- 3 poprzez regulowanie prądu 
żarzenia i napięcia wyładowania. Segment sublimator/parownik zapewnia 
możliwo
ć osadzania warstw dla dynamicznego mieszania jonowego /ion 
mixing impiantation/ [8,13J. Generator pulsów dostarcza do implantowane- 
go obiektu napięcie do 100 kV. Amplituda pulsów, ich szeroko
ć oraz 
przenłY między nimi, mogą być nie
ależnie od siaDie zmieniane w sposób 
ciąglyo Próbnik Langmuir używany jest do mierzenia gęsto
ci plazmy i 
temperatury elektronowej. Temperatura implantowanego przedmiotu 
ledzona 
jest za pomocą pirometru promieniowania podczerwonego. Im?lantowane obiek- 
ty mogą być chłodzone przepływającą wodą lub olejem przez wydrążony w 
środku stolik przedmiotowy. 
Na rysunku 13 przedstawiono schematycznie komorę dla komercyjnego 
PSII, produkowaną przez Applied Science and Technology, Inc. /ASTeX TtI / [14]. 
Komora ta jest sze
cianem o boku 91,5 cm lub 61 cm. Implantator ten 
posiada 
redni prąd implantowania od 50 do 500 mA, w zależno
ci od ro- 
dzaju modulatora pulsów. 


,
>>>
')2 


Zdzisław Ławrynowicz 


Zdana komory 


Ceramiczne Obudowa 
magnesy 


Kwadratowe 
okienko 6lx61 


Kwadratowy 
stolik 
ch
odzony 
wodą 
6lx61 cm 


H\'s.l3. KGlHOra do PSI I wykonana orzez ASTeX'l'M [14J 


J. ZAS'l'OSO,;ANIE U;PLAN'l'OWAN[A v, PLAZMIE /PSII/ 


Tablica 4 urzedstawia zestawienie kilku przykład6# 


zastosowania 


lonowego imrlantowilnia narzędzi w cplu zwiększenia ich odporno
ci na zu - 

ycie. Zastosowane dawki implantowanych jon6w azotu były w granicach 
2-6
l017 jon6w/clH 2 , przy energii 500-100 keVo 


Tabl ica 4 


POprd"la trwaJ:ości narzędzi osią'Jnięla po implantowaniu 
azotem 


-
--

---

------ -"----- ----
-- ----
 --
--

- 
Zastosowanie !1ateriał narzędzia 
7zrost trwałości ,dodatkowe 
korzyści, literatura 
------------ -- -- 
Tlocznik wiek alu - D2 
minio.vycn uuszek do /odpowiednik polski 3x [37J 
na:)o J ów NCllLV/ 
-- - -- 
wal cowani", \vjlkoll - lH13 nie istotne zużycie po pracy 
czeniowe prętów Cu 3x dłuższej jak przy nor- 
malnej trwałości powierz - 
chni wyrobu [23J 
-- -- ----- 
Nóż krążko'#y do l, 6%Cr-, 1,0%C 3x [26J 
papieru 
--- -- 
Walcowanie gwintów M2 
/odpowiednik polski SX [26J 
SW7M/ 
-- 
Precyzyjny stemgel WC-15%Co 2x [37] 
dla elektroni'cznych 
elementów 
Hatryca kształto#a, wc-Co 2x [p] 
tłoczniki dla kół 
Ciągadło dla sta - HC-6%Co 3x [26 ] 
lowego drutu
>>>
Technika implantowania w plazmie... 


53 


w por6wnaniu do metody wiązkowego implantowania, która znalazła sze - 
rokie zastosowanie przy domieszkowaniu półprzewodników, 
owo opracowana 
metoda implantowania 
 plazmie /PSII/ wydaje się znajdować zastosowanie 
przy szeroko rozumianej modyfikacji własności powierzchniowych wyrob6wo 
Dotychczasowe, ograniczone przemysłowe zastosowanie tradycyjnej techniki 
implantowania, spowodowane było stosunkowo wysokim kosztem tego procesu. 
Koszt ten wynikał z faktu, iż urządzenia te posiadały wiele cech'nie przy- 
stających do przemysłowych zastosowań. Wad tych jednak nie posiada nowa 
technika implantowania w plazmie /PSII/. 


LITERATURA 


[lJ Alexeff lo, Jones W.Do: PhysoFluids, vol.12, 1969, s0345 
[2J Andrews Jo, Varey RoHo,Phys. Fluids, vol.14, 1971, s.339 
[3J Anttila Ao et al.: J.Appl.Phys., vol. 57, nr 4, 1985, s.1423 
[4J Burakowski T.: MetaloObr.Cieplna InżoPowo, nr 91-96,1988, s.29 
[5J Cho M.H. et al.: Proceedings of the 39 th Annual Gaseous Electronics 
Conference, Madison, WI, October 7-10, 1986 
[6J Colligon JoS.: Vacuum, vol.36, nr 7-9,1986, s..413 
[7J Conrad J.Ro, Forest Co: IEEE International Conference of Plasma 
Science, Saskatoon, Canada, May 19-21, 1986, /IEEE,New Yorki 
[8J Conrad J oRo et al.: Proc.ASM Conf. on lon Implantation and Plasma AS5i- 
sted Processes for Industrial Applications, Atlanta, GA, May 22-2S,s.185 
[9J Conrak JoR., Castagna T.: Proceedings of the 39th Annual Gaseous Elec- 
tronics Conference, Madison, WI, October 7-10, 1986 

OJ Condar J.R., Castagna T.: Bull.Am.Phys.Soc., vol.31, 1986, s.1479 

lJ Conrad J.Ro:JoA?ploPhyso, vol.62, nr 3, 1987, 5.7 7 7 

2J Conrak JoR. et al.: J.Appl.Phys., vol062, nr 11, 1987, 5.4591 

3J Conrad JoR. et 
1.: Proc.lnt.Conf. of Netallurgicąl Coatings,San Diego, 
CA, April 11-15, 1988, s.927 


[i4J 
[i5 J 
[16J 
lPJ 


Conrad J.Ro: Mater.ScioEng., Al16, 1989, 5.197 
Conrad J.R. et alo: J.Appl.Phys., vol.65, nr 4,1989, s.1707 
Cui F.Z. et al.: Aopl.Phys.Lett.,vol.53, nr 22, 1983, s.21S2 
Dearnaley G.: Proceedings of the Conference on Science uf Han! 
terials, eds.R.K. Viswanadham, /Plenum rress, 
.¥./,1983, s.467 
Denholm A., Kittkower A.: Nuclolnstrum.Methods,B6, 198r" s.8S 


1,1- 


[iS] 
U 9 ] 
C;! O J 
[] lJ 

22J 
[23J Fromson R.E., Kosso.vsky R.: MetastaIJle Materials formć\LF'n by lon f::, 
plantation, eds.S.T.Picraux, /Elsevier, New 
ork/, 1982, 
.355 

4J rujihana T. et. al.: Nucl.lnstrumoMethods, B39, 1989, 
.548 


J Grabowski K.S. et al.: lon tmIJlantation and ron I3can
 Proc1...'ssinq 


Didenko A.N.::;t- al.: rlater ScLEny., A115, 1989,5.337 
Dienel Go et al.: Vacuum, vol.36, nr 11-12, 1986, 5.813 
Dodd C.G. et al.: Nucl.lnstrum.Methods, 87/8, 1985, s.2]9 
Fayeulle S., Treheux D.: Nucl.lnstrum.I'lethods, !J7/S, 19de" 


s. 17J 


U1 



lateridlslMaterials Researcll Society Symposia PrococL!lI1.rs, (30St0Jl/
O\.. 
14 - 17, vo l .27, 1983, s. 615
>>>
54 


Zdzisław Ławrynowicz 


[26J 


Hartley No' lon lmplantation Case Studies-Manufacturing Applications, 
Harwell Report AERE-R 9065, 1978 
Hashiguchi Y. et al., Nucl.lnstrumoMethods, B39, 1989, s.578 
Jeybes Co: Vacuum, vil.39, nr 11-12, 1989, s.1047 
Kustas FoM. et al.: Nuclolnstrum.Methods, B31, 1988, s.393 
Reuther Ho et a1o: Vacuum, vol.38, nr 11, 1988. s.967 
Seeger A.: Radiation Damage in Solids, vol.l,lAEA,Vienna, 1962 
Smidt F.A., Sartwe11 B.: Nuc1.lnstrumoMethods, B6, 1985, s.70 
Tendys J.et al., App1oPhys.Lett., vol.53, nr 22, 1988, s.2143 
Varey R.H., Sander KoF.: Br.J.Appl.Phys., vol.2, 1969, s.541 
Weist Cho et a1.:Mater.ScioEng., vo1.90, 1987, s.399 
Winder MoA. et al.: J.Appl.Physo, vol.43, 1973, s.1532 
Wittkower A., Hirvonen J.: Nuc1.lnstrum.Methods, B6, 1985, s.78 


[27J 
[28J 
[29J 
[30J 
[ 31 1 
[32J 
l33] 
[34J 
[35] 
[36] 
[37] 


TECHNlQUE OF PLASMA SOURCE lON lMPLANTATlON AND ITS APPLICATlON 
FOR SURFACE MODlFlCATION OF MATERlALS 


S l1Irunary 


Plasma source ion implantation is a new ion implantation technigue 
whic:, has been developed for surface modification of materia1s o In PSII, 
targets to be implanted are placed directly in plasma source charnber and 
then pulse biased to a high negative potentia1o A rlasma sheath forms 
around the target and ions bombard the entire target simultaneously. 
PSII has demonstrated: 111 efficient implantation of ions to the 
concentrations and depths reguired for surface modification 12/improvement 
in the life of manufacturing tools in industrial applications, 131 accep - 
table dose uniformity on non-planar targets without target manipulation 
achieved in a batch processing modeo
>>>
AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA IM. JANA I J
DRZEJA ŚNIADECKICH W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 184 - MECHANIKA 1361 - 1994 


Jan Szafrański 
Jerzy Steinborn 
Stanisław Dymski 


ANALIZA PRZYCZYN AWARYJNEGO ZNISZCZENIA WAŁU WYTŁACZARKI 
DO TWORZYW SZTUCZNYCH 


Wał wytłaczarki do tworzyw sztucznych uległ przedwczesnemu zni- 
szczeniu. Przyczyna jego pęknięcia została ustalona w wyniku badań 
metaloznawczych i analizy zmęczeniowego współczynnika bezpieczeństwa. 
Zniszczenie zmęczeniowe wału wywołały robocze naprężenia g
ętno-skrę- 
tne w miejscu karbu konstrukcyjnego. Profil rowka wpustowego wału na- 
leżało wykonać tak, aby koncentracja naprężeń nie przekraczała jego 
wytrzymało
ci zmęczeniowej. 


lo WPROWADZENIE 


W eksploatacji urządzeń technicznych zachodzą zdarzenia losowe, 
związane z awaryjnym niszczeniem ich czę
ci. Analiza skutk6w zniszczenia 
powinna doprowadzić do ustalenia przyczyn awarii, a w konsekwencji do pod- 
niesienia niezawodno
ci pracy maszyny lub urządzenia. 
Analiza dotyczy awaryjnego zniszczenia wału wytłaczarki dwu
limakowej 
do tworzyw sztucznych. Wytłaczarka służy do wymieszania napełniacza i in- 
nych rozdrobnionych dodatk6w z uplastycznioną żywicą, która ostatecznie 
zestala się lub pozostaje w stanie uplastycznionym [3]. Gł6wnymi elemen- 
tami konstrukcyjnymi wytłaczarki są dwa ślimaki spełniające w przes
rzeni 
roboczej rolę transportera uplastycznionego tworzywa. 
Wytłaczarka do tworzyw sztucznych uległa awarii wskutek pęknięcia jed- 
nego wału, na kt6rym osadzono segmenty 
limaka Irys. 11. Wał jest jed- 
nostronnie ułożyskowany i w czasie pracy wykonuje 30 obrot6w na minutę. 
W przestrzeni roboczej temperatura wynosi 140-150 0 C. Proces produkcyjny wy- 
tłaczarki trwał w ruchu ciągłym przez okres sze
ciu miesięcy. Awaria na- 
stąpiła więc przedwcze
nie. 
Analizując przyczyny zniszczenia wału, staje się wobec oczywistego 
faktu, ze procesy niszczenia są skomplikowane. Problem ten stał się więc 
przedmiotem niniejszych badań. 


2. PROG
I BADAŃ 


Problem badawczy postanowiono zrealizować za pomocą badań metaloznaw- 
czych i obliczeń wytrzymało
ciowych. Przewidziano następujący zakres pra - 
cy:
>>>
56 


JoSzafrański, JoSteinborn, St.Dymski 


- oględziny zewnętrzne, 
- makrofraktografie, 
- badania makro- i mikroskopowe, 
- określenie składu chemicznego stali, 
- badanie wlasności mechanicznych stali, 
- analiza zmęczeniowe
o wsp6łczynnika bezpieczeństwa. 


30 WYNIKI BADAŃ 


3010 Zniszczenie wału 


Wał napędowy ślimaka jest bezstopniowy i posiada wzdłużny otw6r o 
średnicy 22 mm. 
Zniszczenie wału nastąpilo w odleglości około 3/4 jego roboczej dlu- 
gościo Miejsce pęknięcia pokazano na rysunku lbo Pęknięcie przebiegało w 
dw6ch plaszczyznachoPierwsze pęknięcie,z pra.'lej strony,mające ksztait linii falistej, 
biegnie przez cały przekr6j wałuo Pęknięciu uległ r6wnież wpust wału,przy- 
mocowany do niego wkrętami.W końcowej fazie pracy wal uległ rozdziele- 
niu wskutek wzdłużnego przesunięcia się w lewo jego części, mimo to pra - 
cował jeszcze przez jakiś czaso Na skutek tego po prawej stronie wpustu, 
od dolu, powstalo trwale odksztalcenie plastyczne spowodowane przez pias- 
tę segmentu ślimaka Irys. Ibl. Na przedstawionym rysunku wida'
 wyraźnie, 
iż pęknięcie walu nastąpiło wewnątrz piasty segmentu ślimaka, w pewnej 
odległości od krawędzi jego płaszczyzny czołowej o 
Drugie pęknięcie, z lewej strony, charakteryzuje się początkowo li- 
nią prostą, a p6źniej schodkowo przemieszcza się w stronę prawąoPęknięcie 
to nie objęło calego przekroju walu. 
Dwa segmenty, kt6re były osadzone na wale w miejscu jego pęknięcia i 
w pobliżu niego, pokazane są na rysunku lao Segment drugi ślimaka od 
strony lewej, to właśnie ten, w kt6rego piaście, w odległości okolo 45 mm 
od czola nastąpi lo zniszczenie wału. Na zewnętrznych powierzchniach zwo - 
j6w ślimaka zaobserwowano liczne ślady zużycia ściernego. Wielkości tego 
zu
ycia są zr6żnicowane. Ślady zużycia powstaly w czasie eksploatacji,gdy 
do przestrzeni roboczej wytłaczarki, wraz z tworzywem przypadkowo dostaly 
s te twarde cząstk i mc'talowe lub inne. Świadczy to o chwilowych, dodatko - 
wych obciążeniach wału. 


3.2. Zlom walu 


Zlom końcówki walu pokazano na rysunku 2. Powierzchnia zlomu z pra- 
wej strony rozpoczynającą stq od kr
wqdzi rowka wpustowego, jest yladka, 
drobnoziarnista i posiadająca dobrze wykształcone linie zmęczeniowe. ro- 
wLl'1 "chnia tej czqści złomu znajduje się niżej od pozostałej jego części. 
OI)lC I L' powierzchnie łączą siq ze sobą pod kątem około 45 0 , a na rysunku 
wi(łoc
na jest ona w dolnej cZQ
ci jako zaciemniony obszar. Plaszczyzna 
zŁomu z prawej strony odpowiada płaszczyźnie pęknięcia drugiego Irys.lu - 
strona lewa/o Druga część złomu, lewa strona na rysunku, charakteryzująca
>>>
Analiza przyczyn... 



 


I 
.! I 
,," 
.t! I 
O .
 .. 
ClI o 
II.. 
ON III 
. 
... -- 
O 
'N 
... 



 


57 


l\! 
o: 
l\! 
E l\! 
.M.M 
..-!O 
'OJ Q)' 
.M 
.M.M 
 
o: = o: 
H l\! Q)' 
l\! +J P. 
" 
 
o Q) Q) 
l\! E o 
,,f IJ[I) 
+ Q)'n 
:,[1)0) 

 .M 
" E 
,,f 
I\!.......... 
:!:I\!.Q 


..... 


IJJ 

 


-:()\
>>>
58 


J.Szafrański, J.Steinborn, StoDymski 


Rys.2. Złom wału wytłaczarki 


się większą ziarnisto
cią niż prawa strona, posiada również inną rzeźbę po- 
wierzchni. Na tym obszarze obserwuje się uskoki rozchodzące się promie- 
niowo do wnętrza złomuo Stąd linia pęknięcia od strony walcowej wału, 
przedstawia się w formie falistej Irys. Ibl. Płaszczyzna tego złomu przy - 
należy do pierwszego pęknięcia wału. 
Po ocenie tej czę
ci złomu dokonano odcięcia fragmentu wału tak, aby 
odsłonić płaszczyznę złomu biegnącą wzdłuż linii po stronie lewej Irysolbl . 
W ten sposób ujawniono pozostałą czę
ć powierzchni złomu drugiego pęknię - 
cia /rys.3/. Widoczna na obrazie płaszczyzna jest prostopadła do osi 


Rys03. Zmom wału wytłaczarki po 
odcięciu jego górnego fra- 
gmentu 


wałuo Na "odkrytej" powierzchni złomu /strona lewa/ widocznc są nierównoś- 
ci w formie uskoków. Na tym fragmencie złomu znajdują się elementy złomu 
zmęczeniowego o Na jego powierzchni nie ma jedynie strefy resztkowej, gdyż 
pęknięcie nie objęło całego przekroju waluo Ognisko złomu znajduje się w 
narożu rowka wpustowego, od którego w głąb materiału biegną linie zmęcze 
niowe. W dolnej części obrazu widoczne są ślady po cięciu mechanicznym.
>>>
3.3. Makro- i mikrosktruktura stali 


Analiza przyczyn... 


59 


Badania makroskopowe przeprowadzone na przekroju poprzecznym i 
wzdłużnym wału nie wykazały istnienia żadnych pęknięć walcowniczych ani 
resztek jamy usadowej. Na odbitce Baumanna przekroju poprzecznego i wzdłuż- 
nego odcinka wału stwierdzono równomierne rozłożenie wtrąceń niemetali - 
cznych w postaci siarczków, gł6wnie żelaza i manganu. Badania makroskopo- 
we wykonano na próbkach, które przed samym badaniem zostały poddane wy- 
żarz aniu ujednorodniającemu. 
Mikrostruktura w próbkach pOddanych badaniom posiada charakterysty- 
czny układ, wła
ciwy wyj
ciowej strukturze martenzytycznej. Stal posiada 
strukturę odpowiadającą strukturze stali odpuszczonej w wysokiej tempera- 
turze. Stąd można niewątpliwie ją zaliczyć do struktury sorbitycznejo 
Występująca niejednorodno
ć strukturalna w formie pasmowo
ci wt6rnej zna- 
mionuje stal stopową. 
Strukturę w okolicy dna "i boku rowka wpustowego przedstawiono na ry- 
sunkach 4, 5; na obu widoczny jest dolny fragment profilu rowka wpusto - 
wego, linie boczne z linią dna rowka połączone są li ni.ą 1,_\"'''''''' 


Rys.4.Lewa strona profilu dolnej 
czę
ci rowka wpustowego. Zgład 
poprzeczny,trawiony 2% alkoho- 
lowym roztworem HN0 3 Pow.40x 


3.4. Własno
ci 


Rys.5.Prawa strona profilu dolnej 
czę
ci rowka wpustowego. Zgład 
poprzeczny,trawiony 2% alko- 
holowym roz tworem HN0 3 Pow.40x 


mechaniczne i skład chemiczny stali 


Twardo
ć stali badano na przekroju poprzecznym wzdłuż linii prosto - 
padłych do siebie. Srednia arytmetyczna na przekroju wzdłuż linii pier- 
wszej wynosi 295HV30 przy rozstępie 14HV, linii drugiej - 298HV30 przy 
rozstępie 8HV. 

al posiadała następujące własno
ci mechamiczne: 
- umowna granica plastyczno
ci - RO,2 - 781 MPa, 
- wytrzymało
ć na rozciąganie - 
 - 909 MPa, 
- wydłużenie - AS - 20%, 
- udarno
ć - KC - 97 J/cm 2 . 
Wyniki analizy chemicznej próbki odciętej z wału pozwala 
stali znak 26H2MF. Wał został wykonany ze stali do pracy przy 


nej temperaturze. 


przypisać 
podwyższo-
>>>
60 


J.Szafrański, J.Steinborn, St.Dymski 


4. ANALIZA ZMĘCZENIOWEGO WSPÓŁCZYNNIKA BEZPIECZEŃSTWA 


Wał 
limaka pracuje w złożonym stanie obciążeń, wynikającym z jed- 
noczesnego występowania obciążeń osiowych - ściskających oraz skrętnych, 
w}
ołanych oporami wytłaczania. 
Wartość momentu skręcającego, okre
lona w przekroju przełomu, wynosi 
236 Nm, a amplitudowe obciążenie skrętne - 479,2 Nm. Uwzględniając wpływ 
temperatury, okreś'lono wartość wsp6łczynnika A = 0,767 [4]. 
Wsp6łczynnik bezpieczeństwa przy obciążeniach skrętnych dla cykli 
symetrycznych obliczono z zależności: 


Z 
Ós so 
(3. t'na Tm 
+ zso 
E R 
es 


(1) 


Po podstawieniu następujących danych wyliczonych z zależno
ci: 


Zso 


0,25 
 . A 


174,2 MPa, 


0,58 
Mm 
0,17D 3 
M 
T a = 8,2 MPa, 
na 0,17D 3 
f3 = Pk + P p - 1 = 3,75, 
e = 0,7 
/ f3k' (3p i f wyznaczono z wykres6w [2J, 
zmęczeniowy wsp6łczynnik bezpieczeństwa przy obciążeniach skrętnych 
nosi 2,7. 
Współczynnik bezpieczeństwa dla obciążel\ 
ciskających obliczono 


R 
es 


RO,2 A 347,3 MPa, 
= 41,1 MPa, 


't' 
m 


wy- 


z 


zależności, 


Z 
Ó = 
 (2) 
c 6n max 
Po podstawieniu następujących danych wyliczonych z zależności, 


Zrc 0,33.
' A = 230 MPa, 
4 Q max 


On max 


2 2 - 
TI/D -d /-4.s'h 


43,5 MPa 


/D = 70 mm, d=22 mm, s = 16 mm i h = 7 mm oraz Q max =145896 N/, 


zmęczeniowy wsp6łczynnik bezpieczeJlstwa przy ściskaniu wynosi 5,28. 
Napręż enie rzeczywist e wału wyraża się zależnością' 
(5 = 1 6 2 + / Zc . r /2 ' 
z 1/ Zs 


(3)
>>>
Analiza przyczyn ... 61 


którą można przekształci6 do postaci zawierającej ilorazy i zapisa6 na- 
stępująco, 


t I 
1-/ 
Zs 


(4) 


6"z 
 EJ 2 
- = 1- I + 
Zc Zc 


Wykorzystując wyrażenia okre
lające współczynnik bezpieczeństwa dla, 


obciążeń 
ciskających 


ó 
c 


Zrc 
T 


obciążeń skrętnych Ós 


Zso 
r 


Zc 
6z 
po podstawieniu do zależno
ci (4) i przekształceniu wynika, że wypadkowy 
zmęczeniowy wsp6łczynnik bezpieczeństwa przybiera posta6, 


złożonego stanu obciążeń ó = 


przy założeniu, że 5 1" 


Ó = cfc . Ós (5) 
1/ ó c 2 + d s 2 


Wstawiając warto
ci otrzymane z zależno
ci (1)i(2) do zależno
ci (5), wy- 
liczono warto
6 zmęczeniowego wsp6łczynnika bezpieczeństwa wału, kt6ra 
wynosi 2,4. 


5. OMÓWIENIE WYNIKÓW BADAŃ 


Analiza makrofraktograficzna złomu wału pozwoliła okre
lić mechanizm 
jego niszczenia. Zniszczenie wału nastąpiło w odległo
ci licząc 3/4 jego 
długo
ci od podpory. Pęknięcie wału zachodziło wzdłuż dw6ch r6wnoległych do 
siebie płaszczyzn, oddalonych o około 20 mm. Proces przemieszczania się 
pęknięć w końcowej fazie doprowadził do ich połączenia. Wskutek tego na- 
stąpiło rozdzielenie się wału na dwie czę
ci. Mimo tego wał jeszcze pra - 
cow
ł przez pewien okres czasu, gdyż moment obrotowy na rozdzieloną czę
ć 
wału był przenoszony przez mocowany za pomocą wkręt6w do dna wpust i je- 
den segment 
limaka. 
Na obu powierzchniach pęknięcia wału znajdowały się elementy charak- 
teryzujące złom zmęczeniowy. Według poczynionej szczegółowej obserwacji 
powierzchni obu złomów uznano, iż pęknięcie drugie Ipęknięcie z lewej 
strony na rys. Ibl, bliższe końca wału, jest pęknięciem zaistniałym w 
pierwszej kolejno
ci. Pęknięcie pierwsze powstało zatem w drugiej kOlej- 
no
ci niszczenia wału. 
Powierzchnia złomu pęknięcia drugiego Irys.31 posiada mieszaną 
rzeźbę, 
wiadczącą o oddziaływaniu zróżnicowanego charakteru obciążenia. 
Na tej powierzchni widać wyraźnie, Że inicjacja pęknięcia nastąpiła w 
miejscu istnienia rowka wpustowego. Jest to miejsce szczeg6lne na całym
>>>
62 


J.Szafrański, J.Steinborn, St.Dymski 


przekroju wału, gdyż tam wła
nie wystąpiło w czasie jego pracy spiętrze- 
nie naprężeń. W tym też miejscu powstało ognisko złomu zmęczeniowego.Dal- 
sze przemieszczanie się czoła pęknięcia odzwierciedlają już linie zmęcze - 
niowe. Ta czę
ć złomu posiada plaszczyznę prostopadłą do osi wału /
rodek 
i prawa strona obrazu - rys.3/. Po prawej stronie, z widccznymi uskokami 
na powierzchni, obszar jest nieznacznie odchylony od płaszczyzny prosto - 
padłej i cechuje się większą drobnoziarnisto
cią niż jego pozostała czę
6. 
Dowodzi to, że pęknięcie w tej czę
ci przełomu rozwijało się wolniej. 
Złom charakteryzuje się jednym ogniskiem. Jego morfologia wSkazuje , 
że powstał on przy obciążeniu giętno-skrętnym, przy czym dominowało gię - 
cie. Skręcanie natomiast odgrywało drugorzędną rolę i spowodowało zmianę 
,rzeźby złomu. Jego działanie ujawniło się w późniejszym okresie pękania, 
przyczyniając się do wyraźnego odchylenia płaszczyzny złomu na pewnej 
części obwodu wału od płaszczyzny prostopadłej do jego osi. 
Jakkolwiek pęknięcie drugie rozpoczęło się od rowka wpustowego, to 
pęknięcie pierwsze rozwinęło się od powierzchni walcowej wału. Charakte - 
rys tyczny przebieg i kształt powierzchni złomu, w którym najprawdopodob - 
niej istniało kilka ognisk, nadało gięcie i równoczesne skręcanie [l]. 
Brak linii zmęczeniowych i większa drobnoziarnistość złomu niż na po- 
wierzchni pęknięcia drugiego, pozwala wnioskować, że rozwój tego pęknię - 
cia odbywał się przy udziale niższych naprężeń. Zarazem działanie ob- 
ciążeń skrętnych i giętnych doprowadziło do połączenia obu pęknięć wału, 
rozwijających się w dw6ch płaszczyznach. 
Z praktyki wiadomo, że rowek wpustowy w wale wx
ołuje silne działa- 
nie karbu i stanowi często ognisko złomu zmęczeniowego [2J. Dlatego też 
karby utworzone przez rowki powinny być bardzo starannie wykonane. Jak 
wykazały badania mikroskopowe, rowek nie posiada typowego, zalecanego za- 
okrąglenia łączącego ściankę boczną z dnem rowka o W tym miejscu znajduje 
się linia skośna, która została wykonana przez frez z załamaną krawędzią 
ostrzao Taki sposób wykonawczy prowadzi wprawdzie do złagodzenia oddzia- 
ływania karbu, lecz w tym przypadku, korzystniejszym profilem dla rowka 
byłby promień zaokrąglenia dna rowka o wartości l mm. 
Badania metaloznawcze materiału wału wykazały, że na jego wykonanie 
użyto stali stopowej do ulepszania cieplnego o wysokich własnościach 
wytrzymałościowych i własnościach plastycznych oraz bardzo wysokiej u- 
darności. Zastosowana stal, odpowiadająca gatunkowi 26H2MF, cechuje się 
dużą hartowością. Stąd twardość na przekroju wału jest r6wnomierna i nie 
można mieć żadnych zastrzeżeń do wyników obr6bki cieplnej. 


6. PODSUMOI'iANIE 


K świetle przepr0wadzonych badań i analizy wytrzymałości zmęcze- 
niowej, udało się ustalić przyczynę awaryjnego zniszczenia wału wytlaczar- 
ki, możliwość zabezpieczenia wału przed ewentualną przypadkową awarią.
>>>
Analiza przyczyn... 


63 


Stan obciążenia wału w przekroju w miejscu zaistniałego zniszczenia, 
wyrażony wypadkowy
 zmęczeniowym wsp6łczynnikiem bezpieczeństwa o war- 
to
ci 2,4, świadczy o bezpiecznej rezerwie założonej przy projektowaniu. 
Na ogół współczynnik ten przyjmowany jest, dla tego typu urządzeń, w za- 
kresie 1,7 t 2,0. 
Wał wytłaczarki wykonany został ze stali, zgodnie z dOkumentacją te- 
chniczną. Stan kwalifikacyjny stali odznaczał się odpowiednimi własno
cia- 
mi mechanicznymi. Badania nie ujawniły istnienia wad materiałowych obniża- 
jących wytrzymało
ć zmęczeniową stali. 
Działające naprężenia zmienne, pochodzące od obciążenia giętno-skręt- 
nego, doprowadziły do zniszczenia zmęczeniowego wału wytłaczarki.Spięt 
rzenie tych naprężeń w wale wystąpiło w miejscu istnienia karbu konstruk- 
cyjnego, to jest w narożu dna rowka wpustowego, posiadającego akurat w 
tym miejscu profil o niekorzystnym kształcie. 


ANALYSIS OF THE REASONS OF THE SHAFT DESTRUCTION 
OF EXTRUDING PRESS FOR PLASTICS 


Summary 


The shaft of the plastics extruding press underwent premature des- 
truction. As a result of metallurgical researches the cause of that frac- 
ture was determined. The fatigue failure of the rotary-bent shaft was 
due to the stresses in the structural notch of the shaft. The profile of 
the splineway is to be made in such a way so that the concentration of 
stresses should not exceed its fatigue strength. 


LITERATURA 


[lJ Kocańda S.: Zmęczeniowe pękanie metali. WNT, \iarszawa 1985 
[2J Korewa w., Zygmunt Ko: Podstawy Konstrukcji Maszyn.WNT, Warszawa 1965 
[3J Sikora Ro: Przetwórstwo tworzyw wielocząstkowych. PW, Warszawa 1987 
[4J Szafrański J., Łoś W., Dymski S.: Opracowanie nr 5/ZM i TM/85 pt. "Usta- 
lenie "przyczyn pęknięcia wału wytłaczarki" o ATR, Bydgoszcz 1985 / praca 
niepublikowana/
>>>
AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA IM. JANA I JĘDRZEJA ŚNIADECKICH W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 184 - MECHANIKA 1361 - 1994 


Stanisław Mroziński 
Józef Szala 


NISKOCYKLOWE BADANIA ZMęCZENIOWE W WARUNKACH OBROTOWEGO 
ZGINANIA -STANOWISKO BADAWCZE ORAZ 
WYBRANE WYNIKI BADAŃ K 


W artykule dokonano oceny dotychczasowych badań w zakresie nis - 
kocykiowego zmęczenia, uwzględniających występowanie gradientu od- 
kształceń. Przedstawiono stanowisko badawcze do realizacji niskocy - 
klowych badań zmęczeniowych w próbie obrotowego zginania oraz wyniki 
badań weryfikacyjnych wykonanego stanowiska. 


l. WSTęP 


W obliczeniach trwało
ci zmęczeniowej elementów konstrukcyjnych w 
zakresie do inicjacji pęknięcia zmęczeniowego coraz szersze zastosowanie 
znajdują metody oparte na zastosowaniu danych z badań w zakresie niskocy- 
klowego zmęczenia materiałów [6]. Dostępne dane literaturowe dotyczą w 
większo
ci osiowego rozciągania-
ciskania. W warunkach tych okre
la się 
wpływ różnych czynników na własno
ci niskocyklowe materiałów. Czynniki te 
ogólnie można podzielić na dwie grupy. Pierwsza dotyczy czynników związa- 
nych z materiałem próbki /rodzaj materiału, struktura wewnętrzna, skład 
chemicznyl [5J i kształtem próbki Igładka, z karbeml [2J, druga natomiast 
- warunków obciążenia IWarto
ć 
rednia naprężenia i odkształcenia, ampli - 
tuda odkształcenia i naprężenia, częstotliwo
ć obciążenia/ [3J. 
Pojęcie elementu konstrukcyjnego zawiera w sobie fakt istnienia kar- 
bów konstrukcyjnych. Wiąże się to z występowaniem silnych gradientów od- 
kształceń w obszarach karbów. Oparcie obliczeń w tym przypadku o wyniki 
badań uzyskane w próbie rozciągania-
ciskania budzi szereg wątpliwo
ci.Ko- 
nieczne jest zatem poszukiwanie metody badań uwzględniającej występowanie 
gradientu odkształceń. 


* Prace zrealizowano w ramach projektu Nr 7 1282 91 Ol finansowanego w la- 
tach 1991-1994 przez Komitet Badań Naukowych
>>>
66 


St.Mroziński, J.Szala 


2. SFORMUŁOWANIE PROBLEMU 


Uzyskanie gradientu odkształceń jest możliwe w warunkach płaskiego 
lub obrotowego zginania. W literaturze 
wiatowej ukazały się nieliczne 
prace, w których opisano badania niskocyklowe realizowane w pr6bie płas 
kiego lub obrotowego zginania [1,4,9J. 
W pracy Gossa i wsp. [4J przedstawiono stanowisko oraz metodykę ba- 
dań stali 18G2A w warunkach płaskiego zginania. Podczas badań warto
ć maksy- 
malnych naprężeń obliczano z klasycznego wzoru na naprężenia gnące 
/
 =Mg/Wx/. Stosując tę zależno
ć, zwr6cono uwagę, że tak liczone napręże- 
nia mają warto
ć przybliżoną, co wynika z faktu występowania znacznych od- 
kształceń plastycznych. Wyniki badań przedstawiono w postaci zarejestrowa- 
nych pętli naprężeniowo-odkształceniowych oraz wykresów trwało
ci zmęcze - 
niowej i cyklicznego odkształcenia. 
W pracy Abela [l] por6wnywano trwało
ć metali w warunkach osiowego 
r02ciągania-
ciskania oraz w warunkach obrotowego zginania. Wykazano, że 
w warunkach obrotowego zginania trwało
ć jest wyższa niż w warunkach o- 
siowego rozciągania-
ciskania. Ponadto stwierdzono, że gł6wnym czynnikiem 
wpływającym na wytrzymało
ć niskocyklową jest amplituda odkształcenia 
plastycznego na powierzchni próbki. 
Charakter por6wnawczy miała także praca Urashimy i in. [9J Porów 
nywano w niej własno
ci niskocyklowe stopów aluminium. Badania prowa 
dzono w warunkach osiowego rozciągania-
ciskania, obrotowego i płaskiego 
zginania. Próby prowadzono przy warto
ci 
redniej naprężenia równej zero. 
W analizie stwierdzono, że najwyższą trwało
ć stopy aluminium wykazują w 
warunkach płaskiego zginania, natomiast najniższą - w warunkach osiowego 
rozciągania-
ciskania. Warto
ci po
rednie trwało
ci uzyskano dla obroto- 
wego zginania. 
Na podstawie badań przeprowadzonych i opisanych przez autorów 
[l,9J, trudno jednoznacznie opisać zjawiska zachodzące podczas obro- 
towe'Jo zqinania. Do tego niezbędne jest wyznaczenie pętli hist.e- 
rezy ookształceniowo-naprężeniowycho Są one bowiem zasadniczym źródłem 
informacji o procesie odkształcenia zachodzącym w materiale o Analiza nie- 
których parametrów pętli histerezy pozwala definiować własności niskocy 
k low' Indteriałówo Obecnie brak jest także opracowań na temat wpływu r6ż- 
11:"'h czynn ik6w /jak ma to miejsce 'N pr6bie rozciągania-ściskania/ na tn
a- 
in,,( zm;czeniową w warunkach obrotowego zginania. Realizacja pO'NY';sz:'cl, 
)Ji1diiń pozwoli 
aby zmodyfikować metody obliczeń oparte na wynikach pr6J.; 
zm;czeniowych zrealizowanych w warunkach rozciąqania-
ciskania. 
"ddanii:1 realizowane w próbie obrot.avJeqo zginania są znacznie trudniej-' 
SZC' 'N ponSwneniu Z badaniami prcwadzonY'11i w warunkach płaskiego 20inun1" 
l
Z 'I ()S i oweqo rozciągani a-ściskania. pods tawowe trudności dotyczą wyznacza- 
,id n,'prcżc'- '" w.1Junkuch odkształceń sprqżysto-plastycznych pomiaru 
'Jdb;zt,_"dcen W funkcji kąta obrotu próbki. Niemożliwe jest bowiem tlItuj 
/"1st,,s()wC1nie standardowych ckstO.IlsometrÓN wykorzystywanych podczas po- 
lI:idrll odkszt.ułceń w pr6bie rozciągania-ściskania. Odkształcenia możne
>>>
iskocyklowe badania zmęczeniowe... 


6, 


r.lierzyć jecU1ak ',I spos6b pośredni. Umiejętno
ć interpretacji wynik6'" pomlaru 
pośredniego może pozwolić na opis rzeczywistych odkształceń i zjawisk ",a- 
j ących miej sce na powierzchni próbki. 
Konieczność pomiaru i rejestracjj parametrów związanych z cykliczny", 
odkształceniem próbki umożliwia sformułowanie założeń konstrukcyjnych do 
budowy stanowiska badawczego. Układ obciążenia stanowiska powinien zape
 - 
nić: 


- stałą wartość momentu gnącego na długo
ci pomiarowej pr6b
i, 
- możliwość realizacji badań w warunkach stałego naprężenia i stałego 
odkształcenia, 
- możliwość badań z nieregularnym i losowym obciążeniemo 
Układ sterując', pomiarowy powinien umożliwiać, 
- pomiar odkształceD czę
ci pomiarowej, 
- badania przy różnych częstotliwo
ciach obciążenia, 
- pracę w układzie sprzężenia zwrotnego z komputerem. 


3. STANOWISKO BADAWCZE 


Vi 0:'arciu o powyższe założenia zostało zaprojektowane i wykonane 
stanowisko badawcze do niskocyklowych badań zmęczeniowych realizowanych w 
próbie obrotowegozginaniao Na rysunku l przedstawiono schemat ogólny sta- 
nowiska wraz ze schematem obciążenia realizowanym na stanowisku. Próbka l 
zamocowana w uchwytach 2 i 3 podle
Ja zginaniu na skutek obciążenia Q przy- 
łożonego na dźwigni 13 lub na skutek wymuszenia zadanego przez mechanizm 
ciągłej regulacj i odkształcenia '15. Pomiar s iły odbywa się przy użyci u 
siłomierza 14. Pomiar odkształcenia próbki jest realizowany przy użyciu 
czujnika 6 zamocowanego na próbce. Sygnał prądowy z czujnika jest prze- 
syłany za po
rednictwem zbieracza prądowego 5 do przetwornika analogowo - 
cyfrowego, a następnie do programu sterującego komputera. Moment obrotowy 
z silnika prądu stałego B jest przekazywany do pr6bki za po
rednictwem 
przekładni pasowej 9 i sprzęgła przegubowego 11. W układzie napędowym za- 
stosowano ponadto momentomierz 10. Prędko
ć obrotowa silnika jest ustalana 
przy użyciu sterownika tyrystorowego maj
cego możliwo
ć współpracy z kom - 
puterem. W stanowisku zostały ponadto zastosowane czujniki kąta położenia 
4,12 oraz transoptor 7. Wyposażenie stanowiska uzupełnia ponadto system 
programów umożliwiających sterowanie pr6bą zmęczeniową oraz opracowanie i 
graficzne przedstawienie wynik6w. 


40 OPIS PRÓBY ZMęCZENIOWEJ 


Sterowanie prób
 zmęczeniową przebiega z poziomu programu sterujące- 
go. Na rysunku 2 przedstawiono jego schemat blokowy dla pr6by zmęczenio - 
wej realizowanej przy stałym odkształceniu całkowitym. Po uruchomieniu 
programu zostają wybrane parametry próby zmęczeniowej C4,C6 /częstotliwo
ć
>>>
68 


St.Nroziriski, JoSzala 


WZNACHIACZ 
TEH SONI' - 
TRYCZNY . 


('Mo 


8 


UKtAD 
5TE RUJĄCO 
PONI A ROWY 


K 
O 
M 
P 
U 
T 
E 
R 


.Q:
 
n 
z- ( 


 
"''' 
o
 
[8 


SYG NM.Y ŹRÓDtO SYGNAW ADRES SYGNAl.U 
ANALOGOWE 
Wejściowe 
o, C, tffi
tr no próbC' ) "",rom "
;'" 
°2 C2 czujnik kqta poToż"nlo 
o] C] czujni k prz"mitC'5zcz"ń 
°5 Cs 5ilOmi"rz 
°7 C7 tronsoptor 
°8 C 8 mommtomieorz 
Q9 C 9 czujnik kqto poTo:ż"nio 
2 Wyj.ciowe 
°4 progrom st"ruj,,!cy { st"rownik tyrystorowy 
°6 
J'





rO
"9UIOCji
>>>
Niskocyklowe badania zmęczeniowe... 


69 


START 


WYBÓR PARAMETRÓW li'm ZMECZENIOWEJ 
C4,n =6..1 ' 
DEKLARACJA TABLIC WYNIKÓW 
C 2 (1.2501 c., (1.2501 
C311.250] Ca£1.250] 
C s 11.2501 c. 9 [ 1,2501 


T 
ZBIERANIE 
łbN Z PUNKTÓW P()o4IAROW"t'CH 
C 2 '" C I i ) ts .. C { i I ta = c [i I 
C3 = C (i I C, '" c f i I C 9 '" C I i I 


N 


Rys.2.Schemat blokowy programu steruj
cego
>>>
lU 


St.Mroziński, J.Szala 


obciqienia oraz odkształcenie całkowite/o Ponadto zostają ządeklarowane 
tablice dla sygnałów zbieranych z czujników pomiarowych w czasie próby 
C2.C1,C5,C7,C8,C9. Gdy zadana wartość odkształcenia zostaje oSiągnięta,na- 
stq
ujc uruchomienie stanowiska badawczego. Proces pomiaru sygnałów z 
czujników pomiarowych odbywa się po sygnale z transoptora . Pierwszy po- 
miar sygnałów następuje po impulsie z czujnika kąta położenia /wykonanie 
1/250 obrotu/o Czujnik wysyła 250 impuls6w na obrót. Pierwszy zestaw wy- 
ników pomiarowych jest przechowywany w pamięci operacyjnej komputera i 
zostaje zapisany na dysku po wykonaniu pełnego obrotu próbki. Je
li za- 
dana warto
ć odkształcenia uległa zmianie, następuje korekta i powtórzeni
 
procesu pomiaru w następnym cyklu. 


50 PRÓBY WERYFIKACYJNE 


a/ Badania statyczne 


Badania weryfikacyjne przeprowadzono stosując próbki zgodne z Polską 
Normą [lOJo Dokładne wymiary próbki przedstawiono na rysutlku 3. Kształt 
próbki został tak dobrany, aby istniała możliwość jednoznacznego umiesz - 
czenia jej w uchwytach mocujących oraz zamocowania czujnika przemieszczeń. 


Rys.30 Próbka do badań 


W celu przeprowadzenia przewodu od czujnika, w części chwytowej został 
wykonany otwór. Próbki wykonano z normalizowanej stali 35 o następują 
cych parametrach wytrzymało
ciowych, wyznaczonych w próbie statycznego roz- 
ciągania: 
wytrzymało
ć na rozciąganie 
 520 MPa 
- wyraźna granica plastyczno
ci Re 310 MPa 
- względne wydłużenie próbki proporcjonalnej AS 30% 
- względne przewężenie próbki Z 56% 
Podczas wstępnych prób weryfikacyjnych okazało się, że do obrotup
- 
ki obciążonej stałym momentem gnącym, wywołującym w strefie pomiarowej 
odkształcenia plastyczne, konieczny jest znaczny moment obrotowy. Celem 
pomiarów statycznych było: 
- określenie wartości momentu skręcającego, występującego w próbce 
podczas obciążenia stałym momentem gnącym,
>>>
Niskocyklowe badania zmęczeniowe... 71 


- okre
lenie kąta skręcenia próbki po przyłożeniu odpowiedniego mo- 
mentu obrotowego, 
zbadanie charakteru zmian wyżej wspomnianych parametrów. w zależ 
no
ci od momentu gnącego. 
Pomiary momentu skręcającego oraz kąta skręcania polegały na sto- 
pniowym obciążeniu próbki momentem gnącym oraz bezpo
rednim pomiarze in- 
teresujących par
metrów. Przyrosty momentu gnącego wynosiły S Nm. Za mo- 
ment skręcający przyjmowano warto
ć momentu obrotowego Mo' jaki był nie- 
zbędny do obrotu obciążonej próbki. Jako kąt skręcenia, przyjmowano kąt 
wynikający z różnicy wskazań czujników kąta położenia 4,12 /rys.l/.Pomia- 
rowi podlegał całkowity kąt skręcenia 
c oraz kąt odkształcenia plastycz - 
nego lf'pl' 


Cfc 


rpspr + CPpl 


gdzie: 


(I) 



c - całkowity kąt skręcenia próbki, 
If spr - kąt odpowiadający odkształceniu sprężystemu. 
Ifpl - kąt odpowiadający odkształceniu plastycznemt.. 
Wyniki pomiarów momentu skręcającego oraz kąta skręcenia przedstawio- 
no na rysunku 4. Przedstawione wyniki pomiarów momentu skręcającego mogły 


'Pc . 1 Ms 
'P . Nm 
pl 
9t 9 
8 t 8 
I 
7 r 7 
6 I 6 t 
5 r 5 
4 
 4 
3! 3 
I 
2 
 2 j 
1 T 1 
-+--t 20 25 30 35 40 1/5 50 55 60 


Mg Nm 


;'ys.4. \..yniki pomiarów statycznych momentu skręcająccCjo 
I1s=f/Mg/ i kąta skręcenia !.fc=f/I\/. 11,)l=:/M,/ 


być obarczone błędami, nie \
zględniały bowiem: 
- strat tarcia występującego w układz1e ło
ysk tocz
ych, 
- strat momentu w układzie pOdw6jnego sprzęgła kąto'decw, 
- strat związanych z błędami zamocowania. 
\'; celu weryfikacji wyników wykonano pOMiary ,"on1entu skt'qcaJac,'o Dr;", 
\1
yciu tensometrów oporowych naklejonych becpośrednio na próbce. P0J'1L1I-Q'o'l
>>>
72 


StoMroziriski, J.Szala 


podlegały wartości momentów skręcających występujących na częściach chwy - 
towych pr6bkio Zmienną niezależną był moment gnący na długości pomiarowej o 
Otrzymane wyniki potwierdziły poprawność pomiar6w momentu skręcającego wy.. 
konanych momentomierzem indukcyjnym. Wyniki pomiar6w tensometrycznych 
przedstawiono na rysunku 5. 


Ms 
Nm 


10 
9 
8 


Mg Mg 

 1.2 Ms, r;., 

....ó 

-- 


M S1 


7 
6 
5 
4 
3 
2 


20 25 30 35 40 45 ':() 55 60 


Mg Nm 


Rys.50 Wyniki pomiarów tensometrycznych momentu 
skręcającego Ms:f/Mg/ 


Podczas badań statycznych pomiary wartości parametrów 7,ależnych /mo- 
ment skręcacjący, kąt skręcenia/ byly mierzone wylącznie w funkcji zmien - 
nej niezależnej /moment gnący/o Celem pomiarów dynamicznych byl między 
innymi: 
- pomiar momentu skręcającego w funkcji liczby cykli, 
- pomiar kąta skręcenia w funkcji liczby cykli, 
- pomiar odkształceń próbki w funkcji kąta obrotu lwyznaczenie 
odksztalceniowo-naprężeniowej/. 
Badania dynamiczne realizowano dla wariantu stalego momentu 
Mg:consto zarejestrowane na dysku komputera wyniki pomiarów 
skręcającego i kąta skręcenia przedstawiono na rysunkach G i 7. 
Ms 
Nm 


b/ Pomiary dynamiczne 


6 
5 
4 
3 
2 


pętli 


gnęcego 


momentu 


Mg = 5Z.5 Nm 


M = 50 Nm 
M =47.5 Nm 


250 500 750 1000 1250 1500 1750 2:100 Nt 
cykle 
Rys.G.Wyniki pomiarów dynamicznych momentu skręcającego 
M
=f/N
/
>>>
Niskocyklowe badania zmęczeniowe 


. 73 


fe. ' 
8 
7 
6 Mg = 52.5 Nm 
5 
4 
3 Nm 
2 Nm 
1 


250 500 


700 


1(00 1250 1500 1750 2000 Nt 
c:yk Je 
Rys.7. Wyniki pomiarów dynamicznych kąta spręcenia 
CPc=f/N f / 


Na rysunku 8 przedstawiono zależno
ć całkowitego kąta 
/dla warunków stabilizacji/ od momentu gnącego. 


skręcenia 


'Pr;.' 


10 
9 
8 
7 
6 
5 
4 
3 
2 
, 


I 
.1 
/ 
/ 
,/ 
....... 
-....-. 


40 
5 Ić 415 50 52.5 55 57.S 60 Mg Nm 
Rys.S. Wyniki pomiarów dynamicznych k
ta 
skręcenia 
c=f/Mgl 


Pomiar odkształceń czę
ci pomiarowej pr6bki w funkcji kąta obrotu zre- 
alizowano przy użyciu czujnika przemieszczeń oraz tensometru foliowego,Ce- 
lem tak przeprowadzonego pomiaru było znalezienie zwi
zku, jaki istnieje 
między odkształceniami mierzonymi tensometrem a odkształceniami uzyskanymi 
z pomiaru czujnikiem przemieszczeń. 
Wyniki pomiar6w tensometrycznych przedstawiaj
 odkształcenia względne 
próbki E T = Al/l, gdzie: 
l - przyrost odkształcenia na długo
ci bazy 
tensometru 1 11=1,2 mm/. Odkształcenia te obliczano z zależno
ci, 
2 C 


eT - 


-a 


%. 


(2) 


A k n 


gdzie, 
C - wzmocnienie mostka tensometrycznego, 
A - kalibracja układu Ibajt/, 
k - stała tensometru 12,21/, 
n - stała czynnych tensometr6w, 
a - wielko
ć zapisu Ibajt/.
>>>
74 


St.Mroziński, J.Szala 


Wynik pomiaru uzyskany przy użyciu czujnika przemieszczeń dotyczy 
przyrostu długo
ci czujnika Alp' W analizie pomiarów przyjęto posługiwać 
się odkształceniem względnym czujnika t cz = Alp/lp, gdzie, l!.lp - przyrost 
długo
ci czujnika, lp - długo
ć pomiarowa próbki /20 mm/.Badania prowa 
dzono dla 10 warto
ci momentu gnącego /Mg = 20-45 Nm/. Przyrost momentu 
podczas badań wynosił 2,5 Nm. Szczegółowej analizie poddano wszystkie o- 
trzymane wypiki /250 na obr6t/. W tablicy 1 przedstawiono zestawienie wy- 
nik6w pomiar6w zrealizowanych przy użyciu tensanetru i czujnika.Wyniki pan1ar6.ł cD- 
tyczą charakterystycznego położenia pr6bki, odpowiadającego kątowi obrotu 
90 0 . W ostatniej kolumnie przedstawiono wartość ilorazu k= &cz/ 
. 


Tablica l 


Zestawienie wynik6w pomiar6w odkształcenia całkowitego przy 
użyciu tensometru oporowego oraz czujnika dla kąta obrotu 90 0 


Lp Mg 6 =Mg/W x £T t- T E. cz £cz k= €CZ/E-T 
Nm MPa %0 %0 %0 %0 
l 1,25 1,21 
2 22,5 232 1,20 1,22 1,26 1,26 1,03 
3 1,22 1 30 
1 1,52 1,63 
2 25 257 1,75 1,50 1,53 1,53 1,02 
3 1,24 1,42 
l 1,80 1,87 
2 27,5 282 1,75 1,75 1,78 1,82 1,04 
3 1,70 1,82 
l 2,11 2,10 
2 30 307 1,82 1,96 1,87 1,99 1,02 
3 1 95 2.01 
1 2,32 2,25 
2 32,5 332 2,28 2,30 2,35 2,30 1,00 
3 2,30 2,30 
l 2,77 2,57 
2 35 357 2,36 2,61 2,68 2,61 1,00 
3 2 70 2.57 
1 3,06 2,95 
2 37,5 382 2,95 3,04 3,00 2,97 0,98 
3 3,10 2,97 
l 3,28 3,55 
2 40 407 3,72 3,50 3,30 3,42 0,98 
3 3,50 3,42 
l 3,60 3,86 
2 42,5 432 3,72 3,71 3,71 3,85 1,04 
3 3,80 3,97 -- 
l 4,62 4,49 
2 45 458 4,72 4,64 4,77 4,63 0,99 
3 4,58 4,64 


Na rysunku 9 przedstawiono pętle odkształceniowe uzyskane z pomiaru 
tensometrycznego (l) i z pomiaru uzyskanego przy użyciu czujnika prze- 
mieszczeń (2) dla stałego momentu gnącego M =45 Nm. Naprężenia nominalne 
g
>>>
Niskocyklowe badania zmęczeniowe 7
 


obliczono ze wzoru 6 =Mg/W x ' Podziałkę na osi naprężenia przyjęto dla 
liniowego rozkładu naprężeń w przekroju próbki. 


:a 
MPo 
500 


400 


.:::.:}/ 2 
,/.
 
..,/'::/L.----- 
'I
.I"" ::::::: 
./
' /' 


300 


200 


5 4 3 2 :..:::.t,' /';:/1 2 3 l. 5 E;,.%o 
.......' j',' 
" " 
, , 
.' : /...'ŻOO 
" " 
:..... 
,' 
,// ," 300 
... .::" 



:.../ 400 
 


10?.. " 
.....::.,. 


Rys.9. Pętle histerezy uzyskane w pomiaru tensometrem 
111" i czujnikiem przemieszczeń "2"/Mg=45Nm/ 


6. ANALIZA WYNIKÓW BADAŃ 


przeprowadzone pr6by weryfikacyjne wykazały, że podczas zginania ob- 
rotowego, realizowanego w zakresie dużych odkształceń, występuje do
ć zna - 
czny udział momentu skręcającego. Analiza zmian momentu skręcającego i kąta 
skręcenia Irys.41 ukazuje progresywny charakter zmian momentu skręcającego 
w zakresie moment
 gn
cego 40 - 60 Nm. Na podstawie wykresu można stwier 
dzić, że warto
ć sprężystych odkształceJ1 skrętnych I Cfc - IfPll w czasie 
pr6by nie ulega istotnym zmianom. 
Wyniki pomiar6w tensometrycznych Irys.51 potwierdziły progresywny 
charakter zmian momentu skręcającego występującego na pr6bce. Moment 
skręcający występujący na czę
ci czynnej lod strony przyłożenia momentu 
obrotowegol jest por6wnywalny co do warto
ci z momentem skręcającym zmie- 
rzonym momentomierzem indukcyjnym. Moment skręcający na czę
ci biernej jest 
znacznie mniejszy. Występowanie tego momentu jest związane z oporami ruchu 
pochodzącymi od element6w stanowiska, kt6re znajdują się po stronie bier - 
nej pr6bki Iczujnik kąta położenia, szczotkowy zbieracz prądowy, łożyska 
wrzeciona 1 rys. II . Progresywny charakter zmian noxrent6.ł skręcających nożna tłUIIaCzyć wzro- 
stem odkształceń plastycznych w proooe pod wpłyv.en obciążenia. 
Pomiary dynamiczne czynnego momentu skręcającego w funkcji liczby ob- 
rot6w Irys.61 wykazały jego istotny przyrost w kilku pierwszych cyklach 
obciążenia, a następnie stabilizację. Charakter zmian kąta skręcenia Iprzy-
>>>
76 


St.Mroziński, JoSzala 


rost w pierwszych kilku cyklach a następnie stabilizacja: rys.7j świadczy 
jednoznacznie o wpływie momentu skręcającego. Na podstawie rysunku 8 mo - 
żemy stwierdzić, że kąt skręcania /dla stanu stabilizacji własności zmę 
czeniowych/ wykazuje charakter nieliniowy. W przedziale momentu gn
cego 
50-50 Nm charakteryzuje się on znaczną progresją. 
Na podstawie analizy wyników przedstawionych w tablicy l można stwier- 
dzić,3e wartości odkształceń £cz i 
T wykazują dużą zbieżnośćo Oscylacja 
wartości współczynnika "k" może być wynikiem niedokładności pomiaru czuj - 
nikiem przemieszczeń - błąd pomiaru czujnika 0,039 mm. Wynikiem tego są 
błędy pomiaru odksztalcenia względnego tez wynoszące 0,19%0. 
Analiza kształtu pętli histerezy uzyskanej przy użyciu czujnika prze- 
mieszczeń wykazuje pewne r6żnice w stosunku do pętli uzyskanej przy u- 
życiu tensometruo Dla maksymalnych odkształceń całkowitych r6żnica od- 
kształcenia wynosi 0,2%0. Jest to warto
ć zbliżona do błędu pomiaru /0, 19%.t 


7. WNIOSKI 


Na podstawie przeprowadzonych badań oraz analizy wynik6w można sfor - 
mułować następujące wnioski: 
l. Opisane w pracy stanowisko badawcze umożliwia realizację niskocyk- 
lowych badań zmęczeniowych prowadzonych w próbie obrotowego zgi - 
1'\ania. 
2. W próbie obrotowego zginania w zakresie znacznych momentów gnących 
/wywołujących w próbce odkształcenia plastycznej marny do czynienia 
ze złożonym stanem naprężenia, wynikającego z równoczesnego zgina- 
nia i skręcania. 
3. Występujący podczas znacznych obciążeń gnących moment skręcający 
wywołuje trwałe odkształcenia skrętne próbki. 
4. Odkształcenia próbki mierzone czujnikiem przemieszczeń mogą być 
miarą rzeczywistych odkształceń na powierzchni próbki. 
5. Cyklicznie rejestrowane pętle histerezy mogą być podstawą do ana- 
lizy własno
ci niskocyklowych materiałów badanych w próbie ob- 
rotowego zginania. 


LITERATURA 


[1] Abel A.: Comparison of Low Cycle Axial, Rotating and Bendig Fatigue 
of Aluminium Alloys. Second International Conference on Low Cycle 
Fatigue and Elasto-Plastic Behaviour of Materials, 7-11 September 
1987 
[2J Dowling N.E., Wilson W.K.' Analysis of Notch 
train for Cyclis Loa - 
dingo Scientific Paper 79-lD3-PALFA-P2,Westi
house R&D Centre, Feb 
1979 
[3] Dubuc J., Vanasse J.R.,Bazerqui A., Efect of Mean Stress and of Mean 
Strain Low-Cycle Fatigue of A-517 and A-201 Pteels.Journal of Enginee- 
ring for Industry, Transactions of the AS
IE ,Fe 1.970
>>>
Niskocyklowe badania zmęczenioweo.o 


7/ 


[4J Goss Cz., Kocarida S., Kur J., Zielosko R., Badania zmęczeniowe stali 
podwyższonej wytrzymało
ci 18G2A przy zginaniu w zakresie małej licz- 
by cykli. Biuletyn Wojskowej Akademii Technicznej nr 10, 1986 
[5J Hatanaka K., Yarnada T., Hirose Y.: An Effective Plastic Strain Compo- 
nent for Law Cycle Fatigue in Metais. Bulletin of the ASME,Vól.23,No 
180, Jun 1980 
[6J Kocańda S., Kocańda A.' Niskocyklowa wytrzymałość zmęczeniowa metali. 
PWN, Warszawa 1989 
[7J Seleh Y., Margolin H., Law Cycle Fatigue Behaviour of Ti-Mn, Alloys, 
Fatique Life. Metalurgical Transactions A, Vol.13A,July 1982 
[8J Szala J., Mroziński s., Metodyka i stanowisko do badań w zakresie 
niskocyklowego zmęczenia w pr6bie obrotowego zginania. XIV Sympozjum 
MDCS, Warszawa 1990 
[9J Urashima C.,Nishida s., Comparison between Rotating Bending and Push 
-Pull Fatigue Strength in Law Cycle Region.Second International Con- 
ference on Law Cycle Fatigue and Elasto-Plastic Behaviour of Mate 
rials, 7-11 September 1987 
DOJ PN-84jH-04334-Badania 
iskocyklowego zmęczenia metali 


LOW CYCLE FATIGUE INVESTIGATIONS IN ROTARY BENDING 
CONDITIONS-TEST STAND AND SELECT RESULTS 


Surnmary 


This article contains on apprecitation of the hitherto investigations 
in the range of a law cycle fatigue, with re gard to a strain gradient exi- 
stence. 
It has been presented a test stand for the realizątion of low cycle fa- 
tigue research in rotary bending trial, as well as the results of a veri - 
fying studies concerning this test stand.
>>>
AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA IM. JANA I J
DRZEJA ŚNIADECKICH W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 184 - MECHANIKA 1361 - 1994, 


Janusz Sempruch 


OCENA WYTRZYMAŁOŚCI ZMĘCZENIOWEJ W WARUNKACH ZŁO
ONEGO STANU 
NAPRĘ
ENIA NA PODSTAWIE HIPOTEZ WYTĘ
ENIOWYCH ORAZ INNYCH 
ZNANYCH METOD OBLICZENIOWYCH 


W pracy wskazano podstawowe problemy związane z oceną wytrzyma - 
ło
ci zmęczeniowej w warunkach złożonego stanu naprężenia oraz doko - 
nano przeglądu danych literaturowych dotyczących aktualnie w tym za- 
kresie wykorzystywanych metod obliczeniowych. Wskazano różnorodno
ć 
znanych metod oraz ograniczenia ich stosowania. 


1. WPROWADZENIE DO ZAGADNIENIA OCENY WYTRZYMAŁOŚCI W ZŁO
ONYM STANIE 
NAPRĘ
EŃ 


Główne założenie, wspólne wszystkim hipotezom wytężeniowym, 
na tym, że uszkodzenie nastąpi wówczas, jeżeli maksymalna wartość 
wielko
ci w złożonym stanie naprężenia Iwielkość zredukowana 6 z 1 
się równa lub większa od warto
ci K, dla której wystąpi uszkodzenie 
prostym stanie naprężenia m. in. [3J '( 


polega 
wybranej 
stanie 


w 


Oz 
 K 


(l) 


Hipotezy wytężeniowe sformułowane dla obciążeń statycznych okre
lają kry- 
teria, jakie powinien spełnić stan naprężenia ze względu na niebezpie- 
czeństwo powstania odkształceń plastycznych lub niebezpieczeństwo utraty 
spójności. Ich celem jest określenie wytężenia jako funkcji składowych sta- 
nu naprężenia oraz pewnych parametrów charakteryzujących materiał [28J. 
Istnieje szereg hipotez wytężeniowych opracowanych dla przypadku ob- 
ciążeń statycznych. Według zastosowanych parametrów zniszczenia, można 
podzielić je na cztery grupy [41J, 
kryteria naprężeniowe, 
- kryteria odksztalceniowe, 
- kryteria energetyczne, 
- kryteria formalne Inazywane są one także naprężeniowo-od
ztalcenio- 
wymi [6, 10J I. 
Hipotezy opracowane dla obciążeń statycznych nierzadko wykorzystywane 
są dla przypadku obciążeń zmęczeniowych. Analiza wyników badań zmęczenio - 
wych w warunkach złożonego stanu naprężenia wykazuje, że stosunek granic 
zmęczenia Zso do Zrc wynosi 0.5-0.7 dla stali oraz 0.75-0.9 dla żeliw [2
. 
Odpowiada to relacjom wynikającym z większości teorii wytrzymalości sta-
>>>
80 


Janusz Sempruch 


tycznej. Wg Olejnika [29J 
wiadczy to o formalnej możliwości rozszerzenia 
zakresu zastosowania zadowalająco eksperymentalnie zweryfikowanych hipotez 
dla obciążeń statycznych na przypadek naprężeń zmęczeniowych. Należałoby 
zatem zastanowić się nad zakresem zastosowań poszczególnych hipotez. Do- 
stępne dane eksperymentalne pozwalają sformułować następujące zalecenia 
[3,28,29J: 
dla materiałów izotropowych wykazujących złom kruchy, zaleca się 
stosowanie hipotezy gł6wnego naprężenia normalnego, pamiętając. że 
w szeregu przypadków daje ona wyniki z nadmiarem; w przypadku ma- 
teriał6w, dla których doraźna wytrzymałość przy ściskaniu jest za- 
sadniczo różna od doraźnej wytrzymałości przy rozciąganiu, zaleca 
się stosowanie zmodyfikowanej hipotezy Mohra'a, 
- dla izotropowych materiałów wykazujących złom pIast yczny, zaleca się 
stosowanie hipotez opartych na koncepcji Hubera-Misess'a-Henky'ego; 
należy zaznaczyć, że spośród tych hipotez, hipoteza energii od- 
kształcenia postaciowego daje najlepsze wyniki zgodności wyników 
obliczeń z wynikami eksperymentu dla większo
ci stali konstrukcyj - 
nych. 
Przeniesienie wprost wymienionych hipotez na przypadek obciążenia zmęcze- 
niowego napotyka jednak na przeszkody formalne. 
Większo
ć rzeczywistych elementów konstrukcyjnych składa się z brył 
trójwymiarowych, w których panuje przestrzenny stan naprężenia i odkształ- 
ceniao Trójwymiarowy stan naprężenia jest jednoznacznie okre
lony sze
cio- 
ma sktadowymi tensora naprężenia - rys. la, gdzie exx
 6 x ' cr yy = Oy,6zz= 6z 
są naprężeniami normalnymi, a 6 = 6' = T ,O = 6 = T ,6 
 e; = 'r są 
xy yx xy xz zx xz yz zy yz 
naprężeniami stycznymi o Każda ze składowych tensora naprężenia może być wy- 
rażona w sposób następujący: 


E5 ij (t) 
 6 ijm + 5"ija f ij (Wij,t. CC ij ) 
gdzie: 


(2) 


0\ 


f ij - dowolna funkcja harmonicznao 


z 


C'" "I Bxy (t) 0" (I') 
% = 5'yx (t) 
yy (t) 6yz (t) 
. 6 zx (t) Bzy (t) G zz (t) 
y 
X 

"' (I) 6xy (t) O 
T6 = 6yx (t) 5, y (t) O 
O O O 
b) 
(6x T XY ) 
= 'Lyx 61' i x ,' T\:.; 


E"s .1. P,-zestrz"nny lal i płaski Ibl stan nCl!)ni:c"ń zmqc
cnio- 
wych
>>>
a) 


6 xA (Xy) 1.0 
6xA(
y= O) 
0,9 


b) 


t 


5 xA (ocxy) 1.0 
8 xA (xy= o) 
0.9 


Ocena wytrzymało
ci zmęczeniowej... 


1.2 


1.1 


0.8 


81 


OZna - Nateriał Źródło 
czenie 
V 25Crt104 [24.25J 
D 34er4 [uJ 
O 5'1'35 [12 ,UJ 
. St35. [12,13J 
ł 5'1'35 [12,13] 
A X;20 [12, UJ 


0Zna - Materiał: :tródło 
czenie 
V 25CIfu4 [41J 
C 34C4 [52,55J 
A 42C
V [1
 
() 5'1'34 [26] 
+ C45 [26] 
x [26J 
. / [26J 
..... [26J 
L [26] 
O [19J 
. C?6.37] 


oCxy 


Rys.2. Wpływ przesunięć fazowych oC y (rys. a) i "'xy(rys. b) 
na wytrzymalogć zmęczeniową 


0.7 


0.6 


o 


30 


90 


120 150 180 oC y 


60 


- 


1.2 


1.1 


0.8 


0.7 


0.6 


o 


60 


30 


90 


120 


150 180 


-
>>>
82 


Janusz Sempruch 


Uwzqlędniając, że: 
źr6dłem większości pęknięć zmęczeniowych jest stan naprężenia w 
warstwie wierzchniej elementu konstrukcyjnego lub pr6bki!w więk- 
szości technicznie ważnych przypadk6w, z wyjątkiem naprężeń kon- 
taktowych i naprężeń własnych, największe naprężenia występują na 

owierzchniach elementu konstrukcyjnegol, o przebiegu procesu zmę- 
czenia na etapie inicjacji pęknięcia decyduje zatem głównie płaski 
"tan naprężenia na powierzchni elementu konstrukcyjnego !próbki! [i
 
Irys .1b!, 
ze względ6w praktycznych przyjmuje się, że składowe zmęczeniowe 
zmieniają się w sposób sinusoidalny 0.8], 
oraz zakładając, że poszczególne składowe stanu naprężenia zmieniają się 
ze stałą częstotliwością, składowe te można wyrazić następująco: 


sin (Wt) (3a) 
sin (w t + :£y) Ob) 
sin (LUt + :£Xy) Oc) 
Składowe 6 x ' 6y i Txy mogą być określone na podstawie teoretycznej lub 
eksperymentalnej analizy rozkładu naprężeń i odkształceń. 
Jak wynika z zależności (3a-3c) , każda ze składowych tensora naprę- 
żeń zmęczeniowych charakteryzowana jest przez 6 ija , 6 ijm i 
ijO Hipo- 
tezy wytężeniowe w swej podstawowej postaci Iwynikającej z zapisu dotyczą- 
cego obciążeń statycznych! nie dają możliwości uwzględnienia tych wszyst- 
kich parametrów, jak i uwzględnienia jakościowego i ilościowego oddziały - 
wania wartości średnich cykli zmęczeniowych czy też występujących przesu - 
nięć fazowych o 
Wracając do przedstawionego podziału kryteriów !ze względu na przy- 
jęty parametr uszkodzenia! należy podkre
lić, że w zakresie problematyki 
oceny trwałości i wytrzymałości zmęczeniowej zainteresowanie poszczególny- 
mi grupami kryteriów jest związane z analizowanym zakresem wykresu zmęcze- 
niowego Wohler'a. W obszarze granicy zmęczenia, ze względu na przyjęty, 
og6lny opis zjawisk zmęczeniowych tam występujących, wykorzystywane są 
przede wszystkim kryteria naprężeniowe. Ponieważ zdecydowana większo
ć 
elementów maszyn !blisko 90%1 konstruowana jest z uwzględnieniem postulatu 
'wytrzymałości nieograniczonej, w niniejszej pracy przyjęto naprężeniowe 
 
dejścia do opisu procesu zmęczenia. W przedstawionej w dalszej czę
ci pracy 
analizie pominięto grupę kryteriów odkształceniowycho Wyczerpujący prze- 
gląd danych literaturowych dotyczących tej grupy, można znaleźć w [10,17J. 


6'x l t) fi + 6 
xm xa 
5y(t) 5 + f:'j 
ym ya 
T xy (t) j;' + T 
xym xya 


20 ADAPTACJA HIPOTEZ WYT
ZENIOWYCH DLA PRZYPADKU ZŁOZONEGO WAHADŁOWEGO 
OBCI
ZENIA ZMĘCZENIOWEGO, O SKŁADOWYCH NIE PRZESUNI
TYCH W FAZIE 


W przypadku, kiedy składowe stanu naprężenia nie wykazują wzajemnych 
przesunięć w fazie i zmieniają się w cyklu wahadłowym, kierunek osi głów 
nych pozostaje niezmienny, a wartości ekstremalne naprężeń gł6wnych 6 1 i
>>>
Ocena wytrzymało
ci zmęczeniowej... 


83 


52 korelują w czasie z ekstremami ex, 0y i 
xy' Naprężenie zredukowane 
ipotezy wytężeniowej opracowanej dla obciążeń statycznych zastąpione zos- 
anie przez amplitudę naprężenia zredukowanego 0za' a składowe stanu na- 
rężenia wyrażone są jako ich składowe amplitudowe. 
Zestawienie najczę
ciej w literaturze wymienianych hipotez zalicza- 
ych do omawianej grupy pokazano w tabeli 1. Zestawienie to pokrywa obszar 
nalizy siedmiu prac przeglądowych [1,3,9,20,31,39,53J i może być uznane-- 
a reprezentatywne. 


Tabela 1 


Najczę
ciej wykorzystywane zależno
ci dla oceny wytrzymało
ci 
zmęczeniowej w przypadku obciążeń wahadłowych pozostających 
w fazie 


Lp. 


Okre
lenie 
kryterium 


1 Gł6wnego naprężenia 
normalnego 
2 Odkształcenia głównego 


3 Maksymalnego napręże - 
nia statycznego 
4 Maksymalnego odkształ- 
cenia 


5 Całkowitej energii od- 
kształcenia 


6 Energii odkształcenia 
postaciowego 


Postać kryterium 


6'za = Ola 


I5'za = Ola - U(el 2a + 6 3a ) 
6'za = 6 1a - 6 3a 


0za = (1 + U) (6"la - 6 3a ) 


I 2 2 2 
O'za =V 6 1a +6'2a + 6 3a - 


-2'0 (6 la 6 2a + 6 2a 6 3a + 


+ 6 3a 6 1a ) 


6'za '1 0 ;a + 6
a + O'
a - 


- (Ola 02a + 6 2a 03a + 
+ C 3a 6 1a ) , 


J 


'o ROZWINI
CIA HIPOTEZ WYT92ENIOWYCH DLA PRZYPADKU OBCIĄ2ENIA BEZ 
PRZESUNIĘĆ FAZOWYCH,ZAWIERĄJACEGO SKŁADOWĄ STATYCZNĄ 


'ędą 


Wg [30J, w 
dane jako: 
6 ij = Ci]m :+:. 


6, . 
qa 


przypadku kiedy składowe /lub skladowa/ stanu 


n"prężenia 


(4 i\ \ 


r6wczas naprężenie zredukowane może być wyrażone: 
6z = 6zm:':. 6za 


( -I!J 1 


5zm i Gza są rozumiane tutaj jako warto
ci naprężeń zrerlukO'ooJanych, 'wy- 
:naczonych odrębnie dla skladowych 6 ijm i 6 ija , Zar6wno skladowa sta-
>>>
84 


Janusz Sempruch 


tyczna 6 zm ' jak i składowa zmęczeniowa 6za w r6wnaniu (4b) wynikają 
z zaistniałego stanU'naprężenia, jak i przyjętej hipotezy wytężeniowej 
(30J. Z porównania warto
ci dopuszczalnej amplitudy t5 A = f (6 zm ) 


gdzie: 


(5) 


6 A 


def 
= 6akryt 


/ustalonej w oparciu o wykres zmęczeniowy Haigh'a/ z 6za uzyskamy odpo- 
wiedź, czy przyłożone obciążenie może być przeniesione, czy też nie 
Podobny sposób postępowania zaproponował Marin (22].Naprężenie zre - 
dukowane tworzone jest tutaj z wykorzystaniem hipotezy odkształcenia pos- 
taciowego w następujący spos6b, 


6'zm -ł- y (6 - 5 )2 + (G 2m - 6 3m )2 + (5 3m - 6 F ' (6) 
{'f 1m 2m 1m 
./r y (5 1a - 6 ) 2 + (5 - 6 ) 2 2 ' 
6za 2a 2a 3a + (6 3a - Ola) (7) 


Zależność pomiędzy przenoszoną amplitudą a wartością 
rednią cyklu zmęcze- 
niowego opisuje Marin równaniem elipsyo Linia ograniczona opisana zostanie 
zatem r6',maniem: 


( :zay + ( 
 ) 2 
re Rm 


(8) 


Dyskusja równali (6) - (8) pozwala sformułować następujące uwagi i 
nioski, 
- równanie (8) jest słuszne dla stosunku Zso/Zrc = l/ fi (53J ' 
- rozszerzenie hipotezy na ogólny stan naprężenia określony składowy- 
mi 5 x , 
y i t XY jest zasadniczo możliwe, ale jedynie przy zało - 
żeniu stało
ci kierunk6w gł6wnych [53J, 
8zm wyznaczone wg (6) jest zawsze dodatn1e. tacie gdy wszystkie 
0ijl11 będą ujemne; 
zdl,xd się przyjąć 6zm jako dodatnie, gdy przynajmniej jeuna ze 
skJa
nwych G ijm jest dodatnia i 6zm = 0, gdy wszystkie 6 ijm  O 
[SJ, 
- w przy;adku gdy 0lm = 6 2m = 6 3m , w6wczas €izm = O, co jest prakty- 
czni,' nie do przyjęcia [5Jo 
rormalne trudności wskazane w dyskusji r6wnań (6) - (8) nie występują, 
jeżeli w miejsce hipotezy energii odkszt
lcenia postaciowego wykorzystamy 
inną zć1leżność. Tę drogę "')'korzystał Sines [3SJ w odniesieniu do G'zm" Za- 
proponowal on następującą postać hipotezy wytężeniowej: 


; F6
-: - O
)T-=-(;2a - 
3a)2 + (6 3a - 


r:,la l 
kl-k2 (6 1m + 6 2m + 6 3m ) 


guzie: 


(9) 


ki i k 2 - stałe materiałowe:
>>>
Ocena wytrzymało
ci zmęczeniowej... 


85 


{2' 
kI 3 Zrc 
fT Zrc 
k 2 3 Rm 


(10) 


Iprzy założeniu słuszno
ci opilłU prostą Gerbera zależno
ci O'A = f (
m) / . 
Lewa strona równania (9) jest naprężeniem stycznym oktaediycznym,riatomiast 
zapis w nawiasie po prawej stronie znaku równo
ci jest proporcjonalny do 
normalnego naprężenia oktaedrycznego. Równanie (9) stanowi zatem zarazem 
związek pomiędzy T okt i '6 okt , Równanie (9) dla ogólnego płaskiego stanu 
naprę żenia przyjmuje następującą postać /po uwzględnieniu kI i k 2 /' 
V (6 
a - 6xa l5 ya + O
a + ]'I; Xy; ) ' = Zrc - 
c (
xrn + O' ym) (12) 
Dyskusja równania (12), 
- dla 
ym = - 6xm zanika wpływ naprężenia 
redniego, 
- dla 6 xm + 6 ym = 
 lewa strona równania jest równa zero, 
- wg równania (12) warto
ć 
xym nie posiada 
adnego wpływu na uzyski- 
waną wytrzymało
ć zmęczeniową. 
Rozwinięciem równania (12) jest pozycja Kakuno i Kawada [32J. W pro - 
pozycji tej uwzględniono ponadto amplitudę oktaedrycznego natężenia normal- 
negoo Dla ogólnego płaskiego stanu naprężenia, 


V (6x; - 6xa 6ya 2 2 )' ('fi Zso - l) (13) 
+ 6ya + 31' xya = 3 [z - 
so 
Zrc 
(eY xa + 6ya) _ ( 2Z rc _ 1) Zso (G xm + 6 ym )] 
Zrj Zrc 


W stosunku do równania (13) mo
na sformułować te same zastrzeżenia, które 
zostały przedstawione w dyskusji równania (12). 
W propozycji McDiarmid'a [23] jako odpowiedzialną za wystąpienie usz- 
kodzenia uznano amplitudę maksymalnego naprężenia stycznego,jednakże w 
płaszczyznie, w której występuje Tamax uwzględniono ponadto składową sta- 
tyczną i zmienną.naprężenia normalnego. Dla Zso/Zrc = 1/ 
, 


[( O'xa - 
'[max = 2 


6ya y 


+ 


'[" xya 


2} [ 
c _ 


0.225 
.yZr; 


( .xa : .y1 ] 



 


l 
6 ym ) 2 


(14) 


(l - 


6xm + 


Także w tym przypadku można sformułować te same zastrzeżenia, które zosta- 
ły przedstawione w dyskusji równania (12).
>>>
86 


Janusz Sempruch 


W pracy El-Magd' a [8J przedstawiono zależność uwzględniaj ącą fakt silnego 
zróżnicowania wartości Zrc/Zso dla tworzyw konstrukcyjnych Idla elipsy 
Mises'a i propozycji jej pochodnych Zrc/Zso= tr/. Zakladając; że Zrc/Zso 
może zmienić się w granicach od 1.0 do 200 zaproponowano, 


6za 
gdzie, 


(l - v) 6zaHMNS + v 6zaHGNN 


(15a) 


0zaHMNS - 'jest naprężeniem zastępczym, wyznaczonym wg hipotezy mak- 
symalnego naprężenia stycznego, 


6zaHMNS 


2 
CJxa - 6 ya r + 
2 


2 ' 


f 
xya 


(15b) 


gdzie, 
6zaHGNN 


jest naprężeniem zastępczym, wyznaczonym wg hipotezy glóW - 
nego naprężenia normalnego, 


2 


O'ya + 2 J ( 6xa: 6 ya ) 2 + 


2 ' 


6zaHGNN 


6xa + 


t 
xya 


(15c) 


gdzie, 


v - jest współczynnikiem r6wnania (15
, 


v = 2 - 


Z 
rc 
Zso 


(lSd) 


W pracy El-Magd'a [a] podano także noźliwości uwzględnienia wartości średnich 
cykli zmęczeniowycho Na podkre
lenie zasługuje fakt uwzględnienia w po- 
wyższej propozycji alternatywności zachowania się r6żnych tworzyw konstruk- 
cyjnych w tych samych warunkach obciążeń o 
Poza podanymi powyżej, do omawianej grupy hipotez zaliczyć można roz- 
wiązania szczeg6lne hipotez o szerszym zakresie zastosowań, kt6re przed- 
stawione zostaną w punkcie 5 . Są to propozycj e Troost' a-El-Magd'a [48J i pro- 
pozycja Zenner'a [51J. 


4. EKSPERYMENTALNE DANE DOTYCZ
CE WPŁYWU PRZESUNIĘĆ FAZOWYCH NA 
WYTRZYMAŁOŚĆ ZMĘCZENIOWĄ 


Istnieje dosyć znaCzna grupa prac eksperymentalnych dotyczących wyzna - 
czania wytrzymałości zmęczeniowej pr6bek poddanych działaniu dw6ch skła- 
dmvych obciążenia, zmiennego rozciągania-ściskania Iskładowa 6x (t)/ wraz 
ze zmiennym ciśnieniem wewnętrznym w cylindrycznej pr6bce Iskładowa 6 y (t)1 
ori1Z zmiennego rozciągania-ściskania Iskładowa 6x (t) I wraz ze zmiennym 
skręcaniem Iskladowa txyCt) lo 
Przegląd prac z lat 1945-1989 pozwolił zestawić aż 365 wyników do- 
tyczących różnych warunków badań i różnych materiałów konstrukcyjnych oczęś..5 
z tych ""ynik6w pozwala prześledzić wpływ przesunięcia fazowego cCl',l pier- 
wszy z ','ymienionych przypadków obciążenia; oraz OC xy ; drugi z wymienio-
>>>
Ocena wytrzymało
ci zmęczeniowej... 


87 


nych przypadków obciążenial na uzyskiwaną w warunkach eksperymentalnych 
wartość granicy zmęczenia. 
Na rysunku 2 przedstawiono 54 najbardziej reprezentatywne wyniki. 
Wybrano prace, w których badania były prowadzone dla przynajmniej dwóch 
warto
ci przesunięć fazowych. Punkty odpowiadające d y i 
xy równym O 
dla przyjętego sposobu prezentacji pokrywają się dla wszystkich .
arunk6w 
badall, stąd na rys.2 sumaryczna liczba oznaczonych punktów jest mniejsza 
niż 540 
Wartość granicy zmęczenia może początkowo wzrastać, wraz ze wzrasta- 
jącą wartością d. y Irys.2a/, wykazując maksimum dla Cl;.y = 60 0 , by następ- 
nie obniżyć się, osiągając minimum dla Cl;.y = 180°. Uzyskany spadek wy- 
trzymałości dla CC y = 180 0 wynosi od 15,5% [11J do 28,2% [12,13]. Z re- 
zultatów podanych przez Isslera [12] wynika, że rozstęp pomiędzy 'tlar- 
tością maksymalną uzyskaną dla ($, = 60° a wartością minimalną uzyskaną 
y 
dla 
y 
 180 0 wynosi aż 33,8%. Odmienny od dotąd omawianego, charakter 
zmienności wartości granicy zmęczenia lwyrażonej przez wartość składowej 

xAI w zależności od 
y uzyskano w pracy [13J dla próbek wykonanych z 
żeliwa GG20. W przypadku tym, wzrastającej wartości 
y towarzyszy wzrost 
wytrzymałości o 
Na rys.2b zestawiono wyniki badań dla zmiennego 
xy' Dla tych wa- 
runków istnieje zdecydowanie większa liczba danych. Ich wadą jest to, że 
praktycznie wszystkie dostępne wyniki dotyczą badań w zakresie zmienności 
d xy od O do 90 stopni o Generalnie, na podstawie rys.2b, można powiedzieć 
że wzrostowi 
 Iw zakresie od O do 90°1 towarzyszyć może wzrost wy- 
xy 
trzymałości zmęczeniowej sięgający dla badań pr6bek wykonanych z żeliwa 
GG15 [26J dla d. = 60 0 - 21% i dla 
 = 90 0 - 28% o Dla próbek \"ykona- 
xy xy 
nych z Większości wymienionych na rys.2 stali konstrukcyjnych wzrost ten 
nie przekracza kilku procent. Dla duralu [26J i dla stali 34 Cr 4 [llJnie 
uzyskano żadnego wpływu 
xyo 
Przedstawiony przegląd wynik6w prac eksperymentalnych wskazuje, że w 
obu analizowanych przypadkach należy liczyć się z możliwością istotnego 
oddziaływania występujących przesunięć fazowych na wartość uzyskiwanej 
wytrzymałości zmęczeniowej. Przedstawione dotychczas metody obliczeniowe 
nie posiadały możliwości uwzględnienia tego oddziałc""aniao 


5. METODY OBLICZENIOWE STOSOWANE W PRZYPADKU PRZESU!'IIJ;:TEGO W FAZIE 
ZŁOŻONEGO NAPRĘŻENIA ZM
CZENIOWEGO 


Hipotezy uwzględniające możliwość wystąpienia przesunięć fazowych 
pomiędzy składowymi stanu naprężenia można określić wsp6lnym mianem hi- 
potez "płaszczyzny krytycznej" [52J lub hipotezy "płaszczyzny wytężenia 
krj.tycznego" [38Jo 
Koncepcję tę podał już w 1935 ro Stan field G. /Procoof tho Institu- 
tion of Mechanical Engineers, Vol. 131, 1935, p0931. Póiniej r6wnież 
Findley 11956 r.1 i Stulen oraz Cummings /1954 r.l.
>>>
88 


Janusz Sempruch 


Wg Buxbauma [2J pierwsza aplikacyjnie interesująca propozycja hipotezy wg kon- 
cepcji plaszczyzny'wytężenia krytycznego opracowana została w 1967 r.przez 
Gassner'a i Grubisic'a. Autorzy tej propozycji, bazując na obserwacjach 
makro - i mikrofraktograficznych pęknięć zmęczeniowych próbek zę stali, 
przyjęli, że odpowiedzialnym za wystąpienie złomu zmęczeniowego jest na- 
prężenie normalne działające prostopadle do powierzchni złomu 6n(
)-rys.3. 


y I Sn (J.) 

n«()} 
-411 
Lxy 
 G y . X 


Rys03. Schemat do metody obliczeń zaprorono- 
wanej przez Gassner'a i Grubisic'a 


Dla dwóch cykli zmienności składowych stanu naprężenia można wyzna 
czyć wartość minimalną ff n min i wartość maksymalną 6nmax dla każdej 
płaszczyzny nachylonej pod kątem 
 o Można określić warto
ć naprężenia 
średniego 0nm i amplitudy naprężenia normainego 6 do plaszczyzny okreś- 
lonej kątem'" jako, 


6nmax + O nmin 
\5 
nm 2 
6nmax - 6'nmin 
5na 2 


(l6a) 


(16b) 


Wówczas naprę
enie zmęczeniowe działające w analizowanej płaszczyźnie moż- 
na wyrazić następująco: 


6n (1)) 


6nm(
) + 6na('l» 


(16 c) 


Krytyczna kOmbinacja amplitudy i wartości średniej zostaje ustalona z wy- 
korzystaniem wykresu Haiqh'a [36Jo 
I'. latach' 70 i '80 ukazala się seria prac [40-48J autorsLva Tro03t, 
EI-Magd, w pracach tych autorzy podjęli próbę opracowania kryteriuD 
szkodzenia w war
nkach złożonego stanu naprężenia dla materialów konstru
- 
cyjnych przy wykorzystaniu konce
cji płaszczyzny krytycznej /rys.4/. 
koncepcji tej zakłada Się, że dla każdej dowolnie zorientowanej płaszcz;z- 
nv /potencjalnej płaszczyzny pękania/ możliwym jest '''yznaczenie s!d,,'c'- 
'Ńych: zmiennej 6ijalt1-) i statycznej 5 ijm (1)) o pomiędzy wielkościa:-l 
t ';mi zac:,-:ocl zą związk i znane z przypadku obciążenia jednoosimvego, t zn obo- 
wiązuje warunek:
>>>
Ocena wytrzymało
ci zmęczeniowej... 


89 


6 ijA ( "", 6 ijm) )- 6' ija 


( 17) 


v\ 


tylnI 
b lnl 
y 


" 
G h, 
(nI X X 
"(xy 


Rys.4. Powierzchnia elementarna poddana działaniu skła- 
dowych obciążenia danych równaniem (3a-3cJ przed 
(x(ro, y,n)i po transformacji przez obrót (x,y) 


Wykorzystując to założenie sformułowano następującą propozycję ujęcia hi- 
potezy głównego naprężenia normalnego [7,43J, 


6 xA (
, (; xm) - Dxa ('t) = min 
oraz maksymalnego naprężenia stycznych [7,45J, 


(18) 


t'XyAC"', 't"xym - f'xya(
) = min 


(19} 


Przedstawione równania wyrażają zależno
ć warto
ci dopuszczalnej amplitudy 
naprężenia normalnego /zależno
ć (18)/i naprężenia stycznego /zależność 
(19) jod kąta"'. Efekt ten wywołany jest poprzez związane z okre
lonym 
kierunkiem składowe statyczne cyklu zmęczeniowego. Zaproponowano powiąza- 
nia przedstawionego sposobu postępowania z ogólną teorią anizotropii [46Jo 
Kryterium uszkodzenia przybiera wówczas następującą postać, 


2 
6xa (1J.) 
5 xA (t» - 


6' xa (") 
6' xA (1) 


6 ya ('!)o) 
6 yA (t» 


2 
+ 6ya C "') + Txya (1\1) = F 
6 yA (1) t'xyA (1) 


(20) 


Kryterium to nazwane zostało przez autorów "Quadratische Versagenshypot 
hese" , w skrócie QVH. 
Wykorzystując wyniki obserwacji fraktograficznych pęknięć zmęczeni o - 
wych próbek wykonanych ze stali 25CrM04 , w pracach (32,3 3J zaproponowano 
następujące ujęcie kryterium uszkodzenia zmęczeniowego, 


v [6xA (1)) - tJ xa ('\) J 


-::1 
[ es YA ("-) - O ya ('\) ] ['t"XyA (") - t' xya Co-J] = O 


(21)
>>>
90 


Janusz Sempruch 


Poszczególne człony równania (21) stanowią zapisy hipotezy głównego naprę- 
żenia normalnego i maksymalnego naprężenia stycznego Iw rozumieniu przer 
stawionym w równaniach (18) i (19)/. Przyjęta forma zapisu wSkazuje na 
alternatywno
ć zachowań tworzywa konstrukcyjnego w różnych warunkach ob- 
ciążeń zmęczeniowych. Przeprowadzona weryfikacja doświadczalna kryterium 
wykazała jego wrażliwo
ć na zmianę mechanizmu zmęczeniowego niszczenia 
Izmiana warunk6w obciążenial oraz poprawno
ć w sensie uzyskiwanych wy- 
ników [32]. 
Bardzo interesująca wydaje się koncepcja SimbUrger'a /1975/ 
ta następnie przez Zenner'a 11976/. Autorzy, szukając kryterium 
nia dla materiałów sprężysto-plastycznych, jako punkt wyj
cia 
koncepcję Mises'a. Wg Mises'a, trwałe odkształcenie plastyczne 
w6wczas, kiedy J 2 tensara naprężenia osiągnie warto
ć krytyczną' 


rozwinię- 
uszkodze- 


przyjęli 


nastąpi 


1 


[((\ - 


2 
0'2) + (52 - 


2 
° 3 ) +(6'3- 


15 1 ) 2J 


J 2K R,YT 


(22) 


J 2 


6 


Warunek Mises'a był w szeregu pracach różnie interpretowany [51J' 
- krytyczna energia odkształcenia postaciowego IMaxwell 1856, 
1904, Hencky 19241 
W 'V J 2 , 
- krytyczna warto
ć stycznego naprężenia oktaedrycznego INadai 1937 1 


Huber 


t'okt'" J 2 , 
krytyczna warto
ć średniokwadratowa naprężenia stycznego IPaul 1968/, 
- krytyczna wartość 
redniokwadratowa naprężenia stycznego wszystkich 
powierzchni chwilowych badanej objęto
ci elementarnej INovoshilov 
19521 
'r int 'V J 2 . 
Wg Zennera i Richtera [51J przedstawione interpretacje są równoważne 
dla przypadku naprężeń statycznych Ipomijając ich interpretację fizycznąl, 
a z punktu widzenia naprężeń zmęczeniowych, jedynie interpretacja wg 
Novoshilov'a spełnia warunek konieczny /ze względu na zmienno
ć kierunku 
osi głównychI, warunek niezależno
ci od układu odniesienia. Wg Zennera i 
Richtera [51J intensywność naprężenia stycznego Iw cytowanej pracy [51J u- 
żyto okre
lenia proponowanej metody "Schubspannungsintensit!tshypothese" i 
stąd wynikającej skrótowej nazwy metody SIH/ może być obliczona jako, 


t int a 



1 Ty
; dA 


1 


lT 
J 
T=O 


lT 
f 'r 2 si n 1" d T d fP (23) 
Cf=O '(la 


gdzie: 


Jl- 
dQ - 
r, T rp - 


powierzchnia kuli jednostkowej, St 2 TT r 2 , 
2 
r siny dT drp, 
współrzędne biegunowe wyrażone w mierze łukowej. 


.
>>>
Ocena wytrzymało
ci zmęczeniowej... 


91 


Jak wynika z do
wiadczeń [34,51], całkowanie numeryczne zależno
ci (23) jest 
nadzwyczaj kłopotliwe i czasochłonne. Wykazano, że wystarczającym jest 
całkowanie po obwodzie okręgu 0'( = const. Wskazano na T = 90 oraz r=63,4 
co spowoduje, że zależno
ci (23) upro
ci się do postaci, 


Tint a = /2
 


2 fT 
J 
'1=0 


, 


r 
fa 


2 


d(jl 


(24 ) 


dla T = 90 rozwiązanie równania (24) przyjmie następującą postać [34)' 


t'int a = fff / 6x/ - 26xa6yacosoc,y +cl.. ya 2 + 4't'x.,a 2 1 (25) 


Celem uwzględnienia wpływu naprę
eri 
rednich oraz uzyskania zmienno
ci sto- 
sunku Zso/Zrc' zaproponowano [12,13), aby w miejsce 1:Cfa wprowadzić 
't cpeffa o postaci, 


't'cpeffa = y (a 'rtpa 2 + bO' IJ'/ ) (1 + dEr 11 m ) 


(26) 


gdzie, 


a,b,d - są wielko
ciami przyjmowanymi jako stałe. 
Nadmienić należy, że równanie (25), spełniające warunek niezależności 
od układu odniesienia, posiada bardzo wąski zakres zastosowania.Wprowadze- 
nie natomiast zapisu (26) jest rezygnacją ze spełnienia postulatu niezale- 
żno
ci od układu odniesienia. Problem ten nie znajduje jednak dalszego ko- 
mentarza w publikacjach Zenner'a. 
Publikacje [4,5,12,13,51-54J przynoszą szereg ro
wiązań równania (24) 
w połączeniu z (26) dla konkretnych przypadków obciążenia. 
W pracach [49,50,55J dokonano szerokiej weryfikacji do
wiadczalnej 
wybranych metod z grupy ostatnio om6wi9nych.Uzyskano zadowalająco dobre 
wyniki obliczel'\. Autorzy [49, 50J wskazJją na metodę QVII jako metodę le- 
pszą jOd SIH/ z punktu widzenia 
redniego błędu względnej /eksperymental - 
nej i obliczeniowej/ wytrzymało
ci zmęczeniowej oraz rozrzutu uzyskiwa 
nych wyników. 


6. UWAGI KOŃCOWE 


a.Jak wynika z przedstawionego przeglądu, w literaturze podawanych 
jest bardzo wiele propozycji metod oceny wytrzymało
ci zmęczeniowej w wa- 
ruąkach złożonego stanu naprężenia. Stopień weryfikacji zarówno samych 
koncepcji, jak i proponowanych do wykorzystania zapisów, jest jednak 
częstokroć niezadowalający. Charakterystycznym jest, i pod tym kątem 
przeprowadzono zaprezentowany przegląd, że poszczególna metody posiadają 
na ogół bardzo ograniczony zakres zastosowania. Próby kompleksowej oceny 
większej grupy hipotez dla tych samych danych eksperymentalnych prowadzone 
przez postronnych badaczy [53,55] ,wskazują na duży rozrzut wyników i nie 
wykazują zdecydowanej wyższo
ci określonej metody nad innymi o
>>>
92 


Janusz Sempruch 


b. Zwyczajowo, na podstawie wiedzy z zakresu obciążeń statycznych,za- 
gadnienie złożonego stanu naprężenia czy odkształcenia wiąże się z po- 
jęciem hipotezy wytężeniowej. Przy rozważaniach dotyczących różnych hi- 
potez wytężeniowych istotne znaczenie ma warunek niezależności od przyję- 
tego układu współrzędnych, tzn. charakterystyczne wielko
ci powinny być 
wyrażone przez niezmienniki stanu naprężenia, względnie stanu odkształ- 
cenia. W stosunku do przedstawionego przeglądu, stan taki można jedynie 
przypisać metodom omawianym w punkcie 2, tznometodom znajdującym zastoso - 
wanie dla obciążeń zmęczeniowych zmiennych w cyklu wahadłowym i nie wyka - 
zujących wzajemnych przesunięć fazowych. We wszystkich innych przypadkach 
trudno jest mówić o tak rozumianej niezależno
ci. Dla ogólniej definiowa - 
nego obciążenia zmęczeniowego niezmienniki zachowują swoje znaczenie je- 
dynie w sensie dyskretnym jdla okre
lonej chwilij. Natomiast dla całego 
cyklu zmęczeniowego tracą swój dotychczasowy sens. Podkre
lić należy, że 
problem ten bardzo rzadko jest podnoszony w literaturze i nie znalazł jak 
dotąd zadowalającej interpretacji. W powyższym ujęciu, stosowanie w sto- 
sunku do metod przedstawionych w punktach 3-5 określenia hipoteza wy- 
tężeniowa, byłoby błędnym. W literaturze powszechnie stosuje się określe- 
nie kryterium uszkodzenia zmęczeniowego w warunkach złożonego stanu na- 
prężeń zmęczeniowych. 
c. Na szczególną uwagę zasługują metody omawiane w punkcie 5.Wyróż 
nienie to związane jest z faktem, że metody te poza największą uniwersal - 
no
cią jjeżeli idzie o przypadki obciążenia/, uwzględniają najszerzej do- 
tychczasowy stan wiedzy, także wynikający z prób jednoosiowych. Podkreśle- 
nia wymaga fakt nowatorskiego podej
cia do zagadnienia oceny wytrzymało
ci 
w warunkach złożonego stanu naprężenia, uwzględniającego specyfikę ob- 
ciążenia zmęczeniowego /koncepcja płaszczyzny krytycznej/.Podkreślić jed- 
nak należy, że okupione to zostało w szeregu. przypadkach utratą przejrzys- 
to
ci i zawartości zapisu. Ilustrują to doskonale prace dotyczące rozwią- 
zań szczeg6łowych takich metod, jak QVH [15J czy SIH [54J. Częstokroć 
 
no jest tu mówić o okre
lonej zależności stanowiącej kryterium uszkodzenia 
zmęczeniowego, a jest to raczej określony algorytm postępowania w celu 
znalezienia stanu krytycznego. W tym kontek
cie zauważenia godnym jest 
także fakt, że pomimo licznych publikacji dotyczących np. metody QVH i 
dobrych rezultatów jej eksperymentalnej weryfikacji podawanych przez auto- 
rów metody [49,50J, nie doczekała się ona żadnych weryfikacji dokonanych 
przez badaczy spoza tego kręgu. 
d. Z grupy metod przedstawionych w punkcie 3 Inajczę
ciej wykorzysty- 
wane w p
aktycej, na wyróżnienie zasługuje metoda opublikowana przez 
El-Magd'a w roku 1984 [8J. Różni się ona od wszystkich pozostałych tym, że 
wyraża swym zapisem możliwo
ć alternatywnego uwzględnienia hipotez mak- 
symalnego naprężenia stycznego i głównego naprężenia normalnego /lub ich 
równoległego wykorzystania/o Biorąc pod uwagę złożono
ć budowy złomu zmę - 
czeniowego koncepcja ta wydaje się być zasadną i godną dalszej analizy.
>>>
Ocena wytrzyrnało
ci zmęczeniowej... 


93 


LITERATURA 


[1]Blown M.W., Miller J., A theory for fatigue failure under multiaxial 
stress-strain conditions. Proc.Instn.Mech.Engrs,Vol.187 65, 745-755 i 
D229-D244, 1973 
[2]Buxbaum o., Betriebsfestigkeit, sichere und wirtschaftliche Bernessung 
sChwingbruchgef!hrdeter Bauteile.Verlag Stahleisen rnbH,Ddsseldorf, 1986 
[3]Dietmann H., Werkstoffverhalten unter mehrachsiger schwingender Bean- 
spruchung, Teil 1, Be
echnungsmOglichkeiten, Teil 2, Experimentelle Un- 
tersuchungen. Z.f.Werkstofftech. H.4, H.5, 255-263 und H.6,322-333,
73 
[4]Dietmann H., Issler L., Festigkeitberechnung bei mehrachsiger phasen 
verschobener Schwingbeanspruchung mit kOrperfesten Hauptspannungsrich - 
tungen. Konstruktion 28, 23-30, 1976 
[5]Dietmann H., Lempp W.: Untersuchungen zum Festigkeitsverhalten von 
Stahlen bei rnehrachsiger phasenverschobener Dauerschwingbeanspruchung , 
Konstruktion 31, H.5, 191-200, 1979 
[6]Dietrich L., Turski K.: Badania zmęczeniowe w złożonym stanie napręże- 
nia. Mechanika Teoretyczna i Stosowana l, Vol.10, 9-28,1972 
[7]El-Magd E., Versagensbedinung bei mehrachsig schwingender Beanspruchung 
metallischer Werkstoffe. Habilitationsschrift.RWTH Aachen,1974 
[a]El-Magd E.: Einfache schwingfestigkeitsrechnung fvr synchrone Beanspru- 
chung auf der Basis der versagensgrenze nach Moh. Konstruktion 36,H.2 , 
59-64, 1984 
[9]Garud Y.S., Multiaxial fatigue. A survey of the state of the art.J. of 
Testing and Evaluation 9, H.3, 165-178, 1981 
[lOJGoło
 K., Trwało
ć zmęczeniowa stali w ujęciu energetycznym. Prace Na- 
ukowe Politechniki Warszawskiej, z.123, Mechanika, 1989 
[11]Heidenreich R., Schtitz W., Richter I., Zenner H.: Schubspannungsinten - 
sitatshypothese - Dauerschwingfestigkeit bei mehrachsiger Beanspruchung 
- Abschlu Vbericht.IABG-Vorhaben nr 59,Forschungskuratorium Maschinen - 
bau e.V., z.10S, 1983 
[12]Issler L., Festigkeitverhalten metallischer Werkstoffe bei mehrachsiger 
phasenverschobener Schwingbeanspruchung.Dissertation,TU Stuttgart,1973 

3]Issler L.' Festigkeitsverhalten bei mehrachsiger phasengleicher und 
phasenverschobener SChwingbeanspruchung. VDI-Ber,nr 268, 92-100, 1976 

4JKakuno H., Kawada Y., A new criterion of fatigue strenght of a round 
bar subjected to combined static and repeated bending and torsion. Fa- 
tigue of Engineering Materials and Structures, Vol.2,229-236, 1979 

5JKaniut c., Zur Betriebsfestigkeit metallischer Werkstoffe bei mehrach - 
siger Beanspruchung. Dissertation,RWTH Aachen, 1983 
g6]Kocańda s., zmęczeniowe pękanie metali. WNT,Warszawa,198S 

7JKocańda s., Kocańda A., Niskocyklowa wytrzymało
ć zmęczeniowa metali. 
PWN, Warszawa, 1989 

8JKocańda s._ Szala J., podstawy obliczeń zmęczeniowych, PWN,Warszaw
1985 

9JLempp W., Festigkeitverhalten von St!hlen bei mehrachsiger Dauerschwin- 
gbeanspruchung durch Normalspannungen mit dberlagerten phasengleichen 
und phasenverschobenen Schubspannungen.Dissertation,TU Stuttgart,1977
>>>
94 


Janusz Sempruch 


[20] Macha E.' Modele matematyczne_trwało
ci materiałów w warunkach losowe- 
go złożonego stanu naprężenia. Prace Naukowe Instytutu Materiałoznaw - 
stwa i Mechaniki Technicznej Politechniki Wrocławskiej 41, Seria, Mo- 
nografie 13, Wrocław, 1979 
[21J Macha E., Generalization of fatigue failure criteria for multiaxial 
sinusoidal loadings in the renge of random loading.Biaxial and Multia- 
xial Fatigue, Mechanical Engineering Publikations Limited, London, 
425-436, 1989 
[22J Marin J., Biaxial tension-tension fatigue strengths of metals. Journal 
of Applied Mechanies, 383-388, Dec.1949 
[23] McDiarmid D.L.:A new analysis of fatigue under combined bending and 
twisting. The AeFonautical Journal of the Royal Aeronautical Society, 
Vol.78, 325-329, July 1974 
[24J Mielke S., Troost A., El-Magd E.' Festigkeitverhalten von St!hlen 
unter zweiachsig synchron und phasenverschoben schwingenden Normalspan- 
nungen. Z.f.Werkstofftechnik 12, H.l, 1-7, 1982 
[25J Mielke S., Troost A.,El-Magd E.: Schwingfestigkeitsverhalten unter 
zweiachsiger Beanspruchung mit phasenverschoben schwingenden Normal 
-und Schubspannungen. Konstruktion 34, H.5, 197-202, 1982 
[26J Nishihara T., Kawamota M.: The strength of metals under combined alter- 
nating bending and torsion. Mem.Coll.Eng.Kyoto Imp.University, Vol. II, 
No 5, 85-112, 1945 
[27J Novozhilov V.V.aheOryof elasticity. Pergamon Press, London, 78,1961 
[28J Nowacki W., Teoria sprężysto
ci. PWN ,Warszawa , 1970 
[29J Olejnik N.W., Niesuscaia sposobnost' eliemientov konstrukcii pri ci- 
klicieskom nagrużienii. Naukova Dumka, Kiev, 1985 
[30J Richtlinie VDI 2227 /Entwurt/, Festigkeit bei widerholter Beanspruch - 
ung, Zeit-und Dauerfestigkeit metalischer Werkstoffe,insbesondere von 
Stahlen. DUsseldorf, VDI-Verlag, 1974 
[31J Rotvel F.' Biaxial fatigue tests with zero means stress using tubular 
specimens. Int. J.Mech. Sci.,Pergamon Press, Vol.12, 597-613, 1970 
[32J Sempruch J., Kryterium wytrzymało
ci zmęczeniowej stali konstrukcyjnej 
25CrMo4 w warunkach złożonego stanu naprężenia. Rozprawy nr 51, ATR, 
Bydgoszcz, 1992 
D3J Sempruch J., Wytrzymałość zmęczeniowa w warunkach złożonego stanu na- 
prężenia - metoda płaszczyzny krytycznej. Mechanika Teoretyczna i 
Stosowana, t.30, z.l, 141-154, 1992 
D4J Simburger A.' Festigkeitverhalten z!her Werkstoffe bei einer mehera 
chsigen, phasenverschobenen Schwingbeanspruchung mit k
rperfesten und 
ver!nderlichen Hauptspannungsrichtungen. LFB - Bericht, nr FB-121, Dar- 
mstadt, 1975 
D5] Sines Go, Ohgi G.: Fatigue criteria under cOmbined stresses or strains. 
J. of Engineering Materials and Technology, Transactions of the ASME 
103, 82-90, April 1981
>>>
Ocena wytrzyrnało
ci zmęczeniowej... 


95 


[36J Sonsino C.M., Schwingfestigkeitsverhalten von Sinterstahl unter kom- 
binierten mehrachsigen phasegleichen und phasenverschobenen Beanspru- 
chngszust
nde. LBF Darmstadt, Bericht, Nr FB-168, 1983 
[37J Sonsino C.M., Grubisic v., Mechanik von SchwingbrQchen an gegossenen 
und gesinterten Konstruktionswerkstoffen unter mehrachsiger Beanspru- 
chung. Konstruktion 37, Nr 7, 261-269, 1985 
[38J Szala J., Sempruch J., Multiaxial fatigue stress state - the th
re - 
tical analysis of the influence of phase angles various. Prace 28
 
ferencji Mechaniki Ciała Stałego, IPPT PAN, Kozubnik, 1990 
[39J Toor P.M., A unifield engineering approach to the prediction of mul - 
tiaxial fatigue fracture of aircraft structures. Engineering Fracture 
Mechanics, Vol.7, 731-741, 1975 
[40J Troost A.' EinfQhrung in die allgemeine Werkstoffkunde metallischer 
Werkstoffe. Bd.I, B.I.-Wissenschaftsverlag, 2, 'Auflage,1984 
[41] Troost A., Ermittlung der Versagensgrenzen zweiachsig schwingender 
Spannungszust
nde mit drei zeitabh!ngigen phasenverschobenen spannun- 
gskoordinaten. DFG - Abschlupbericht Tr 73/27-1,Aachen, 1986 
[42] Troost A., El-Magd E., Anisotropes Ermadungsverhalten_isotroper me- 
talischer Werkstoffe. MetalI 28, H.1, 49-55, 1974 
[43J Troost A., El-"Iagd E., Neue Auffasung der Normalspanungshypothese bei 
schwingender Beanspruchung. MetalI 28, No 4, 339-345, 1974 
[44J Troost A., El-Magd E., Allgemeine Formulierung der Schwingfestigkeit- 
samplitude in Haighscher Darstellung, Materialprufung 17, 47-49, H.2, 
1975 
[45J Troost A., El-Magd E., Beurteilung der Schwingfestigkeit bei mehrach- 
siger Beanspruchung auf der Grunftl
e kritischer Schubspannungen, Me- 
talI 30, 37-41, H. l, 1979 
[46J Troost A., El-Magd E.: Allgemeine quadratische Versagensbedingungen 
fUr metalische Werkstoffe bei Mehrachsiger schwingender Beanspruchung. 
MetalI 31, 759-764, H.7, 1977 
[47J Troost A.,El-Magd E., IUekke S.: GegenUberstellung neuer Festigkeit - 
hypothesen bei zweiachsig schwingenden Spannunhszust!nden. Material 
und Technik, No 2, s.63-71, 1981 
[48J Troost A., El-Magd E.: Schwingfestigkeit bei mehracHsiger Beanspru 
chung ohne und mit Phasenverschibung. Konstruktion 33, H.8. 297 -304 
1981 
[49J Troost A., Akin O., Klubberg F., Dauerfestigkeitsverhalten metallis- 
cher Werkstoffe bei zweiachsiger Beanspruchung durch drei phasenvers- 
choben schwingende Lastspannungen.Konstruktion 39, H.12, 479-488,1987 

OJ Troost A., Akin O., Klubberg F.: Zur Dauerfestigkeit metallischer 
Werkstoffe bei zweiachsig synchron und phasenverschoben schwingender 
Beanspruchung.Mat.-wiss. u. Werkstofftech.19, 406-407, 1988 

lJ Zenner H., Richter I., Eine Festigkeitshypothese fUr die Dauerfesti - 
gkeit bei beliebigen Beanspruchungskombinationen. Konstruktion 29J1-18, 
1977
>>>
96 


Janusz Sempruch 


[52J Zenner H., Heidenreicq R., Richter I.' Schubspannungsintensit!tshypo _ 
these - Erweitęrung und experimentelle AbstUtzung einer neuen Fęstig - 
keitshypothese fUr schwingende Beanspruchung.Konstruktion 32,H.4, 143- 
-152, 1980 
[53J Zenner H., Heidenreich R., Richter I.' BewertUhg von Festigkeitshypo- 
thesen fUr kombinierte statische und schwingende sowie synchrone 
schwingende Beanspruchung. Z.Werkstofftech.14,391-406 , 1983 
[54J Zenner H.' Neue Vorschl!ge zur Berechnung der Dauerschwingfestigkeit 
bei mehrachsiger Beanspruchung. Konstruktion 35,H.8,313-318, '1983 
[55J Zenner H., Heidenreich R., Richter I., Dauerschwingfestigkeit bei 
nichtsynchroner mehrachsiger Beanspruchung.Z. Werkstofftech. 16, H.3, 
101-112, 1985 


FATIGUE STRENGHT ESTI
1ATION IN TERMS OF MULTIAXIAL STRESS 
STATE ON THE BASIS OF FAMED COMPUTATIONAL METHODS 


Sumrnary 


Fundamental issues of evaluation of fatique strenght prediction in 
terms of the multiaxial stress state conditions have been presented and 
also bibliographic data related to currently known and used computational 
method have been discussed. 
Diversity and applicability limitation have been presented.
>>>
AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA IM. JANA I J
DRZEJA ŚNIADECKICH W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE 184 - MECHANIKA /36/ - 1994 


Andrzej Przybylski 
Maciej Woro;:ay 


ZASTOSOWANIE MODELI TOPOLOGICZNYCH DO OPTYMALIZACJI 
PROCEDUR DIAGNOSTYCZNYCH 


W pracy została przedstawiona metoda projektowania testów diag - 
nos tycznych na bazie modeli topologicznych umożliwiających wykorzys - 
tanie techniki komputerowej do realizacji procedur optymalizacyjnych. 
Wprowadzenie wielu nowych pojęć z zakresu teorii diagnostyki 
stworzy
o możliwo
ci dla systemowego ujęcia reformowanego problemu. 


l. WSTĘP 


Diagnozowanie jest podstawowym procesem diagnostycznym, koniecznym 
do okre
lenia bieżącego stanu technicznego obiektu. Innymi ważnymi pro- 
cesami diagnostycznymi, zWiązanymi bezpo
rednio z wynikami diagnozy, są 
genezawanie i prognozowanie. Realizacja procesu genezowania i prognozowa - 
nia jest możliwa w oparciu o znajomo
ć przebiegu tzw. funkcji zużycia, od- 
zwierciedlającej zależno
ci między parametrami obiektu technicznego w 
procesie jego degradacji. Posiadając odpowiednie dane oraz matematycznie 
sformułowaną funkcję zużycia, możliwe jest przeprowadzenie pełnej automa - 
tyzacji większo
i procedur odnoszących się do procesów genezowania i prog- 
nozowania. 
Zastosowanie techniki komputerowej w badaniach eksploatacyjnych stwa- 
rza nowe możliwo
ci do automatyzacji również podstawowej formy procesu dia- 
gnostycznego, jaką jest proces diagnozowania. Zadowalające rezultaty o- 
trzymano w zakresie eksperymetalnej diagnostyki, w której jako symptom 
diagnostyczny wykorzystuje się parametry wibracji, zjawiska cieplne, pro - 
cesy dynamiczne i inne [4], [5J . 
Wykorzystanie techniki komputerowej do funkcjonalnej diagnostyki o- 
biektów technicznych, ograniczającej się do wstępnej lokalizacji miejsc 
uszkodzeń z dokładno
cią do wyróżnionych podzespołów, jest złożone. 
Podstawowymi przyczynami takiego stanu rzeczy są' trudno
ci dotyczące 
budowy prostego matematycznego modelu opartego na metodach logicznych,brak 
prostych sposobów wprowadzenia danych o przyczynowo-skutkowych związkach 
między urządzeniami, stosunkowo mały obszar pamięci w przeno
nych kompute- 
rach oraz brak zasad projektowania prostych algorytmów obliczeniowych, 
niezbędnych do optymalizacji diagnostycznych testów lokalizacyjnych. 
W niniejszej pracy podjęto próbę rozwiązania czę
ci przedstawionych 
problemów.
>>>
98 


A.Przybylski, MoWoropay 


20 WYBÓR MODELU MATEMATYCZNEGO I SPOSOBU PRZYGOTOWANIA DANYCH 


Stosowanie w diagnostyce modeli matematycznych opartych na metodach 
logicznych jest możliwe przy założeniu, że w obiekcie udaje się "wyodręb- 
nić" oddzielne podzespoły /bloki/, dla których wyodrębnione symptomy 
diagnostyczne tworzą jednolitą przyczynowo-skutkową sieć sygnałów. 
Przy projektowaniu testów lokalizacyjnych uszkodzeń przyjmuje się dwa 
podstawowe postulatYoPierwszy postulat zakłada ścisłą zależność między 
wartością sygnału diagnostycznego a stanem technicznym blokuo Drugi po- 
stulat dotyczy identyfikacji wartości sygnału diagnostycznego. Zakłada się 
że istnieje wartość kryterialna, na podstawie której rzeczywistej wartości 
sygnału mierzonego podporządkowuje się jedną z liczb {o ,l}. 
Proces budowy testu lokalizacyjnego rozpoczyna się od określenia zbio- 
ru stanów, tj. uszkodzeń, kt6re mogą mieć miejsce w każdym z blok6w /u- 
rządzeń/ - S = {Sk} , k = l--;-m oraz zbioru możliwych sprawdzeń 'JT "'{TIjl ,j=l,i1. 
Do zaprojektowania testu umożliwiającego pełną obserwowalność obiektu 
/rozróżnialność m-stanów/ konieczne jest posiadanie trzech grup danych. 
Pierwsza grupa /grupa podstawowa/, to dane dotyczące przyczynowo- skutko - 
wych związków w obiekcie, zakodowanych w postaci tzw. macierzy stanu 
obiektu o Druga grupa danych związana jest z rozkładami prawdopodobieństw 
wybranych stan6wo 
Jako przykład konieczny dla ilustracji metodyki budowy testu diagnos- 
tycznego wybrano układ hydrauliczny sterująco-napędowy koparki /EO-3322B / 
podczas realizacji operacji gromadzenia urobku ruchem pośrednim łyżki [2J. 
Zestaw urządzeń układu napędowego lXI, koniecznych dla realizacji 
danej operacji, jest następujący, xl - silnik koparki, x 2 ,x 3 -pompy agre - 
gatu pompowego, x 4 ,x 5 - zawory przeciążeniowe, x 6 ,x 7 - sekcje rozdzielaczy 
x 8 - system cłiłodzący hydronapędu, x 9 - system filtrujący, x IO ' xII -sekcje 
bloku sewosterowania, x 12 - akumulator serwosterowania, x l3 - zawory bloku 
funkcji "lub", x 14 - siłownik hydrau;Licznyo 
Dotychczas w procesie optymalizacji testów lokalizacyjnych podstawo- 
wym nośnikiem informacj i o przyczynowo-skutkowych związkach w obiekcie 
była macierz stanu [4Jo 
W proponowanej metodzie podstawą budowy testu jest macierz incydencji 
która odzwierciedla przyczynowo-skutkowe związki stanowiące punkt wyjś- 
cia do przetworzenia jej w macierz stanu, według opracowanego programu 
realizowanego przez komputer o 
W tym celu na bazie strukturalno-logicznego modelu obiektu /rys.lLna- 
leży zbudować model topologiczny obiektu /rYS02/. 
Niech C oznacza mac ierz incydencj i grafu Imadei u topologicznego o- 
biektu/ oraz niech będą spełnione następujące relacje: 


Co C 


Ck 


/C k - l x Ck_l/ + Ck-I' k 


1,2,. o . 


( l)
>>>
Zastosowanie modeli topologicznych... 


99 


Rysol. Strukturalno-logiczny model obiektu 


Rys.2.Topologiczny model obiektu w postaci POD
>>>
100 


A.Przybylski, MoWoropay 


W teo
ii tzw. macierzy zero-jedynkowych [10J dowodzi się,że istnieje 
takie k, dla którego C k + l = Ck. Macierz, dla której spełniony jest ten 
warunek, określona jest jako macierz dróg. Po przeprowadzeniu operacJ
 
inwertowania każdego elementu macierzy dróg, otrzymuje się poszukiwaną 
macierz stanu obiektu. Dzięki zastosowaniu opisanej procedury przy bu- 
dowie macierzy stanu, analiza związków przyczynowo-skutkowych ogranicza 
się tylko do elementarnych - z podzbiorów {rt1, to znaczy TS l [lJ. 
"Swobodne" korzystanie z relacj i typu r l i odpowiednich modeli topo- 
logicznych w celu zbudowania macierzy stanu, dla większości układów 
mechanicznych jest złożoneo Niezbędne jest opracowanie kilku dodatkowych 
procedur, których wyjaśnienie jest możliwe na bazie podstawowych pojęć 
teoretycznej diagnostyki, takich jak: obiekt diagnozy, obiekt diagnosty- 
ki, proste, dualistyczne i złożone obiekty diagnostyki oraz diagnostyczna 
idealizacja. 
Obiekt diagnozy to realnie istniejący w rzeczywistości technicznej 
obiekt, nad którym dokonana jest jedna z podstawowych operacji diagnosty- 
cznych: diagnoza, geneza, prognoza. 
Diagnostyczną idealizację określa się jako szczególny sposób odwzo - 
rowania
 ,w którym najbardziej ogólne wła
ciwości realnie istniejące- 
go obiektu technicznego 10TI wyrażone są przez pojęcia: prosty, dualisty- 
czny i złożony obiekt diagnostyki 100/0 Można zapisać: 


.11. OT - OD o 


Tam samym obiekt diagnostyki jest uogólniony konceptualnym modelem, 
obiektu diagnozowania o 
Pojęcia prostego i złożonego obiektu diagnostyki w literaturze cy- 
bernetyki technicznej nie zostały określone w spos6b jednoznaczny o 
W niniejszym opracowaniu przyjęto, że złożony obiekt diagnostyczny 
IZODI charakteryzuje się: 
- dużą liczebnością zbioru parametrów określających bezpośrednio lub 
pośrednio stan techniczny obiektu ICl/, 
- brakiem prostych wzajemnie jednoznacznych przyczynowo - skutkowych 
związk6w między parametrami IC 2 /, 
- niejasnym charakterem wewnętrznych stanów towarzyszących proceso- 
wi degradacji obiektu IC3/, 
- trudnością zbudowania blokowej struktury imitującej funkcjonowa - 
nie obiektu IC4/0 
Cecha czwarta występuje jako naturalna konsekwencja posiadania trzech 
pierŃszych cech jednocześnie: 


OT -ZOO: CI A C 2 /I. C 3 ::;. C 4 


W prostym obiekcie diagnostyki lokalizacji miejsca uszkodzenia do- 
konuje się w oparciu o model topologiczny w postaci skierowanego grafu 
Węzły w topologicznym modelu odpowiadają jednocześnie trzem elementom: 
jednemu z blok6w badanego obiektu, jednemu ze stanów oraz jednemu ze 
sfJra'Nclzeil. .
>>>
Zastosowanie modeli topologicznych... 


101 


Prosty obiekt diagnostyki charakteryzuje Sięl 
- jednoznaczną zależno
cią między wielko
cią sygnału każdego z blo- 
ków obiektu technicznego a stanem technicznym bloku, 
możliwo
cią stosowania tzw. zasady geograficznej, polegającej na 
sposobie poszukiwania miejsc uszkodzeń, w którym każde sprawdzenie 
związane jest /chociażby my
lowo/ z wyj
ciem tylko jednego bloku, 
prawdopodobieństwo uszkodzenia więcej niż jednego bloku jest blis- 
kie zeru, 
identyczno
cią macierzy stanów i zdarzeń. 
Zdarzeniem będziemy nazywać taki stan obiektu, przy którym warto
ć 
rozpatrywanego parametru przekracza granice dopuszczalne. 
W dualistycznym obiekcie diagnostyki lokalizacji miejsca uszkodzenia 
dOkonuje się czę
ciowo !nietrYwialny dualistyczny obiekt! lub całkowicie 
!trywialny dualistyczny obiektl w oparciu o model topologiczny w postaci 
skierowanego grafu. Węzły w topologicznym modelu tworzą dwa różne pod- 
b' D Ov 1. On d b . Ó Ovl któ ł d . d . t l 
z 
ory c( 
 Dp . Po z 
 r Di ,w rym węz y o pow
a aJą rzem e e "- 
mentom: jednemu z bloków, jednemu ze stanów, jednemu ze sprawdzeń:podzbiór 


\,J
ZŁY 


\,J 

 
Z 
.( 
Y 


1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 
1 1 1 1 
2 1 1 
3 1 1 
4 1 1 
5 1 1 
6 1 1 
7 1 1 
8 1 1 
9 1 1 1 
10 1 l 
11 1 1 
12 1 1 1 
13 1 1 
14 1 
15 1 1 1 


Rys.3.TOpologiczny model obiektu w 
postaci DOD 


o v 1 
Dp ,w którym węzły 
/rys.4!. 
Dla trywialnego 
pełna jednoznaczno
ć 


odpowiadają dwóm elementom, zdarzeniu i sprawdzeniu 


dualistycznego obiektu diagnostyki zachowana jest 
odwzorowań, 


o O 
'::id. V f. - Dd. V ('J
>>>
102 


AoPrzybylski, M.Woropay 


1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 
1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 
2 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 
3 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 
4 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 
5 1 1 l 1 l 1 1 l 1 1 1 1 
S 6 1 1 1 l 1 1 l l 1 1 1 1 1 
T 7 1 1 1 1 1 1 1 l 1 1 1 1 1 
A 8 1 l 1 l l l 1 l 
N 
Y g 1 I l \ l 1 l 1 
10 l l 1 l l 1 1 1 l f I l 
11 1 1 1 1 1 l 1 l 1 1 1 1 
12 1 1 l 1 l 1 1 l l 
13 1 1 l l 1 
14 1 l 1 l l l l 1 1 l l l 1 
( 15 1 1 l 1 1 1 l 1 1 ' 
II 


SPRAWDZENIA 


RYS040 Macierz incydencji 


dzięki czemu możliwe jest wykorzystanie metod logicznych dla 
nia test6w lokalizacyjnycho W pracy analizie poddano tylko tę 
biekt6w diagnostycznych. 
Wprowadzenie podzbioru Df O jest konieczne dla większości realnych 
obiekt6w, zwlaszcza gdy bazową informacją o przyczynowo-skutkowych związ- 


projektowa- 


grupę 0- 


kach jest macierz incydencji o 
Dla wielu układów mechanicznych, obok sprawdzeń związanych bezpośre- 
dnio z "wyjściem" bloku, istnieje grupa sprawdzeń odnosząca 
ię do stanu 
technicznego układu w całości o Sprawdzenia te dotyczą pomiarów tzw. para- 
metrów og6lnego stanu technicznego /poziom oleju w baku, temperatura o- 
leju, materialy zużycia w oleju, poziom szumu i wibracji i wie
e innych/o 
Na rysunku 5 przedstaniony jest węzeł "15", który może być utożsa 
miony z dwoma elementami: zdarzeniem - obniżeniem lepkości oleju i spraw- 
dzeniem - pomiarem temperatury o 
Algorytm przejści
 od macierzy incydencji do macierzy stanu jest 
następujący: 
A - budowa topologicznego modelu w 
- podział element6w DoG v (3 
- określenie relacji typu 


przestrzeni DL v (3 : 
na l De(. i Df3 
r dla odwzorowań 


DO; - D
 


oraz 


DiJ -- Do; 
- wprowadzenie takiej numeracji węzł6w, w kt6rej mniejsze 
numery otrzymują węzły Do; , a większe numery otrzymują 
węzły Df3 ' 
-B - budowa macierzy incydencji, 
C - wyznaczenie macierzy dr6g,
>>>
Zastosowanie modeli topologicznycho.o 


. 103 


Rys.5.Macierz zdarzeń i macierz stanu 


D - wyznaczenie macierzy zdarzeń, 
E - wyznaczenie macierzy stanu. 
Wyznaczenie macierzy stanu dla dualistycznego 
biektu 
konuje się poprzez "odcięcie" w macierzy zdarzeń wierszy z 
numerami, odpowiadającymi podzbiorowi D
 . Relacja procedur 
liwa jest tylko przy pomocy techniki komputerowej i stanowi 
wstęp dla złożonej optymalizacji testów lokalizacyjnych. 


diagnostyki do- 
największymi 
C,D i E moż- 
nieodzowny 


3 0 OPTYMALIZACJA TESTÓW LOKALIZACYJNYCH 


Zakładamy, że test lokalizacyjny może być przedstawiony w postaci 
drzewa sprawdzeń HI 'JT h V S ; V I, gdzie: S-podzbiór węzłów zewnętrznych drze- 
wa /hipotetyczne stany obiektu/,JT h - podzbiór węzłów wewnętrznych /spraw- 
dzenia testowej, V - podzbiór gałęzi drzewa Irys.6/. 
proj
ktowany test diagnostyczny będzie optymalny je
li tzw. 
rednie 
uog6lni.one koszty realizacji diagnostycznych sprawdzeń - Q/ 1J I - będą mi- 
nimalne. Dla każdego sprawdzenia 
k' powinien być spełniony warunek: 


o . r, 00 00 01 01 J 
Q/Sk 1= m
n Lqk+p/Ski I Q/S ki l+p/Ski I Q/Ski I 


(3) 


gdzie:
>>>
104 AoPrzybylski, M.Woropay 


Rys.6. Graf przejść automatu: 
P!K - stan początkowy, 11' -wybór sprawdzenia, S-wybór 
stanu, O-wyznaczenie nowej macierzy stanu wesług ne- 
gatywnego rezultatu sprawdzenia, I-wyznaczenie no- 
wej macierzy stanu według pozytywnego rezultatu spraw- 
dzenia, ł -"ruch" w kierunku inicjującego węzła ł -"ruch 
w kierunku węzłów stanu 


Stosunkowo szybką i nie wymagającą dużej pamięci metodą optymalizac - 
ji jest metoda gałęzi i granic L7J. 
Niech sprawdzenie TI l dzieli zbiór stanów S na dwa niepuste podzbiory 
SIO i S1 1 . W proponowanej metodzie pewne nieznane 
rednie uogólnione 
koszty realizacji diagnostycznych sprawdzeń Q/SIOI i Q/Sl11 zamienia się 
ich dolnymi granicami QM/SIOI i QM/Sl1/. 
Dolna granica 
rednich uogólnionych kosztów realizacji testu lokali - 
zacyjnego, rozpoczynającego się od inicjującego sprawdzenia TI l ,wynosi, 


QM/11'l'SI = ql LP t + QM/ S I OI + QM/ S l 1 1 


(4 ) 


St e S 


Ze wszystkich mo
liwych inicjujących sprawdzeń wybiera się to ,które 
posiada najmniejszą warto
ć QM. 
Dla każdego z podzbiorów SlO i Sll , okre
lonych na pierwszym etapie, 
dokonuje się wyboru optymalnej kombinacji {1T k' '11' j ł: 


QM/1T k , S 1 01 = qk E P t + QM/S k °°1 + QM/ S k O l /, 
° 
St E S l (5) 
1 QM/s. IO I + QM/S j 11 1 
QM/1r j ,Sl I qk L P t + . J 
St e:: S l 
l
>>>
Zastosowanie modeli topologicznych... 


105 


przy czym: 
S O = S 00 S OI. 
1 kUk' 


S I l = S.10 U S.lł. 
J J 


Stąd dolna granica dla zbioru {TI l , TIk' TIj;S} , 


QM/ :ITI' 'JT k , Trj;S/ 



 O l 
ql L..P t + QM/1T k 'SI / + QM/11'j,Sl / . 


(6) 


St E S 


Wzór na okre
lenie warto
ci dolnej granicy testu lokalizacyjnego,roz- 
poczynającego się od sprawdzenia )Tl' ma następującą postać: 


QM/'JT l ,sl 


f-l k-f-l 
ą l It + 
 pil qf-rt + L p* 0* (7) 
do 5 qk-f- 
A=l ó" =1 
St e S' 


gdzie: 
p* - binarne prawdopodobieństwo [9), 
q* - bezpo
redni uporządkowany koszt realizacji sprawdzenia, 
k - liczba rozróżnialnych stanów obiektu, 
f,k-f - liczba rozróżnialnych stanów obiektu w zależności od rezulta- 
tu sprawdzenia. 


Ze wzoru (7) wynika, że budowa testu diagnostycznego w postaci drze- 
wa sprawdzeń odbywa się od strony inicjującego sprawdzenia 'JT l . Przy czym, 
kOmbinacja sprawdzeń, która okaże się optymalna na danym etapie optyma- 
lizacji' wchodzi zawsze w podzbiór optymalnego ostatecznego rozwiązania. 
Fakt ten umożliwia stopniowe odciążenie pamięci komputera w procesie 
optymalizacji. Z podanych wZorów nie wynika jednak, jaka powinna być 
kolejność obliczeń w podzbiorach sOO ora
 sOl,.a tym bardziej SOOOI
OXQ, 
SOOll,SOOI0 czy też SOlOI, S0100, S0110 i podobnie w podzbiorach slO i 
Sll, przy czym, liczba samych zbiorów i ich kombinacja nie jest znana. 
Przedstawiony problem należy do tej grupy zadań, które nie są roz- 
wiązywalne na bazie tradycyjnych metod matematycznych. Zadania tego typu , 
odnoszą się do tzw. zadań sztucznego intelektu [SJ, z których czę
ć 
udaje się rozwiązać na bazie teorii automatów (3). 
Program obliczeniowy można okre
lić jako nietrywialny automat 
Mealy'ego. Graf przej
ć automatu przedstawiono na rysunku 7. 


87 8 ,,\ 
L--D! 0 
\!J 
 ;I 
CJ CD 
8
 


Rys.7.Drzewo decyzji i sposób jego "obrysowania" przez komputer
>>>
106 


A.Przybylski, M.Woropay 


Z 'Jrafu przejść wynika, że w programie obliczeniowym zalożone są 
dwa priorytety: al priorytet przemieszczenia "vi dół", bl priorytet nega - 
tywnego rezultatu sprawdzenia. Na rysunku 6 
rzedstawiono przykład testu 
w postaci drzewa sprawdzeń,odpo'viadający strukturalno-logicznemu ffiade- 
lowi na rysunku 1 i jego topologicznemu obrazowi na rysunku 2. Wyboru 
kolejnych węzł6w komputer dokonyv;ał w oparciu o wzory (5), (6) , (7). Łuki 
ukazuj ą kierunek optymalnego "ruch u" komputera w procesie obliczetl i wy- 
kreślenia drzewa sprawdzeń. 


4. PODSUMOWANIE 


Realizacja wielu bardzo kosztownych procedur diagnostycznych odnoszą- 
cych się do tzwo eksperyn
ntalncj diagnostyki musi być poprzedzona wstęp- 
ną lOkalizacją miejsca uszkodzenia. Ma to szczególne znaczenie dla dużych 
obiektów technicznych, których prawid łowe funkcjonowanie związane 
jest z istnieniem jednoznacznie wyrażonych przyczynowo-skutkowych związ- 
ków między poszczeg6lnymi urządzeniami lub podzespołami obiektuo 
W takich przypadkach stosowanie modeli logicznych jest uzasadnione 
i konieczne. Wprowadzone przez autorów pojęcia z zakresu teorii diag
os - 
tyki i związane z nimi procedury optymalizacyjne umożliwiają wykorzysta 
nie techniki obliczeniowej do automatyzacji budowy odpowiednich testów 
diagnostycznych. 


LITERATURA 


[lJ Berge Co: Theorie des graphes et ses applications.Ed.2,Paris 1963 
[2J Brach I., Walczewski R.: Koparki jednonaczyniowe.WNT,Warszawa 1982 
[3J Brauer W.:Automaten theorie.Teubner, Stuttgard 1984 
[4J Hebda M. i inni: Podstawy diagnostyki pojazdów mechanicznychoWKL,War- 
szawa 1984 
[5] Kollakot R.A o: Diagnosti rowanie mechaniczeskogo oborudowar, ia. Sudos - 
trojenie, Leningrad 1980 
[6J Lipiński Jo: Hydrauliczne urządzenia transportu o liKŁ,Warszawa 1980 
[7J Mozgalewski A.W., Gaskarow D.W. :Technlceskaja diagnostikao Wysszaja 
Szkoła, Moskwa 1975 
[8J Po
ow EoW., Fridman G.Ro: Algorytmiceskije osnowy intelektualnych ro- 
botow i iskustwennogo intelekta. Nauka, Moskwa 1976 
[9J Taha H.A.: Operations research. Macmillan eoo, New York 1980 
[lOJ Tarakanow B.E.: Kombinatornyjc zadaci i 0,1 - matricyo Nauka, Moskwa 
1985
>>>
Zastosowanie modeli topologicznych... 


107 


APPLICATION OF TOPOLOGY MODELS FOR UPTIHIZATION or 
DIAGNOSTIC PROCEDURES 


Summary 


In thispaper has been presented design method of diaqnostic testson 
the base of topology models enabling using computers for optimization 
procedures. 
Many new notions in the field of diagnostic theory have been intro - 
duced for give possipility to formulate the report ing problem in systema- 
tic way, touching it from various points o: view.
>>>
AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA IM. JANA I JĘDRZEJA ŚNIADECKICH W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOlVE 184 - MECHANIKA 1361 - 1994 


Andrzej Przybylski 
Maciej Woropay 


METODA OPTYMALIZACJI PROCESÓW DI
GNOZOWANIA ZŁO
ONYCH OBIEKTÓW 
TECHNICZNYCH 


Wyznaczenie rzeczywistego stanu złożonego obiektu technicznego 
przy pomocy aparatury diagnostycznej odbywa się według wcze
niej ok- 
reślonego algorytmu - testu diagnostycznego.Brak danych o rozkładach 
prawdopodobieństw uszkodzeń utrudnia przeprowadzenie optymalizacji 
ilości i kolejności pow
ar6w diagnostycznych. 
W pracy zaprezentowano metodę budowy wskaźników istotno
ci funk- 
cjonalnej badanych urządzeń, umożliwiających wprowadzenie dodatkowego 
kryterium optymalizacji, związanego z liczbą relacji i czasem ich 
trwania. 


10 WSTĘP 


Diagnozowanie okre
lamy jako zespół procedur niezbędnych do oceny 
rzeczywistego stanu obiektu technicznego. Proces diagnozowania można po- 
dzielić na dwa etapy. Etap pierwszy to ocena zdatno
ci obiektu. Etap drugi 
- w przypadku stanu niezdatno
ci - to okre
lenie przyczyny uszkodzenia. 
Wyjaśnienie przyczyny uszkodzenia możliwe jest dzięki przeprowadzeniu 
specjalnych test6w diagnostycznych. 
Przez test diagnostyczny rozumie się zbiór sprawdzeń niezbędnych do 
wyznaczenia wyróżnionych stanów obiektu. Ze względu na spos6b przeprowa 
dzenia kolejnych sprawdzeń, dzieli się je na testy o stałej i zmiennej 
lIczbie sprawdzeń. Te ostatnie dzieli się na testy bezwarunkowe i testy 
warunkowe [4]. Najbardziej efektownymi testami są testy warunkowe, jed 
nakże ich opracowanie i optymalizacja, nawet z wykorzystaniem nowoczes 
nych środków obliczeniowych, jest utrudniona. 
Na ostateczną posta6 testu i jego miejsce w systemie diagnostycznym 
znaczny wpływ wywiera model matematyczny, jaki wykorzystuje się do opisu 
obiektu diagnozy o Rozpowszechn
ienie tzw. systemów operacyjnych korzystnie 
wpłynęło na rozwój modeli mavematycznych ppartych na metodach logicznych. 
W tym przypadku zakłada Si
,( że w obiekre technicznym można IchociażbYI1!f- 
ślowo! wyróżnić odrębne b
oki, przy czym sygnał "wyj
cia" z jednego bloku 
jest sygnałem "wejścia" ella bloku sąs1edniego. Poważnym ograniczeniem sto- 
sowania takich modeli jest postulat o jednoznacznej zależno
ci między 
wielkością sygnału wyjściowego a stanem technicznym elementu obiektu -blo- 
ku. Druyi postulat dotyczy koniecznOśc\ identyfikacji warto
ci samego syg-
>>>
110 


AoPrzybylski, MoWoropay 


nału. Z reguły wprowadza się pewną wartość kryterialną sygnału diaynosty- 
cznego, na podstawie której, rzeczywistej wa
tości sygnału mierzonego przy- 
porządkowuje się jedną z dw6ch liczb {O, l} . 
Pomimo tych ograniczeń, dla wielu układów, takich jak, układy hydra- 
uliczne, układy pneumatyczne, niektóre układy sterujące, testy diagnosty- 
czne oparte na modelach logicznych dają zadowalające rezultaty [7Jo 
W testach tego typu istotną rolę odgrywają dwie grupy danych, Pier- 
wsza grupa, to dane określające przyczynowo-skutkowe związki między blo - 
kami obiektu lopisuje się je w postaci macierzy incydencji/. Drupa gru- 
pa, to dane dotyczące właściwości samych blok6w, wyrażone w rozdziałach 
prawdopodobieństw ich stan6wo 
Projektowanie tego typu testów odbywa się przy pomocy maszyn liczą- 
cych. Algorytm obliczeń układa się wykorzys tuj ąc og61ne z as ady metody 
dynamicznego programowania [S] o 
Realizacja testu rozpoczyna się od wyboru pierwszego sprawdzenia n k , 
kt6re dzieli zbiór możliwych stan6w S na dwa podzbiory: Ska i Sklo Do 
pierwszego podzbioru wejdą wszystkie te stany, dla których sprawdzenie 
rr k daje rezultat negatywny, do drugiego podzbioru wejdą te stany, dla 
których rezultat sprawdzenia daje wynik pozytywny. Jeśli w rezultacie 
realizacji kOlejnych sprawdzeń okazało się, że stan, w kt6rym znajduje 
się obiekt, jest elementem podzbioru Sk O , to następne sprawdzenie dzieli 
podzbi6r Sk O na dwa podzbiory, Ski OO i Ski Ol 
Prawdopodopieństwa negatywnego i pozytywnego rezultat sprawdzenia1T k 


wynoszą odpowiednio: 
00 L pl Stl L p/stl 
piSki I 
St e. Ski 00 O 
St E: Sk 
(1) 
Ol E p/Stl E p/stl 
piSki I 
Ol O 
StE. Ski St E Sk 


Projektowany test diagnostyczny będzie optymalny, jeśli tzw. śred- 
nie uog6lni
ne koszty realizacji sprawdzeń diagnostycznych - Q(IT) będą 
minimalne. Dla każdego sprawdzenia 
k' powinien być spelniony warunek: 


Q/SkOI 


min [gk+P/SkiOOI 


Q /Sk ,OO I Ol I Ol /J 

 + piSki I.Q Ski 


(2) 


gdz ie : 


gk - koszt bezpośredni realizacji sprawdzenia n k , 


Istotną przeszkodą, uniemożliwiającą wykorzystanie wszystkich przed- 
stawionych zależności, jest brak informacj i o rozkładach prawdopodobieństw 
zaistnienia wyróżnionych stan6w badanego obiektu. Z tej przyczyny, algo - 
rytm oparty na metodzie dynamicznego programowania należy zmodyfikować,u- 
względniając tylko przyczynowo-skutkowe związki między blokami badanego
>>>
Metoda optymalizacji... 


111 


układuo Jednakże następuje znaczny wzrost liczno
ci podzbioru rozwiązań 
dopuszczalnych wskutek zaistnienia tzw. źle uwarunkowanego zadania diag - 
nastycznego. 


Ograniczenie liczności zbioru rozwiązań dopuszczalnych jest 
dzięki wykorzystaniu w diagnostyce podstawowych zasad i metod 
systemów złożonych. 
Najbardziej rozpowszechnione i efektywne - w 
informacji - jest wykorzystanie metod opartych na 
systemó;, [2J. 


możliwe 
analizy 


warunkach ograniczonej 
informacyjnej teorii 


2. WYZNACZENIE WSKAŹNIKÓW ISTOTNOŚCI FUNKCJONALNEJ 


Zdaniem autor6w, podanie krótkiej i zwięzłej definicji pojęcia 
wskaźnika istotności funkcjonalnej dla abstrakcyjnego obiektu techniczne- 
go, na obecnym etapie badań, nie jest możliwe. 
Wyznaczenie wskaźników istotno
ci funkcjonalnej dla każdego obiektu 
diagnostYcznego powinno przebiegać zawsze z uwzględnieniem jego poqstawo- 
wych właściwości określonych przez takie elementy, jak: cechy konstruk 
cyjne, warunki funkcjonowania obiektu linaczej sposób .naj emnego oddz ia - 
ływania obiektu i środowiska/ oraz dominujące procesy zachodzące w trak - 
cie funkcjonowania i degradacji /starzenia się/ obiektu. 
Jako rzeczywisty obiekt techniczny, konieczny dla prezentacji me- 
tody, wybrano układ napędowo-sterujący hydrostatyczny koparki jednonaczy- 
niowej /EO-3322B/ (1),[3Jo 
Powszechnie wiadomo, że dowolny układ'napędowo-sterujący, w którym 
wykorzystuje się energię potencjalną lub kinetyczną cieczy, tworzy bardzo 
silnie powiązaną ze sobą grupę jednostek roboczych Ibloków/. Jakakolwiek 
zmiana w prawidłowości funkcjonowania jednego z urządzeń wywołuje istot- 
ne zmiany w warunkach funkcjonowania "sąsiednich". W hydronapędach ma- 
szyn pracujących w wyjątkowo ciężkich warunkach /maszyny budowlane, ma- 
szyny górniczej nierzadko obserwuje się zjawisko "lawinowej" degradacji 
oddzielnych podzespołów [3J. Można hipotecznie przyjąć, że urządzenie 
/jednostka robocza/ posiadające większą liczbę relacji z innymi urządze -. 
niami takiego układu jest w 
iększym stopniu narażone na proces "wzajem- 
ncj degradacj i". Z punktu widzenia diagnostyki, w warunkach ograniczonej 
informacji, wskaźnik istotności urządzenia /bloku/ powinien być określany 
z uwzględnieniem liczby relacji i czasu ich trwania. Dominujący typ re- 
lacji zachodzących w r6żnych obiektach będzie inny. Tym niemniej, na ba - 
zic uniwersalnych r6wnań określających przepływ procesów informacyjnych w 
zbior7c n-obiekt6w [2J, można wprowadzić istotne ograniczenia.
>>>
112 


A.Przybylski, M.Woropay 


Równania te mają postać' 


J l J 11 + J 12 + 
J 2 J 21 + J 22 + 
J i J il +J i2 + 


+J 11 + 
+ J 21 + 


+ J ln 


+ J 2n 


(3) 


+ J ii + ... + J in 


J n 


J nl + J n2 + 


+ J ni + ... + J nn 


przy czym 


J ij R ij . M j 


gdzie: 


J i - informacja pełna o obiekcie Mi 
J ij - informacja wzajemna o wpływie obiektu M j na obiekt Mi 
J ii - informacja własna obiektu Mi 
R ij - przenikalność informatyczna 
rodowiska 


Wektor J = /J 1 , J 2 , ... , J n / określa się jako wektor pełnej infor - 
macji o zbiorze n - obiekt6w. 
Analiza funkcjonalnej istotności obiekt6w była prowadzona przy u- 
względnieniu następuj ących założeń: 
1/ R ii - O, informacja własna obiektu jest "nieistotna" Inieznana/, 
2/ R ij = Rji' rozpatrywane są tylko oddziaływania wzajemne, 
3/ / IJ. .1;'" 0/, badana jest nie wielko
ć IJ..\ , a jedvnie sam fakt 
1) 1) . 
jej występowania. 
Badania okre
lonych w ten sposób relacji jest możliwe przy wykorzys- 
taniu matematycznych zależności algebry Boole'a, stosowanych w teorii 
niezawodno
ci [SJ. W odróżnieniu od tradycyjnego podejścia, r6wnania 
algebry logiki powinny opisywać nie strukturę obiektu a strumienie mocy, 
z kt6rymi powiązane są oddzielne urządzenia hydronapędu. 
W hydronapędach maszyn ciężkich kierunek przepływu strumienia mocy 
zmienia się okresowo, co daje możliwość wypełnienia r6żnych operacji ro - 
boczych. 
W pełnym cyklu roboczym koparek hydraulicznych można wyr6żnić na- 
stępujące operacje, 
A - ruch bezpo
redni narzędzia roboczego, 
B - ruch ramienia narzędzia roboczego, 
C - ruch wysięgnika, 
D - jednoczesny obr6t nadwozia i ruch wysięgnika, 
E - jednoczesny obrót nadwozia i ustawienie ramienia narzędzia ro- 
boczego, 
F - jednoczesny obr6t nadwozia i ustawienie narzędzia, 
G - ruch przyspieszony nadwozia.
>>>
Metoda optymalizacji... 


113 


W procesie dekompozycji hydronapędu koparki wyróżniono 23 elementy 
/bloki - urządzenial biorące udział w kolejnych operacjach. Wszystkie e- 
lementy zostały przedstawione w tabeli 1. 


Nr 


Urządzenie 


1 silnik zewnętrzny układu 
2 pierwsza pompa agregatu pompowego 
3 druga pompa agregatu pompowego 
4 blok zaworowy akumulatora 
5 akumulator serwosterowania 
6 zaw6r przeciążeniowy pierwszego rozdzielacza 
7 zaw6r przeciążeniowy drugiego rozdzielacza 
8 pierwszy blok serwosterowania 
9 trzecia sekcja drugiego rozdzielacza 
10 siłownik łyżki koparki 
11 układ filtr6w 
12 blok synchronicznego serwosterowania 
13 czwarta sekcja pierwszego rozdzielacza 
14 czwarta sekcja drugiego rozdzielacza 
15 siłownik ramienia łyżki 
16 drugi blok serwosterowania 
17 druga sekcja drugiego rozdzielacza 
18 siłownik wysięgnika koparki 
19 trzeci blok serwosterowania 
20 trzecia sekcja pierwszego rozdzielacza 
21 silnik hydrauliczny obrotu nadwozia 
22 czwarty blok serwosterowania 
23 pierwsża sekcja drugiego rozdzielacza 


Tabela l 


symbol 


Xo 
xI 
x 2 
x 3 
x 4 
x 5 
x6 
x 7 
x 8 
x 9 I 
x I0 
xII 
x 12 
x 13 
x 14 
x 15 
x 16 
x 17 
x 18 
x 19 
x20 
x 21 
x 22 


Należy zwrócić uwagę na fakt, że opisane relacje trwają w konkretnym 
przedziale czasu At j i ich liczba m rj dla r-tego urządzenia może być 
zmienna w okresie obserwacji T. Wówczas iloczyn mrj'
 j / 
j =At j /T/sta- 
nowi wskainik udziału czasowego rozpatrywanych relacji w okresie obserwa- 
CJ
 T. Kolejne odcinki czasowe At j związane są z wykonywaniem cyklicz - 
nie powtarzających się operacji w procesie funkcjonowania obiektu tech- 
nicznego. 
Aby wyznaczyć istotno
ć przyjętego wskainika m rj ' Oj' proponuje się 
odnie
ć jego warto
ć do pełnego zbioru relacji i czasu ich trwania za 
pełny okres obserwacji. przyjmując powyższe, wskainik funkcjonalnej istot- 
no
ci można wyznaczyć z następującej zależno
ci:
>>>
114 


A.Przybylski, M.Woropay 


K 
r 


J 
E m. . Oj 
j=1 r] 
J I, 
E 2: J i 'n o 'jj, 
j=l i=l ij J 


(4) 


gdzie, 


m rj - liczba relacji r-tego urządzenia w j-ej operacji 
n ij - liczba urządzeń posiadających i-relacji w j-eJ operacJ1 
Oj - współczynnik proporcjonalny długości trwania j-ej operacji 
Ij - maksymalna liczba relacji w j-ej operacji 
J - liczba operacji w cyklu roboczym koparki 


Analizowane relacje zachodzące między urządzeniami /blokami/ układu 
dla jednej z operacjio Na rysunku 1 przedstawiono schemat blokowy układu 
odnoszący się tylko do operacji Do 


Rys.l. Schemat blokowy układu w operacji D 


R6wnania algebry logiki okre
lono przy uwzględnieniu 
założ eń, 
1/ r6wnanie relacji dla danej operacji jest sumą logiczną równań re- 
lacji określonych niezależnie dla każd2j pompy, 
2/ r6wnanie relacji dla każdej pompy jest sumą logiczną równań re- 
lacji okre
lonych niezależnie przy uruchomionych i nie uruchomiono' 
nych zaworach przeciążeniowych. 
R6wnanie relacji określone przez operację D dla pierwszej pompy a- 
gregatu pompowego, przyjmuje następującą postać, 


następujących 


Yl/D/ = xl &{[/X3
X4&X18 v X5/&XI9&X20VX5JBt X l0 } 


( 5) 


a dla drugiej pompy agregatu pompowego: 


Y2/ D / = X2&{[/X3&X4&X15VX6/&XI6&X17vxJ&x,o] 


( 6)
>>>
Metoda optymalizacjio.o 


115 


a także 


X/Dl : /Y 1/0/ v Y 2 /D/ / &XO 


(7) 


Schemat logicznych powiązań między wyróżnionymi urządzeniami przed - 
stawiono na rysunku 2. 


X3 X
 X1S X6 X16 X17 X10 X18 X5 X19 X20 X1 XO 


Rys.2. Schemat powiązań logicznych w operacji D 


Odpowiednie przekształcenia można realizować przy pomocy tzw. macie- 
rzy logicznych [6J . W tym przypadku, równania algebry logiki powinny być 
dopcowadzone do postaci koniunkcji, dysjunkcji i przeczenia. Przy czym, 
koni
cja określana jest przez umiejscowienie symboli logicznych w wier - 
szu, a dysj
cja- przez umiejscowienie symboli w kolumnie. 
Macierz logiczna odzwierciedlaj ąca relacj e w operacj i D ma postać na- 
stęp.uj ącą: 


X 2 


X 3 


X 4 


X 7 x 16 x 17 
x 6 
x 6 
x lS x 19 x zo 
x 5 
x 5 


X 10 


Xo 


Y/Dl: 


(S) 


Xl 


X 3 


X 4 


X I0
>>>
116 


A.Przybylski, M.Woropay 


Po przeprowadzeniu wszystkich koniecznych przekształceń otrzymujemy 
macierz logiczną następującej postaci, 


X 2 x 3 x 4 x 15 x 16 x 17 X IO Xo 
x 2 x 6 x 16 x 17 J{10 Xo 
Y/D/= x 2 x 6 x I0 Xo (9) 
xI x 3 x 4 x 18 x 19 x 20 J{10 Xo 
xl x 6 x 19 x 20 x I0 Xo 
xI x 5 x I0 Xo 


Uwzględniaj ąc udział czasowy operacj i 11' Ol, możemy wyznaczyć kolej- 
ne warto
ci m rD 'f O' 


mlD T D= m 2D T D 


0,363 


m 3D T D= m 4D r D = m 5D T D 


m 6D -r D =m 16D T D
7DY D=m 19D T D
ODt D=O,212 


m lOD 'f D 


0,726 


m 15D "6" D = m 18D T D = 0,121 


Po przeprowadzeniu podobnych obliczeń dla wszystkich operacji pełne- 
go cyklu roboczego koparki, otrzymujemy zbi6r wszystkich wartości {mr T j} 
koniecznych dla wjznaczenia wskaźników funkcjonalnej istotności każdego 
urządzenia. Dla pierwszej pompy agregatu pompowego są to następujące war- 
tości, 


m lA T A= 0,513; 


m lB r B 


0,858; 


m lC T C 


0,729; 


mlD 1" D 


0,363; 


m lE T E = 0,174; m lF 'f F 


0,126; 


mIG r G 


0,234; 


Zbiór wszystkich warto
ci {mr r j}' a także warto
ci iKr} , wyznaczo- 
nych na podstawie wzoru [4], zamieszczono w tabeli 2. Na rysunku 3 pned- 
stawiono uzupełniający histogram warto
ci iKr} kolejnych urządzeń uszere- 
gowanych ze względu na ich istotno
ć. 


Tabela 2 


m r j K '10 
x r 
A B C D E F G r 
Xl 0,5q 0,858 0,729 0,363 0,174 0,126 0,234 9,61 
x 2 0,513 0,858 0,729 0,363 0,174 0,126 0,234 9,61 
x 3 0,342 0,572 0,486 0,242 0,116 0,084 0,156 6,40 
x 4 0,342 0,572 0,486 0,242 0,116 0,084 0,156 6,40 
x 5 0,342 0,572 0,486 0,242 0,116 0,084 0,312 6,90
>>>
Metoda optymalizacji.o. 


117 


cd. tabeli 2 


X 6 0,513 0,572 0,729 0,242 0,116 0,084 0,156 7,73 
x 7 0,324 - - - - 0,042 - 1,23 
xa 0,684 - - - - 0,084 - 2,46 
x 9 0,684 - - - - 0,084 - 2,46 
x l0 1,026 1,716 1,458 0,726 0,348 0,252 0,468 19,22 
xl! - 0,572 - - 0,058 - - 2,02 
x 12 - 0,572 - - - - - 1,83 
x 13 - 0,572 - - 0,116 - - 2,21 
x 14 - 1,144 - - 0,116 - - 4,03 
x 15 - - 0,486 0,121 - - - 1,95 
x 16 - - 0,972 0,242 - - - 3,89 
x 17 - - 0,972 0,242 - - - 3,89 
x 18 - - - 0,121 0,058 0,042 0,078 0,96 
x 19 - - - 0,242 0,116 0,084 0,312 3,12 
x 20 - - - 0,242 -O I 116 0,084 0,312 3,12 
x 21 - - - - - - 0,078 0,25 
x 22 - - - - - - 0,156 0,50 
Xo 1,026 1,716 1,458 0,726 0,348 0,252 0,468 19,22 


J(,'lo'
 


10 


5 


O' O 1 2 6 5 3 4 14 16 17 19 20 


x. 
. 


Rys.3. Histogram wskatnik6w funkcjonalnej istotno
ci urządzeń 
w cyklu roboczym koparki 


3. ZAKONCZENIE 


Projektowanie optymalnych system6w eksploatacjnych i 
ci
le z nimi 
związanych systemów diagnostycznych jest przedmiotem zainteresowania sze- 
rokiego kręgu badaczy stosujących osiągnięcia cybernetyki technicznej. 
Tradycyjne metody badania efektywno
ci -r6żnego typu obiekt6w,sposobu ich 
wzajemnego oddziaływania z otoczeniem okazują się bezużyteczne wskutek 
braku niezbędnej informacji. Niestety dotyczy to także wielu dziedzin
>>>
118 


AoPrzybylski, M.Woropay 


cybernetyki, gdzie często rozwiązuje się problemy związane nie ze sposoba- 
mi otrzymywania jakościowo nowej informacji, a jej "mechanicznego" prze 
twarzaniao 
W artykule podjęto próbę modelowania diagnostycznych tekstów w wa- 
runkach braku informacji opartej na tradycyjnych wskaźnikach niezawodności 
obiektuo Zastosowanie og6lnych zasad informacyjnej teorii system6w [2J po- 
zwoliło wykorzystać informacje pośrednie, a dotyczące takich ważnych czyn- 
ników, jak warunki funkcjonowania obiektu, charakter dominujących zja 
wisk w procesie funkcjonowania i stopniowej degradacji obiektu. 
Otrzymane wartości wskaźników funkcjonalnej istotności mogą być wy- 
korzystane jako jedno z kryteri6w niezbędnych do optymaplizacji diagnos 
tycznych procedur Iz uwzględnieniem (1) i (2)/. 


LITERATURA 


[IJ Brach l., Walczewski R.: Koparki jednonaczynioweo WNT, Warszawa,1982 
[2J Denisow A.Ao: Wwedienije w informacjonnyj analiz sistem.LPI, Leningrad 
1988 
[3 J Lipil1Ski J.: Hydrauliczne urządzenia transportu. v1KŁ, Warszawa, 1980 
[4J M:zgalewski A.W., Gaskarow DoWo: Techniceskaja diagnostika. Wysszaja 
Szkoła, Moskwa, 1975 
[5J Pospiełow D.A.: Łogiceskie metody analiza i sinteza sistem. Energoato- 
mizdat, Moskwa, 1981 
[6J Rabinin I.A.: Osnowy teorii i rasceta nadeżnosti sudowych sistem. Su- 
dostrojenije, Leningrad, 1967 
[7] Szenajch Wo: 'Przyrządy, uchwyty i sterowanie pneumatyczne.WNT, Warsza- 
wa 1983 
[8J Taha HoA.' Operations research. Macmillan CO., New York, 1980 


OPTlMIZATION METHOD OF MAKING A DIAGNOSIS OF COMPLEX 
TECHNICAL OBJECTS 


Summary 


Determining the real state of complex technical objects with the aid 
ot diagnostic apparatus goes on the algorithm prepared before,which is 
called - diagnostic testo Shortage ot date of defects probability distri - 
bution impedes to carry out optimization of quantity and succession of 
diagnostic measurementso 
In the paper has been presented method ot constructing significance 
functional indexes of tested objects, which make possible introducing ad - 
ditional criterion of optimization connected with the number of relations 
and the time of their duration.
>>>
AYADDlIA TECHNICZNO -ROLNICZA HI. JhNA I JĘDRZEJA ŚNIADECKICH vi BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 184 - MECHANIKA /36/ - 1994 


NicIla! Styp-Rekowski 


MECHANIZMY PROSTOLINIOWEGO RUCHU POST
POWO-ZWROTNEGO 


W artykule przedstawiono rozwiązania konstrukcyjne machani
mów 
realizujących prostoliniowe ruchy postępowo-zwrotne , zwanych modułami 
liniowymi. Zaprojektowana i wykonana rodzina modułów posiada napęd 
elektryczny lub pneumatyczny. Moduły te mogą realizować ruchy w za- 
kresie O - 1000 lub O 7 3000 mm. Zastosowane toczne łożyska liniowe 
pozwoliły 'na zminimali
owanie oporów ruchu. pr
eprowadzone badania 
eksploatacyjne prototypów potwierdziły prawidłowość pr
yjętych roz- 
wiązań konstrukcyjnych, a rezultatem tego są wysokie parametry ek- 
sploatacyjne osiągane przez moduły. 


l. WSTĘP 


Obserwowane coraz pows
echniejs
e stosowanie w procesach wytwórczych 
robotów, manipulatorów czy też całych elastycznych systemów produkcyjnych 
spowodowało wzrost zainteresowania konstruktorów rozwojem maszyn wykonują- 
cych proste ruchy postępowo-zwrotne, prosto- lub krzywoliniowe. zwanych 
modułami liniowymi. 
Wobec braku krajowych rozwiązań i jednoczeGnie rysującego się zapo 
trzebowania na tego typu mas
yny, w Katedr
e Obrabiarek i Robotów zaproje- 
ktowano i wykonano prototypy całej rodziny modułów liniowych o r'lchu pro - 
stoliniowym. Wykorzystując doświadczenia specjalistyc
nych firm zagranicz- 
nych opracowano własną oryginalną wersję modułów [IJ. 


2. KONSTRUKCJA MODUŁÓW 


2.1. Korpus 


Korpus modułu /11 tworzy ceownik wraz z przyspawanymi b jego bocznych 
powierzchni rurami o przekroju kwadratowym /rys.l/. Rury te spełniają ro- 
lę uGztywni.ającą cały długi korpus, służą również jako elementy umożliwia- 
jące mocowanie modułu w żądanej pozycji. W kategoriach estetycznych u- 
zupełniają one ponadto bryłę modułu do prostopadłościanu. 
Ceownik mG obrobione jedynie dwa fragmenty zewnętrznych powierzchni 
pólek, do kt6rych przymocowane są listwy prowadhic. To ich prze
naczenie 
narzuca dokładność obr6bki, a ściślej, równoległość śladów tych powierz- 
chni na plaszczyznie prostopadłej do kierunku ruchu wózka.
>>>
120 


Michal Styp-Rekowski 


;,
 


l\! 

 
O 
"" 
U) 
O 
I 
U'I 


I) 
+J 
U) 
:, 
'N 
Q)' 
.... 
P. 
IJJ 
:, 
+J 

 
Q) 
e; 
I) 
.... 
I) 
I 
.. 


I) 
:ł 
O 
o 
..-1 

 
'V 
l\! 

 
o 
.... 
p. 



 
+J 
U) 
....-1 
".... 
"'" 
"'" 
'O 
o . 
S I) IJ 

 
 
iti o O 
,:........ 
N 
 
 
'O ..-1 I) 
:ł..... N 
O 
:,ItI"" 
=:':"" 
NU):' 
U ::-. N 
1).., .... 
Nap" 
..,,f 
p
 I :i 
o N +J 
p" 
 
. I) 
'nU) e; 
'0"1) 
.. p.,..... 

I) 
1)01 
N': r- 
.. I ' 
il.....'" 


.-i 


[I) 
:f:
>>>
Mechanizmy prostoliniowego ruchu... 


121 


2.2. Napęd i sterowanie 


Napęd modułów opracowano wariantowo. W zależno
ci od potrzeb, przygo- 
towano wariant z napędem elektrycznym lub z napędem pneum
tycznym. 
Wariant z napędem elektrycznym obejmuje dwie wersje, 
I - z silnikiem elektrycznym i 
rubą toczną, oznaczony symbolem 
MLS, 
II - z silnikiem elektrycznym i przekładnią z paskiem zębatym, ozna- 
czonym symbolem MLP. 
W każdej z tych wersji, kt6rych schematy napęd6w przedstawiono na rysunku 
2a,b, zastosowano silnik krokowy, co w znacznym stopniu ułatwia sterowanie 
napędem i tym samym wpływa dodatnio na dokładno
ć pozycjonowania. 


a) 



 


b) 


- 


""\J"\.f" 


lo ot 
foot 


Rys.2. Schematy 'kinematyczne napęd6w: 
a- ze 
rubą toczną, 
b- z przekładnią zębatą 


Śruba toczna o skoku 5 mm, połączona z silnikiem za pomocą podatnego 
sprzęgiełka mieszkowego, pozwala na zminimalizowanie strat energetycznych 
w napędzie i zapewnia r6wnomierno
ć ruchu w6zka. Wersję tę wykonano z mo- 
żliwo
cią przemieszczeń w zakresie O + 1000 mm. Zastosowanie przekładni z 
paskiem zębatym pozwala na wyeliminowanie po
lizg6w na pasku, co przy 
czynia się również do uzyskania dużej dokładno
ci pozycjonowania. Tę 
wersję wykonano w dwóch. odmianach, 
z możliwością przemieszczeń w zakresie O 1000 rr
 
z możliwością przemieszczeń w zakresie O + 3000 mm 
W przypadku odmiany dłuższej, wyraźny negatywny wpływ na 
zycjonowania ma sprężystość paska zębatego. 
Dzięki opracowanemu dla tego wariantu sterowaniu, do którego 
stano komputer, możllwa jest realizacja ruchu o dowolnym skoku w 
zakresie przemieszczeń w6zka. Także prędko
ć ruchu w6zka może być 
wana w dużym zakresie. 


IMLP-l/, 
/MLP-3/. 
dokładność 


po - 


wykorzy- 
całym 
regulo -
>>>
122 


Michał Styp-Rekowski 


Wariant z napędem pneumatycznym jest typowym rozwiązaniem konstruk - 
cyjnym modułu trójpołożeniowego Irys.3/. Zastosowano dwa siłowniki pneu- 
matyczne o skoku 500 mm każdy, co pozwoliło na zminimalizowanie długości 
całkowitej modułu. Cylinder siłownika,który porusza się w czasie pracy 
modułu jest połączony sztywno z tłoczyskiem drugiego siłownika i podparty 
za pomocą łożysk na listwach prowadnicowych. 


-- 


Rys.3. Schemat kinematyczny napędu z 
siłownikami pneumatycznymi 


Użycie siłowników z tłumieniem w skrajnych położeniach powoduje z 
jednej strony - łagodne doj
cie do punktów krańcowych, co jest zjawiskiem 
pozytywnym, z drugiej jednak strony - powoduje nierównomierno
ć ruchu 
wózka Iznaczne zwolnienie przy obu końcach/o 


2.3. Łożyskowanie wózka 


We wszystkich wariantach konstrukcyjnych zastosowano prowadnice tocz- 
ne z łożyskami liniowymi 121 typu ECO-ROLL-R, firmy SCHNEEBERGER, które 
poruszają się po listwach prowadzących /3/ typu ECO o przekroju kwadrato- 
wym tej samej fi
my' 131 Irys. 11. W każdym wózku umieszczono dziewięć ło- 
żysk, sze
ć na jednej listwie prowadzącej i trzy na drugiej. Rozmieszcze- 
nie łożysk może być różne i uzależnione jest od przewidywanej pozycji 
pracy modułu. Jedno z możliwych rozwiązań /gdy moduł umieszczony jest na 
płaszczyźnie poziomej wózkiem do górYI przedstawiono na rys'.lnku 4. Takie 


Rys.4. Przykład rozmieszczenia łożysk 
w wózku
>>>
Mechanizmy prostoliniowego ruchu... 


123 


rozmieszczenie łóżysk jest korzystne ze względów wykonawczych, gdyż wy- 
magane jest jedynie, aby poziome powierzchnie prowadnic Irys.l1 były rów- 
noległe i leżały w jednej płaszczyźnie. Nie jest wymagana natomiast rów- 
noległo
ć prowadnic na całej ich długo
ci, co przy większych długościach 
może być trudne do uzyskania. 
Pojedyncze łożyska, znajdujące się po stronie przeciwnej w stosunku 
do gł6wnej siły obciążającej, są dOciskane do listwy za pomocą elementów 
sprężystych /4/ . wywołując w ten sposób napięcie wstępne w układzie ło- 
żysk -- rysunek 1. 
Odcinki prowadnic łączone mogą być prostą metodą przedstawioną na ry- 
sunku 5. Końcówki listew zakończone są fazą o szeroko
ci l mm pod kątem 
30 0 i czołowo dosunięte do siebie. Po dokładnym ustawieniu i przykręceniu 


2 


Rys.5. Łączenie odcisków listew prowad- 
nicowych 



rubami,są one skołkowane. z korpusem; wykorzystuje się do do tego celu nie- 
które otwory pod śruby. Luz pomiędzy kołkiem a otworem .
pełniony jest na- 
stępnie żywicą epoksydową, uniemożliwiając w ten sposób przemieszczanie się 
listew w luźny
 otworach pod 
ruby. Ponieważ obciążenie przenoszone jest 
przez osiem wałeczków jednocze
nie. przej
cie przez wykonaną fazę odbywa 
się bez wyraźnych zakłóceń, nie powodując obniżenia dokładno
ci ruchu wózka 
modułu. 
Dzięki tej prostej metodzie łączenia odcisków listew prowadnicowych , 
możliwa jest budowa modułów o ruchach roboczych w znacznych zakresach Ido- 
tyczy to głównie moduł6w MLP i MLS/. 
Zrealizowane rozwiązanie konstrukcyjne łożyskowania wózka modułu cha- 
rakteryzuje się dużą, w stosunku do potencjalnych potrzeb, zdolno
cią 
przenoszenia obciążeń, gdyż jedno zastosowane łożysko ma no
no
ć 12.000 N. 


2.4. \
yposażenie 


wszystkie elementy napędu i łożyskowania przykryte są stałą oSłoną/S/, 
wykonaną z blachy nierdzewnej Irys. 11. Dzięki zastosowaniu tego typu osłony 
możliwe było skrócenie długości całkowitej modułu w porównaniu do rozwiązań 
z osłoną mieszkową, stosowaną często w tego typu maszynach. Zestawienie dłu-
>>>
124 


Michał StYP'-Rekowski 


go
ci całkowitych L i długo
ci roboczych Lr dla wszystkich opracowanych 
wersji zamieszczono w tablicy. 


Tablica 


Zestawienie niektórych cech konstrukcyjnych 
i parametrów roboczych modułu 


Cecha konstrukcyjna Wersja 
/parametr/ MSL-l MLP-l MLT-l MLP- 3 . 
DL całkowita, L [mm] 1. 310 1.340 1.800 3.340 
Dł. całkowi ta, L[ mm J 1. 310 1. 34 O 1. 800 3.340 
Średnie odchylenie 0,65 - 2,27 - 0,65 - 1,62 - 
położenia, S . [11 m ] 3,25 4,87 I 3,25 4,87 
X] 
Powtarzalno
ć pozy - 2,60 - 9,10 - 2,60 - 6,48 
cjonowania, Sr [11 m ] 13,00 19,49 13,00 19,49 


W przypadku modułu z napędem pneumatycznym zastosowano prowadnice 
przewodów pneumatycznych firmy IGUS, które z jednej strony zabezpieczają 
przewody przed uszkodzeniem, z drugiej za
 - gwarantują prawidłowe i sta- 
łe ich ułożen
e w przestrzeni wewnętrznej modułu. 


3. PODSUMOWANIE 


Przedstawiona w niniejszej pracy rodzina modułów charakteryzuje się 
wysokim stopniem nowoczesno
ci. Zastosowane w nich elementy uwzględniają 
najnowsze tendencje w budowie tego typu maszyn, co w efekcie pozwoliło 
na uzyskanie parametrów eksploatacyjnych por6
nywalnychdo podobnych roz- 
wiązań konstrukcyjnych przodujących w tej dziedzinie firm zagranicz 
nych [2J. 
W kategoriach estetycznych uzyskane rezultaty są r6wnież zadowalają- 
ce. Bryła modułu jest płaskim prostopadło
cianem, rożniącym się tylko jed- 
nym wymiarem /długościąl dla poszczególnych rozwiązań konstrukcyjnych. 
Przeprowadzone w oparciu o Po
skie Normy [4J badania eksploatacyjne 
prototypów potwierdziły prawidłowo
ć przyjętych rozwiązań konstrukcyjnych, 
a osiągane parametry robocze /niektóre z nich zamieszczono w tablicy/ są 
zgodne z założeniami i oczekiwaniami. 


LITERATURA 


[lJ Domapowski P., 'Styp-Rekowski M.: Moduły liniowe o ruchu prostolinio - 
wym. Materiały Konferencji Nauk o -Te ch ., Konstrukcj a, technologia i ek- 
sploata:ja maszyn. ATR Bydgoszcz, 1992
>>>
Mechanizmy prostoliniowego ruchu... 


125 


[2J Katalogi firm' FESTO /Austria/, INA IRFN/, THK /Japonia/,THOMSON/USA/ 
[3J Katalog: Anti-friction Guideways. Firma SCHNEEBERGER ISzwajcaria/,1991 
[4J Polskie Normy: PN-85/M-55551.00 - Obrabiarki do metali. Metody po- 
miarów dokładno
ci. Postanowienia ogólne 
PN-79/M-55551.30 - Obrabiarki do metali. Sprawdzanie dokładno
ci. 
Metody pomiaru powtarzalno
ci pozycjonowania zespołu dojeżdżającego do 
zderzaka 


PN-81/M-55551.32 - Obrabiarki do metali. 
Metody pomiaru dokładno
ci pozycjonowania 


Sprawdzanie dokładno
ci. 


MECHANISMS FOR RECIPROCATING MOTION 


Surnrnary 


In this paper are presented constructional solutions of the mechani - 
sms realized rectilinear to-and-fro motion, called linear rnodules. Desig - 
ned and maae prototypes of the modules family has got an elect£ic or pne - 
umatic drive and can realize the motion in a range O - 1000 or O -3000 mm. 
Anti-friction linear bearings was used and it made possible to minimize 
the resistance to motion. Exploitational research certified to correct 
constructional solutions whereby result are attained high exploitational 
parameters of the modules.
>>>
AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA IM. JANA I J
DRZEJA ŚNIADECKICH W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 184 - MECHANIKA 1361 - 1994 


Jędrzej Bayer 


BADANIA ZMODYFIKOWANEGO RZUTNIKA DO TRANSPORTU 
ZIELONEK I SŁOMY 


Ograniczenie przepływu powietrza podcz
s pracy rzutnika powodu- 
je znaczne ograniczenie zapotrzebowania mocy i zużycia energii. Wy- 
posażenie wirnika w specjalny kołpak ogranicza znacznie przepływ 
powietrza podczas pracy rzutnika, cO powoduje, że ruch transportowa- 
nych cząstek odbywa się gł6wnie pod wpływem energii kinetycznej na- 
danej im uderzeniami łopat, a nie pod wpływem strumienia powietrza. 


l. WSTĘP 


, 


Rzutniki mogą byt stosowane do przeładunków zielonek do silosów prze- 
jazdowych i wieżowych lub słomy na sterty [1]. Dlatego też rzutniki po- 
winny charakteryzować się następującymi cechami użytkowymi: dużą wydaj- 
no
cią pracy, niskim zapotrzebowaniem mocy i jednostkowym zużyciem e- 
nergii oraz n
żliwie dalekim zasięgiem wyrzucania materiału i to zarówno 
w kierunku poziomym, jak i pionowym. 


2. BADANIA RZUTNIKA 


f Schemat budowy rzutnika przedstawiono na rysunku l. 


Rys.l. Schemat budowy rzutnika, 
l-króciec tłoczny, 2-łopata wirnika, 
3-kołpak, 4-obudowa, S-otwór wlotowy
>>>
128 


Jędrzej Bayer 


P6łotwarty wirnik rzutnika o 
rednicy 1,3 m wyposażono w 5 prostych 
łopat o szeroko
ci 0,235 mm 121. Środkową czę
ć wirnika wypełniono cylin - 
drycznym kołpakiem o 
rednicy 0,5 m i wysoko
ci 0,235 m 13/.Kołpak wy- 
pełnia 14,79% objęto
ci całego wirnika [lJ. Otw6r wlotowy /5/ o 
rednicy 
0,4 m usytuowano w dolnej czę
ci'obudowy /41 i połączono z przeno
nikiem 

limakowym podającym materiał do rzutnika. Rzutnik wyposażono w rurociąg 
tłoczny o średnicy 0,3 m. Obudowę wirnika zamocowano obrotowo, co pozwala 
na ustawienie kr6ćca tłocznego III pionowo Iprzy napełnianiu silos6w wie - 
żowychl lub pod kątem 45 0 Ipodczas napełniania silos6w przejazdowych lub 
sterowania słomy. 
Przeno
nik 
limakowy napędzano silnikiem elektrycznym o mocy 3 kW, a 
wirnik rzutnika - bezpo
rednio wałem odbioru mocy ciągnika Ursus C-355 lub 
C-360, obrotami niezależnymi lub zależnymi, przez IV bieg. 
Model rzutnika przeznaczony do pomiarów wydajno
ci, zapotrzebowania 
mocy i zasięgu transportu materiałów łodygowych przy ograniczonym do mi- 
nimum przepływie powietrza wykonano w FMR Agrornet Inofama w Inowrocławiu . 


I 
3. WYNIKI BADAN 


Wyniki badań rzutnika podczas przepływu samego powietrza przedsta 
wione w tabeli l wykazują, że przy swobodnym przepływie powietrza /stopień 
dławienia O/ci
nienie całkowite w rurociągu tłocznym waha się w zależności 


Tabela l 


Wyniki badań rzutnika podczas przepływu powietrza 


Stopień O F 0,5 F 1,0 . 
F = = = 
dławienia F 
n Pc Q V
r N Pc Q V
r N Pc Q V
r N 
obr/min radjs Pa m 3 /s m/s kW Pa m 3 /s m/s kW Pa m 3 /s m/s kw 
540 56,5 25 0,20 2,83 1,85 50 0,29 4,10 1,85 250 O O 1,80 
595 62,3 35 O, 2213 , 11 2,50 70 0,32 4,53 2,50 300 O O 2,30 
725 75,9 50 0,304,25 4,20 120 0,42 5,94 4,00 450 O O 3,65 


od prędkości obrotowej wirnika od 25-50 Pa, wydatek przepływu powietrza 
od 0,2-0,3 m 3 /s, prędkość przepływu powietrza od 2,8-4,3 m/s, a zapotrzebo- 
wanie mocy od 1,85-4,2 kW. Zdlawienie przepływu powietrza do 0,5 powierz - 
chni poprzecznego przekroju rurociągu tłocznego powoduje wzrost ci
nienia 
calkowitego do 50-120 Pa, wydatku przepływu powietrza do 0,29-0,42 m 3 /s i 
wzrost prędkości przepływu powietrza do 4,1-5,94 m/s. Zapotrzebowanie mocy 
przy ni3szych prędko
ciach obrot6w wirnika nie zmienia się, za
 przy pręd- 
ko
ci 75,9 rad/s maleje o 0,2 kW. Całkowite zamknięcie otworu wylotowego 
rurociągu tłocznego /stopień dławienia 1/ pozwala na określenie maksymal - 
nego ciśnienia całkowitego, osiągającego warto
ć 250-450 Pa /tab.l/.
>>>
Badania zmodyfikowanego rzutnika... 


129 


Wyniki badań podane w tabeli 1 świadczą, że zastosowanie kołpaka 
spowodowało spadek prędkości przepływu powietrza do 2,8-4,5 m/s, przy 
prędkości obrotów wirnika w granicach 56,5-62,3 rad/s. Prędkość przepły- 
wu pOwietrza była więcej niż dwukrotnie niższa od prędko
ci unoszenia 
słomy w transporcie pneumatycznym. Świadczy to o tym, że transport cząstek 
rzutnikiem odbywa się wyłącznie pod wpływem uderzeń łopat wirnika. Pod- 
czas transportu zielonek lub słomy przepływ pa.vietrza przez otwór WIOtcMy rzutnika 
będzie dodatkowo dławiony przez podawany materiał, co w dalszym stopniu 
zmniejszy jego ciśnienie i wydatek w obudowie i w rurociągu tłocznym. 
Wyniki eksploatacyjnych badań rzutnika przedstawiono w tabeli 2. 
Pionowy transport zielonek rzutnikiem osiągnął wydajno
ć efektywną w 
granicach 42,1-70,7 t/h, a poziomy - od 36,2-78,9 t/h. Poziomy transport 
słomy osiągał wydajność 21,5 t/h. Na wydajno
ć transportu największy wpływ 
ma ciężar wła
ciwy transportowanego materiału, jego wilgotność oraz spo- 
sób ładowania. Większe wydajno
ci ładowania osiągano stosując wozy paszowe 
lub zasobniki dozujące niż przy wyrzucaniu materiału z przyczep przenośni- 
kiem podłogowym i ręcznym poprawianiu r6wnomierno
ci podawania materiału 
do rzutnika. 
Zapotrzebowanie mocy rzutnika zależy od prędko
ci obrotowej wirnika, 
kierunku transportu, rodzaju transporto
anego materiału i wydajności.Tran- 
sport pionowy powoduje większe zapotrzebowanie mocy niż poziomy, gdyż 
dłuższa jest droga tarcia materiału o obudowę wirnika. Wzrost zapotrzebo - 
wania mocy powoduje również zwiększenie długo
ci rurociągu tłocznego pod- 
czas poziomego transportu. 
Jednostkowe zużycie energii zależne-jest głównie od wydajno
ci i kie- 
runku transportu. Im większa wydajno
ć transportu, tym mniejsze jednostko- 
we zużycie energii. Dlatego też celowe jest stosowanie zasobników dozują - 
cych lub wozów paszowych do podawania materiału do rzutnika, gdyż załadu- 
nek odbywa się równomiernie i z dużą wydajno
cią. Podawanie materiału w 
kierunku pionowym jest też bardziej energochłonne od transportu w kierun- 
ku poziomym. 
zasięg wyrzucanego materiału zależy gł6wnie od wydajno
ci transportu 
/na co również ma wpływ ciężar wła
ciwy n\ateriału/ oraz w znacznie mniej - 
szym stopniu od prędkości obrotowej wirnika. Podczas transportu w kierunku 
poziomym zwiększenie długo
ci rurocią
u z 2 do 4 m powoduje też nieznacz - 
ny wzrost zasięgu transportu, ale równocze
nie wzrost zapotrzebowania mocy 
i jednostkowego zużycia energii. 
Pionowy zasięg działania rzutnika, wynoszący 19,7-24m, jest wystar 
czający do napełnienia sieczką zielonki silosów wieżowych o wysoko
ci do 
15 m. Napełnianie silosów wieżowych o wysokości 20-30m wymagać będzie 
wspomagania strumieniem powietrza [2J. Poziomy zasięg działania rzutnika, 
Hynoszący 22-30 m, pozwala na zapełnianie silosów przejazdowych zielonką. 
Podczas sterowania słomy jej wyrzut na wysokość 13-14 m i odłegłość lO-12m 
jest wystarczający dla formowania sterty. 
Z przytoczonych w tabeli 2 danych wynika, że optymalną prędkością o- 
brotową wirnika jest 56,5 radls 540 obr/min. Przy tej prędkości można 
osiągnąć znac
ną wydajno
ć i zasięg działania rzutnika, a jednocześnie pra-
>>>
130 


N 


II 
H 
QJ 
.Q 
'" 
E- 


I 
" 
N 

 
O 
Q)' 
..-1 
[I) 
II 
N 


'" 
.'" 
.., 
c: 
+' 
;J 
N 

 
,c: 
O 
e 
'n 
;; 
o 
'" 
.j.J 
rJ 
o 
H 
Q, 
[I) 
.'" 
QJ 


;; 
c: 
H 
'" 
" 
;; 
[I) 
I .
" 
;;:+' 
;J 
0'\ 
'O CIf 
'UJ-..; 
o o 
tJ'0 
OJ H 
e,; ;J 
Q H 
I IJ 
o.., 
-' o 
4J 
'.-I 4J 
U).r-..J'''; '... 
O;J tJ'.r:: 
c:: N H 
:: 
'"() QJ.
 
QJ IJ c: 
'" 
 QJ 


z ;,;: 
'"'" 


[ 


[I) 
"- 
'"() 
rJ 
H 


,
 
Iii 
'"() 
rJ 
-Q 


t- 
i 
 
Ul 


.., 
.
 
.., 
c: 
;; 
3: 


..... .r:: 
'" "- 
+' 


OJ 
.,., 
'" 
..-1 
H 
QJ 
.j.J 
IIJ 
= 
I .
 
I .ij 
I o 
L 


Jędrzej Bayer 


:, 
" 
o 
..-1 Ę 
N 
o 
p., 


I I I 


 

 
o 
c: 
o = 
..-1 
'" 


o '" .- 


... o '" 
N N .- 


" 


N N "" 


o .- N 
....
 r--- 00 
o:::r rf1 ('1 


o o o 


o Łf) {""\J 
o U') rl 


'" co \D 
N ..... rl 


N '" '" 


o ('Q co 
U') U') U') 


o o :) 
00 \D '" 
... U') '" 


o \0 Ln 
.- .- rl 


o '" N 
r-- ... ... 


o o o 
N N N 
:,:r: :r: 

 o
 r;jfj cJP 
c: o LO U") 
o 00 Łf) U") 
.., 
P, 
+J '" IIJ IIJ 
:ł..I N N N 
o '"() 'V '1J 
P, :, :,  
[I) 
 
 
 

 " ::J " 

 
 -3 .0-; 
E- :: :: 
 


o o o o 


, 
 
 ':. 


ro N o o N o r:o 
N N M 1"""1 o-i M N 


f'1 r--- N 0"0 (Y") r--- "'" 


-; \..O o f'1 qt GO o 
,.....; ,.....;,.....;..... ,.....; 


-- 


N N o:::r N «::1" -=:t' N 


-- 



 ,....; co o o 
I.r co IJ') r- r- 
(Vi N M M 
 


o '" I 
,.., rl 
N M 
, , , 
o o o o o o :) 
OU').....U'),..,
 
r- ....., \..O (j. .....-ł Łf) Łf) 


Łf) o \..O r- o '.o ,.....; 
N .....,.....-ł r-I.....-ł N 


N \..O \..O ID Lf) Lf) Lii 


o co OJ \..O \..O 
 \..O 
Łf) Łf) lf) Lf) Lf) lf) 1..0 



 
 
 
 
 
 
--1 
. 
 I 


o 00 \..O 0"0 
r- .....-ł lf) 
 


'" '" 
... 00 


o \..O \..O ,.....; r-I co r--- 
r-M.qoNNr-.\..D 


o o o 
C'1 N N 
:, :r: :r: :r: 
" 
o dP 
.., o 
N 00 
o 
p, 


..-1 
o: 
CIf 
e,; 


((j IIJ 

 c: 



 
.g 'S 
 
 
N N 
 
 
+' II IIJ '" o O " +J 
!o.INNNaYQY..o 
o '"() '1J 'V 'n n 
o.  :,  
rj] :ł..I :ł..I :ł..I 
I': " ;J ;J 

"S-33 
E- :: :: :: 


@ @ 
'" '" 
'" '" 


N 


((j IIJ 
= Ę 
O O 

d 
 
(J1 (f) 


IIJ 
QJ o: 
..-1 N 
O O 
'OJ Q) 
-.-I -.-I 
,-'\ (f)
>>>
Badania zmodyfikowanego ruchu.o. 


Ul 


cować przy minimalnym zapotrzebowaniu mocy i jednostkowym zużyciu energii. 


4. PODSmlOWANIE 


Zastosowanie kołpaka wypełniającego środkową czę
ć wirnika zmniejsza 
przepływ powietrza przez rzutnik oraz jego zawirowania w obudowie, co 
znacznie redukuje zapotrzebowanie mocy i jednostkowe zużycie energii.Kon- 
strukcja łopat wirnika i kołpaka ma istotny wpływ na stopień zmniejszenia 
wydatku przepływu powietrza przez rzutnik. Zmniejszenie prędko
ci prze- 
pływu powietrza przez rurociąg tłoczny rzutnika nie ma wpływu na wydajno
ć 
i zasięg jego działania. Przy prędko
ci obrotowej wirnika w granicach 
50,2 - 58,6 rad/s osiągano wydajno
ć efektywną transportu zielonek w gra - 
nicach 36,2 - 78,9 t/h, a słomy - 21,5 t/h. Pionowy transport zielonek 
osiągał wysoko
ć 19 - 24 m, a jednostkowe zużycie energii wyhało się w 
granicach 0,38 - 0,41 kWh/t. Poziomy transport zielonek osiągał odległość 
22 - 30 m, a jednostkowe zużycie energii wyniosło 0,21 - 0,36 kWh/t. Pod - 
czas sterowania słomy jęczmiennej poziomy zasięg działania rzutnika wy- 
nosił 10-12 -m , a jednostkowe zużycie energii - 0,37 - Ó,47 kWh/t. 


LITERATURA 


[IJ Bayer J., Zmniejszenie zapotrzebowania mocy rzutników przez ogranicze- 
nie przepły
u powietrza. Zesz.Nauk. ATR w Bydgoszczy Nr 161,Mechanika 
33, 1990"s.(3-79 


[2J Bosma A.H.: Pneumatic conveying of forage when loading tower 
Research report 79-2.IMAG, Wageningen, s.I-20 


silo's. 


INVESTIGATION OF MODIFICATED IMPELLER BLOVER FOR 
SILAGE AND STAW TRANSPORT 


Surnmary 
The filiing of the rotor center with cap /fig.l/ reduces air flow 
speed and power consumption of the impelIer bIower. 
The research results proved that the iHpeller blower can transPJrt silage 
with capacity 36-79 t/h at 19-24 m height or at the distance of 22-30m and 
staw with capacity to 21,5 t/h at the distance of 10-12 mo
>>>
AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA IM. JANA I J
DRZEJA ŚNIADECKICH W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 184 - MECHANIKA 1361 - 1994 


Tadeusz Sęk 
Edmund Dulcet 


WPŁYW SPOSOBU DODAWANIA KONSERWANTU DO ZIELONKI NA RÓWNOMIERNOŚĆ 
WYMIESZANIA GO Z ZIELONKĄ ORAZ NA WIELKOŚĆ JEGO STRAT 


W pracy przedstawiono metodykę oraz okre
lono wpływ sposobu doda- 
wania konse
antu do zielonki na równomierno
6 wymieszania go z zie 
laną oraz na wielko
6 jego strat. i W wyniku przeprowadzonych badań 
stwierdzono, że sposób dodawania konserwantu do zielonki wpływa na 
r6wnomierno
ć wymieszania go z zielonką oraz na wielko
6 jego strat.. 


l. WSTĘP I CEL PRACY 


Sposób dodawania konserwantu do zakiszanych ro
lin jest bardzo ważny , 
gdyż decyduje w dużej mierze o jego wpływie na jako
ć kiszonki. Znane są 
wypadki ujemnego wpływu konserwantu na jako
6 uzyskanej kiszonki z powodu 
nierównomiernego wymieszania go z zielonką [5,8;9,13,18J. 
Konserwant y można 
odawa6 do ro
lin w czasie ich zbioru albo w czasie 
załadunku ro
lin do zbiornika [1,2,6,12,13,15J. Zdaniem wielu badaczy zaj- 
mujących się tym zagadnieniem, obecnie brak jest jednoznacznej odpowiedzi 
na pytanie, który .z wymienionych sposobów zapewnia bardziej równomierne 
wymieszanie konserwantu z zielonką, oraz przy którym z nich występują mnie
 
sze straty konserwantu [3,10,12,18J. 
Celem niniejszej pracy było okre
lenie wpływu sposobu dodawania kon- 
serwantu do zielonki na równomierno
ć wymieszania go z zieloną oraz na 
wielko
ć jego strato 


2. METODYKA BADAŃ 


Jako konserwantu użyto benzoesanu sodu w stanie ciekłym. Materiałem ro- 
ślinnym zastosowanym w badaniach byłą koniczyna czerwona I pokosu w fazie, 
początek kwitnienia, o średnim plonie 356 q/ha. Zbierano ją sieczkarniązbie- 
rającą Z-305. Zawartość suchej masy wynosiła 22,08%, 
rednia długo
ć ło- 
dyg przed rozdrobnieniem wynosiła 536 mm, a po rozdrobnieniu 26,3 mm Ido - 
dawanie konserwant u do zielonki w czasie jej zbiorul. Przy dodawaniu ben- 
zoesanu sodu do zielonki w czasie układania jej w zbiorniku zawarto
ć su 
chej masy wynosiła 22,96%, średnia długość łodyg przed rozdrobnieniem 534 mn, 
a po rozdrobieniu 25,9 mm.
>>>
134 


T.Sęk, E.DL1lcet 


Oceny r6wnomierności wymieszania benzoesanu sodu z zielonką oraz 
wielkości jego strat dokonano w oparciu o oznaczenie ilościowe kwasu benzoesowego 
zawartego w próbkach zielonki pobranych z 12 r6żnych miejsc zbiornika. O- 
znaczenie to przeprowadzono metodą spektrofotometryczną [7J. 
Równomierność wymieszania benzoesanu sodu z zielonką charakteryzowa- 
no za pomocą wskaźnika nierównomierności wymieszania benzoesanu sodu z 
zielonką. 
Wskaźnik nierównomierności wymieszania benzoesanu sodu z 
rozumiany jest jako procentowy stosunek odchylenia standardowego 
niej arytmetycznej zawartości benzoesanu sodu w zielonce. 
Wielkość strat benzoesanu sodu w zielonce określano jako r6żnicę mię- 
dzy ilo
cią zadaną benzoesanu sodu /4,00 g na kilogram zielonki/ a sto 
sunkiem średniej arytmetycznej zawartości benzoesanu sodu w zielonce do 
ilo
ci zadanej wyrażonej w procentach. 
Oceny jakości uzyskanych kiszonek dokonywano 
ykorzystując 
Fliega, zmodyfikowaną przez Zirnrnera [16J. 
Uzyskane wyniki badań poddano analizie wariancji. Hipotezy zerowe 
weryfikuje test F na poziomie istotno
ci 0,05 i 0,01. Obliczenia prowa- 
dzono według programu opracowanego w języku FORTRAN na mikrokomputerze SM 
-1420. Gdy porownywano więcej niż dwie grupy, istotność r6żnic między 
nimi oceniano testem rozstępu Duncana [16,17J. 
Do dOdawania benzoesanu sodu do zielonki w czasie załadunku jej 
zbiornika, użyto przystosowanego do tego celu opryskiwacza plecakowego 
"Sano 2" [14J. W przypadku dodawania konserwantu do zielonki w czasie jej 
zbioru, zastosowano agregat, ciągnik C-360 z przyczepianą sieczkarnią 
zbierającą Z-305 z nadbudowanym ci
nieniowym urządzeniem dozującym 
/rys.l/ i zagregatowaną z nią przyczepą skrzyniową z nadstawkami burtowy- 
mi. Dla obliczonej wydajności zbioru dobrano dyszę dozownika,kt6rej wy- 
dajnoać wynosiła 4,00 g benzoesanu sodu na kilogram koniczyny czerwonej 
[13J. Dyszę tę umocowano w dolnej części kanału wylotowego sieczkarni [4]. 
Wskaźnik nier6wnomierności dozowania dla dobranej dyszy nie przekraczał 


zielonką 
do 
red- 


skalę 


do 


1%. 


Podczas dodawania konserwantu do zielonki w czasie załadunku jej 
do zbiornika, zważoną uprzednio masę zielonki układano cienkimi warstwami 
/10 cm/ w zbiorniku, każdą warstwę opryskiwano ustaloną ilością benzoes a- 
nu sodu /4g na kilogram zielonki/ i dokładnie ugniatano. Tok tych czyn 
ności powtarzano aż do napełnienia zbiornika. W przypadku dodawania ben - 
zoesanu sodu do koniczyny w czasie jej zbioru sieczkarnią zbierającą,ze- 
braną zielonkę ułożono r6wnież w zbiorniku, dokładnie ją ugniatając. Na - 
stępnie na zbiorniki nakładano ramkę dzielącą powierzchnię zbiornika na 
12 równych części, z kt6rych pobierano reprezentatywne próbki przeznaczo- 
ne do oznaczania zawartości suchej masy, ilościowego oznaczania zawarto ś,. 
ci kwasu benzoesowego oraz oceny stopnia rozdrobnienia zielonki. Po za- 
kończeniu tych czynno
ci zbiorniki przykryto folią, a następnie warstwą 
ziemi. 
Koniczynę czerwoną zakiszano r6wnież bez konserwantuo
>>>
Wpływ sposobu dodawania konserwantu... 135 


Każda kombinacja do
wiadczalna została wykonana w trzech zbiornikach 
naziemnych, o pojemno
ci 7 m 3 każdy. 


TIyS.l.Widok dozownika 


30 WYNIKI I ANALIZA WYNIKÓW BADAŃ 


Wyniki oznaczeń zawartości benzoesanu sodu w pr6bkach zielonki przed- 
stawiono w tabeli l. 
Przy dodawaniu benzoesanu sodu do zielonki w czasie załadunku jej 
do zbiornika, średnia arytmetyczna zawarto
ć benzoesanu sodu wynosiła 
3,632 g, przy odchyleniu standardowym O,69925g. Wskaźnik nierównomierności 
wymieszania wynosił 19,3%.Przy dodawaniu benzoesanu sodu do zielonki w 
czasie jej zbioru, średnia arytmetyczna zawartość benzoesanu sodu w zie 
lunce wynosiła 1,248g i by la mniejsza o 10,6% niż w przypadku dodawania
>>>
136 


ToSęk, EoDulcet 


Tabela 


Zawartość benzoesanu sodu w próbkach zielonki z koniczyny 
czerwonej w glkg 


Sposób dodawania Nr kolejny pIDbki-zawartość benzoesanu sodu w gramach na kilogram 
konserwantu zielonki 
l 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 
W czasie załadun- 3,080 4,307 4,203 3,990 3,006 2,897 4,275 2,507 4,347 2,655 4,043 4,27 
ku roślin do 
zbiornika 
W czasie zbioru 3,867 3,500 2,917 4,042 3,233 2,993 3,097 2,907 3,315 2,965 3,113 3,03 
roślin 


konserwantu do zielonki w czasie załadunku jej do zbiornikao Natomiast 
odchylenie standardowe wynosiło 0,35839 g i było mniejsze o 48,7%, a 
wskaźnik nierównomierności wymieszania wynosił 11,0% i był n
zszy o 8,3 % 
niż przy dodawaniu konserwantu do zielonki w czasie załadunku jej do 
zbiornika. Przeprowadzona analiza wariancji wykazala, że różnice między 
wskaźnikami nierównomierności wymieszania benzoesanu sodu z zielonką, 
zależnie od sposobu dodawania konserwantu do zielonki,były wysokoistotna 
statystycznie /istotność 1,00/. 
Reasumując można stwierdzić, że sposób dodawania konserwantu do 
zielonki jest czynnikiem wpływającym na równomierność wymieszania go z 
zielonką o Większą równomieynoś
 wymieszania konserwantu z zielonką uzys - 
kano, dodając go do zielonki w czasie jej zbioru o 
Wynika to stąd, że konserwant wprowadzony do kanału wylotowego 
/dolnej jego części, tuż nad bębnem zespołu rozdrabniającego/ pokrywa 
zielonkę mocno rozluźnioną w strumieniu powietrza w tymże kanale o Nato- 
miast przy dodawaniu go do zielonki w czasie załadunku jej do zbiornika, 
zielonka pokrywana jest konserwantem powierzchniowo przenikając następnie 
w głębsze partie zielonki w zbiorniku. Przenikanie to jest nierównomierne 
i-podobnie jak przy wypływie soku kiszonkowego - uzależnione przede wszyst- 
kim od wilgotności i stopnia ubicia zielonki oraz stopnia jej rozdrobnie - 
nia. 


W stosunku do ilości zadanej /4,Og benzoesanu sodu na kilogram koni - 
czyny czerwonej/ mniejsze straty konserwantu w ilości 9,2% uzyskano przy 
dodawaniu go do zielonki w czasie załadunku jej do zbiornika. Natomiast 
przy dodawaniu konserwantu do zielonki w czasie zbioru wynosiły one 
18,8% i były około 2 razy wyższe o 
Wyniki analizy wariancji wykazały, że różnice te są wysokoistotne 
statystycznie /istotność 1,00/0 
Uzyskane wyniki badań świadczą o tym, że sposób dodawania konserwantu 
do zielonki jest również czynnikiem wpływającym na wielkość jego strato 
Przy dodawaniu benzoesanu sodu do zielonki w czasie załadunku jej do zbior' 
nia, straty te wynikają stąd, że część konserwantu rozpylonego przez o- 
pryskiwacz uchodzi poza obręb zbiornika, nie pOkrywając zielonkio Ponadto, 
w wyniku silnego ugniecenia zielonki, zaczyna z niej wypływać sok, a wraz
>>>
Wpływ sposobu dodawania konserwantu.o. 


137 


z nim pe',ll1a ilość konserwant u przenikającego w dolne partie zbiornika o W 
przypadku dodawania konserwant u do zielonki w czasie jej zbioru, straty 
jeqo wynikają przede wszystkim stąd, że czę
ć rozpylonego vi kanale wyloto- 
wym sieczkarni konserwantu uchodzi na zewnątrz wraz ze strumieniem po- 
wietrza, nie pokrywając rozdrobnionej zielonkio Również czę
ć konserwantu 
zwiazana jest ze stratami zachodzącymi w procesie rozdrabniania i transpor- 
tu zielonki. 
Jak wynika z danych zawartych w tabeli 2, poziom suchej masy w pro- 
cesie kiszenia uległ podwyższeni
 we wszystkich grupach kiszonek. 


Tabela 2 


Ocena jakościowa kiszonek z,koniczyny 



 
Is 
!k 
I 
c
 
I 
iG 
Jw 
Ir 
Ik 

 

 

o 


Grupa kiszonki -Nr/sucha / pH F NH 3 W Alko- Zawartość kWds6w Ocena ,wg 
pos6b dodawania masa hol % skali Flie 
onserwantu I N-ogól- role - octo- masło ga-Zimmera 
nym kowy wy wy -punktów 
/%/ /%/ /%/ 
rupa l 
cz as ie załadunku 25,16 4,81 8,18 0,00 2,57 1,48 0,00 74 
oślin do zbiorni- 
a 
rup a 2 
czasie zbioru 24,3 4,80 8,25 0,00 2,41 1,29 0,00 77 
oślin 
rupa 3 . 
ntrolna 24,55 4,86 12,27 0,00 1,98 0,18 0,11 42 


Najwyższy poziom suchej masy /25,16%/ uzyskano w pierwszej grupie kiszonek 
/dodawanie konserwantu do zielonki w czasie załadunku jej do zbiornika / . 
\'Iartości pH kiszonek w poszczególnych grupach różniły się nieznacznie jod 
4,80 do 4,86 pH/o Również zawartość azotu amoniakalnego w pierwszych dwóch 
grupach kiszonek różniła się nieznacznie /8,18 i 8,25%/, natomiast w ki- 
szonce kontrolnej zawartość azotu amoniakalnego była wyższa /12,27%/.Stwier- 
dzono brak zawartości alkoholu 
e wszystkich grupach kiszonek. Najwyższa 
zawartość kwasu miękowego występowała w pierwszej grup
e kiszonek /2,57%/. 
Poziom kwasu octowęgo dla wszystkich grup kiszonek był zbliżony. W pier 
ws'ych dwóch qrupach kiszonek nie stwierdzono zawartości kwasu masłowego , 
śJ '1Clo\"c L!ości tego kwasu /0,11%/ występowały jedynie w przypadku ki _ 
szonki kontrolnej. 
Najkorzystnicjszy wzajemny stosunek kwasów mlekowego i octowego stwierdzo- 
n\. ',J dn\qic'j (I rupie kiszonek /dodawanie konserwantu do zielonki w czasie 
je"! zbioru. Zost.arz ona sklasyfikowana jako dobra, uzyskując -według skali 
fl1cqa-,;inI1I.C1-d-nClj"l'/żSzą ocenę punktową /77 punkt6w/. Kiszonka pierwszej grupy 
d7.yskClI" 74 punkty i również została sklasyfikowana jako dobra.
>>>
138 


T.Sęk, E.Dulcet 


Wyniki testu rozstępu Duncana wykazały, że r6żnica między ilością 
uzyskanych przez kiszonki punkt6w - według skali Fliega - Zimmera-zależnie 
od sposobu dodawania konserwantu do zielonki, jest nieistotna statystycznie 
Natomiast w stosunku do kiszonki kontrolnej r6żnice te były wysokoistotne 
statystycznie. 


4. WNIOSKI 


1. Sposób dodawania benzoesanu sodu do zielonki jest czynnikiem wpły- 
wającym na równomierność wymieszania go z zielonką.Większą r6w- 
nomierno
ć wymieszania konserwantu z zielonką uzyskano dodając 
go do zielonki w czasie jej zbioru 
ieczkarnią zbierającą. 
2. Stwierdzono statystyczne r6żnice między wskaźnikami nier6wno 
mierności wymieszania benzoesanu sodu w zielonkach, zależnie 
sposobu dodawania go do zielonki. 
3. Sposób dodawania konserwantu do zielonki jest również 
wpływającym na wielkość jego strat. Mniejsze straty 
uzyskano dodając go do zielonki w czasie załadunku jej do zbior- 
nika. 


od 


czynnikiem 
konserwantu 


4. Uzyskane wielkości strat konserwantu, zależnie od sposobu do- 
dawania go do zielonki, statystycznie różnią się. 
5. Z uwagi na to, że badania prowadzono przy użyciu konserwantu ciek- 
lego, należy je w najbliższej przyszłości kontynuować przy użyciu 
konserwantów stałych, kt6rych zastosowanie w konserwacji roślin 
będzie większe aniżeli dotychczas. 


LITERATURA 


[lJ Biłowiecki 
ru, uprawy 
[2] Castle E., 
1988 


J.: Sprawozdanie z Międzynarodowej konferencji nt.:Zbio- 
i konserwowania pasz objęto
ciowych. IBMER,Warszawa,1986 
Watkins P., Nowoczesna produkcja mlekaoPWRiL, Warszawa, 


[3J Colzani G. i in., Studia a prove sperimentali su vari sistemi per 
distribuzione di integrativi e conserwativi nei tricianti. Istituto 
Sperimentale per la Meccanizzazione Agrikola, Roma , 1978 
[4J Dulcet E., Chalamoński M.: Badania urządzenia do dodawania prepara - 
tów chemicznych stałych ułatwiających proces zakiszania zielonek. 
Zesz.Nauk. ATR Bydgoszcz, Mechanika 31, 5-13, 1988 
[5J Dulcet E.' Analiza stanu techniki dodawania preparatów chemicznych 
ułatwiających proces zakiszania zielonek na przykładzie woj.płoc 
kiego. Wyd. ART w Olsztynie, 27-33, 1989 
Dulcet E.' Influence of feeding place of 
lage in an harvesting chaff cutter on the 
termixing with the soilage. International 


[6J 


conservants into the soi- 


uniformity of their in- 
Conference on Agricultural 


Engineering. Uppsala, Swe den , 1992
>>>
Wpływ sposobu dodawania konserwantuo.. 


139 


[7J Encyklopedia of industrial chemical analisis. New York -London- Sydney 
-Toronto. Vol. 7, 68-71, 1968 
[3J Jarmocik E., Dulcet Eo: Analiza technologii zbioru trudnokiszących się 
zielonek w gospodarstwach indywidualnych woj.bydgoskiego.Zesz.Nauk.ATR 
Bydgoszcz, Mechanika 32, 125-138, 1988 
[9J Jarmocik E., Dulcet Eo: Ocena stanu techniki i technologii sporządza- 
nia kiszonek w gospodarstwach indywidualnych woj .bydgoskiego.wyd,'PW w 
Płocku, 278-281, 1991 
[10J Kuzmickij AoW., Technologija zakładki senaża i siłosa s wniesieniem 
chimiczeskich konserwantów. Sbornik Naucnych Trudow.Sielskochoz. Bie- 
loruska Akad. 131, 9-12, 1985 
[IIJ Mikołajczak J.: Przyczyny produkcji złej jako
ci kiszonek.Wyd.ATR w 
Bydgos zczy, 1- 30, 1984 
[12J Pirkelmann Ao :FIUssige Sillermittel gleich massig Verteilen. Verbese - 
rung der Garbedingungen. DLG-Mitteilungen 11, 628-630, 1976 
[13J Podkówka W.: Nowoczesne metody kiszenia pasz. PWRiL,Warszawa, 1979 
[14 J porodziński Z., Analiza możliwo
ci zastosowania aparatury ochrony 
roślin do dodawania preparatów chemicznych ułatwiających proces za- 
kiszania zielonek. Maszynopis. Praca magisterska.ATR,Bydgoszcz,1987 
[15J Roszkowski A.: Mechanizacja zbioru i konserwacji pasz zielonych.PWRiL, 
Warszawa, 1979 
[16J Ruszczyc Z., Metodyka do
wiadczeń zootechnicznych.PWRiL,Warszawa,1978 
[17J Sierocka M. i in.: Program na analizę wariancji "AWAR". Maszynopis, 
ATR, Bydgoszcz 
08J Tarnow M.: Chimiczeskoje Konserwirowanije kormow.Kołos.Moskwa,1964 


INFLUENCE OF THE PROCEDURE OF FEEDING CONSERVANT TO THE 
ON THE UNIFORMITY OF ITS INTERMIXING WITH THE SOILAGE 
AMOUNT ITS WASTES 


SOILAGE 
AND 


Surnrnary 


In the report it has been presented a methodology and the results of 
tests over influence of the conservants feeding procedure to the soilage 
intermixing and the amount of conservant wastes. 
It has been found out that the conservant feeding procedure affects 
the uniformity of its intermixing with the soilage and the amount of its 
wastes.
>>>
AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA IM. Jl
A I JęDRZEJA ŚNIADECKICH W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAuKOWE NR 184 - MECHANIKA /36/ - 1994 


Edmund Dulcet 


OCENA RÓWNOMIERNOŚCI DOZOWANIA KONSERWANTÓW PRZEZ RÓZNE 
ROZWIAZĄNIA KONSTRUKCYJNE URZĄDZEŃ DOZUJĄCYCH 


W pracy przedstawiono budowę oraz zasadę działania opracowanych 
i wykonanych nowych rozwiązań konstrukcyjnych urządzeń do dodawania 
konserwantów stałych i ciekłych, ułatwiających proces zakiszania 
zielonek. Przeprowadzono ocenę równomierno
ci dozowania konserwantu. 
Stwierdzono, że największą równomierno
ć dozowania konserwantu za- 
pewniają ci
nieniowe urządzenia do dodawania konserwantów ciekłych. 


1. WST
P I CEL PRACY 


Jednym ze sposobów znacznego ograniczenia strat przy zakiszaniuzie- 
lonek jest dodawanie do nich konserwant6w chemicznych,enzymatycznych czy 
- ostatnio - biologicznych. Konserwant y te ułatwiają proces zakiszania 
zielonek, szczególnie z ro
lin trudnokiszących się, chronią je przed ze- 
psuciem i zapewniają zachowanie przez nie wła
ciwo
ci pasz świeżych przez 
długi czas [1',7-9, 12J. 
W kraju produkcja kiszonek z dodatkiem konserwantów jest mała. Wynika 
to między innymi z tego, że dotychczas konserwant y te wprowadzane są do 
zielonki ręcznie, co nie gwarantuje równomiernego ich wymieszania z zie- 
lonką, czyniąc tę pracę uciążliwą i często szkodliwą dla zdrowia [10J. 
Celem niniejszej pracy jest ocena r6wnomierno
ci dozowania konser 
wantu oraz wybór rozwiązania konstrukcyjnego urządzenia, która charakte - 
ryzuje się największą r6wnomierno
cią w dozowaniu konserwantu. 


2. URZĄDZENIA DOZUJĄCE 


Na rysunku l przedstawiono schemat, a na rysunku 2-widok modelu bq- 
bnowego urządzenia dozującego do konserwantów stałych. Urządzenie to skła- 
da się ze zbiornika na konserwant o pojernno
ci 50 cm 3 , wewnątrz którego 
znajduje się 
limak. Zadaniem jego jest mieszanie i dostarczanie konse
 - 
wantu do zespołu podającego. Z zespołu pOdającego konserwant jest przeka- 
zywany na bęben dozujący i stąd kierowany do kanału wylotowego sieczkarni 
/tuż nad bębnem zespołu rozdrabniającegol, w kt6rym następuje mieszanie 
go z rozdrobnioną zielonką. Zastosowane sprzęgło kołowe, sterowane po- 
przez cięgło z kabiny kierowcy , umożliwia przerwanie pracy urządzenia ,
>>>
142 


Edmund Dulcet 


5 

, 


Ą 

 
3 
2 

 
/q 

 
7 

....-- 
40 


'11 


6 

 
.---- 


Rys. l o Schemat bębnowego u- 
rządzenia dozującego do 
konserwantów stałych, 
I-zbiornik, 2-
limak, 3-u- 
rządzenie pOdające,4-bęben 
dozujący, S-zasuwa regula- 
cyjna, 6-skrzynia przekła- 
dniowa, 7-przekładnia pa - 
sowa, 8,9-przekładnie łań- 
cuchowe, 10-sprzęgło koło- 
we, II-kanał wylotowy 


8 
----.. 


9 
-r/
 


Rys.2. Widok bębnowego urządzenia dozującego do konserwantów 
stałych
>>>
Ocena r6wnomierno
ci... 


143 


bez potrzeby zatrzym
Hania procesu cięcia /podbieranial i rozdrabniania 
w sieczkarni. Wyposażenie zbiornika w przezroczystą przednią 
cianę u- 
możliwia bieżącą kontrolę jego zawarto
ci w czasie pracy. Elementy ro- 
bocze urządzenia otrzymują napęd od mechanizm6w roboczych sieczkarni. U- 
rządzenie to posiada lB-stopniową skalę dozowania konserwant6w, dzięki 
zastosowaniu skrzyni przekładniowej Nortona od siewnika zbożowego [5]. 
Ślimakowe urządzenie do dodawania konserwantów stałych /rys.3/składa 
się ze zbiornika na konserwant / o pojemno
ci 30 dm 3 /, w kształcie pros - 
topadło
cianu w czę
ci g6rnej i 
ciętego ostrosłupa z pionową 
cianą u 
dołu /co zapobiega tworzeniu się pustych przestrzeni nad 
limakiem zes- 
połu dozującego/, i zespołu dozującego. Gł6wnym elementem zespołu dozu - 


1 


Rys.3. Schemat 
limakowego urządzenia dozującego do 
konserwantów stałych, 
l-zbiornik, 2-obudowa 
limaka, 3-
limak,4-ka- 
nał wylotowy sieczkarni, 5 i 7-przekładnie 
pasowe, 6-wał napędowy sieczkarni, B-sprzęgło 
kołowe 


cego jest dwuskokowy prawozwojowy 
limak z ostatnim zwojem nawiniętym w 
kierunku przeciwnym, wygarniający konserwant do dolnej czę
ci kanału wy- 
lotowego sieczkarni, w którym jest mieszany z rozdrobnioną zielonką. Śli- 
mak dozujący otrzymuje napęd od wału bębna rozdrabniającego sieczkarni . 
Zastosowane sprzęgło kołowe sterowane poprzez cięgla z kabiny traktorzys-
>>>
144 


Edmund Dulcet 


ty służy do przerywania pracy urządzenia. Wyposażenie zbiornika we wzier- 
nik umożliwia bieżącą kontrolę jego zawartości w czasie pracy. Urządzenie 
to posiada 6-stopniową skalę dozowania konserwant6w Isześć r6żnych pręd - 
kości obrotowych ślimaka dozującegol realizowaną poprzez przekładnię pa- 
sową [3]. Widok tego urządzenia zamontowanego na sieczkarni zbierającej 
bijakowej Z-302 przedstawiono na rysunku 40 


Rys040 Widok ślimakowego urządzenia dozującego 
do konserwant6w stałych na sieczkarni 
Z- 302 


Na rysunku 5 przedstawiono widok modelu opadowego Igrawitacyjnegolu- 
rządzenia dozującego do konserwant6w ciekłych zamontowanego na sieczkarni 
zbierającej Z-3020 Urządzenie to składa się ze zbiornika na konserwant o 
pojcmności 30 dm 3 , zaworu odcinającego, przewodu doprowadzającego kon- 
serwant do dyszy wylotowej umicszczonej w dolnej części kanału wylotowego 
",icczkilrni, oraz czujnika sterującego dopływem konserwantu poprzez zawór 
do dyszy wylotowej. Podawanie konserwantu do rozdrobnionej zielonki w 
kanale wylotowym sLeczkarni odbywa się na zasadzie swobodnego wypływu 
cieczy ze zbiornika, w kt6rym utrzymywane jest ciśnienie atmosferyczne 
Konscrwant spływa ze zbiornika poprzez zaw6r odcinający i przewód elas 
tyczny do zaworu sterującego. Pracą zaworu steruje czujnik, który, wyko -
>>>
Ocena równomierności ... 


145 


Rys.5. Widok opadowego /grawitacyjnego/ urządzenia 
dozującego do konserwantów ciekłych na sie- 
czkarni Z-302 


nując przemieszczenia w zależności od gęsto
ci 
cinanych ro
lin zmniejsza 
lub zwiększa dawkę konserwantu, trafiającego poprzez dyszę wylotową do 
kanału wylotowego sieczkarni, gdzie zostaje wymieszany z rozdrobnioną zie- 
lonką. Regulację ilo
ci podawanego konserwantu realizuje się poprzez wy- 
mianę dysz o różnych wydajno
ciach /w wyposażeniu urządzenia znajduje się 
10 wymiennych dysz o następujących drednicach-'otworu wylotowegO,l,0;1,5; 
1,8; 2,0; 2,3; 2,5; 3,0; 3,5; 4,0; 5,0 mm/o 
Na rysunku 6 przedstawiono schemat, a na rysunku 7 - wiuok modelu 
ciśnieniowego urządzenia dozującego do konserwantów ciekłych, zamontowa - 
nego na sieczkarni bijakowej Z-302. Urządzenie to składa się ze zbiornika 
na konserwant o pojemności 60 dm 3 , pompy wirnikowej napędzanej silni 
kiem elektrycznym zasilanym z akumulatora ciągnika, odcinającego zaworu 
elektromagnetycznego, sygnalizatora poziomu cieczy oraz wymiennych dysz 
wylotowych. DO napełniania zbiornika konserwantem służy zainstalowana na 
urządzenju pOffipk
 skrzydełkowa o
>>>
146 


Edmund Du.lcet 


« 


_------ ł2. 


" 
I, 
" 
" 
2 .:' 
" 
" 
" 
'. 
" 
" 
" 
'. 
" 
" 
" 
" 


ł3" 


Rys.6. Schemat ciśnieniowego u.rządzenia do konserwantów 
ciekłych; 
l-zbiornik, 2-pompa łopatkowa, 3-wąż łączący pom- 
pę ze zbiornikiem, 4-porrpa, 5-wąż łączący pompę 
z zawo
em odcinającym, G-zawór odcinający,7-sprzę- 
gło kołowe, 8-silnik elektryczny,9-włącznik ste - 
rujący, lO-wąż łączący elektrozawór z dyszą,11-dy- 
sza, 12-elektroda poziomu cieczy w zbiorniku, 13 - 
krociec, 14-korek wlewowy, 15-zespół mocujący, 16- 
kanał wylotowy sieczkarni,17-przewód ssący pompy 


r. 


Ryso? Widok ciśnienio- 
wego 
rzędzenia dozują- 
cego do konserwant6w 
cieklych na sieczkarni 
z- 30 2
>>>
Ocena równomierno
ci ... 


147 


Konserwant zassany ze zbiornika, tłoczony jest przez pompę, zaw6r elektro- 
magnetyczny, przewodem do dyszy wylotowej zamontowanej w dolnej czę
ci kanału 
wylotowego sieczkarni, w którym następuje jego mieszanie z rozdrobnioną 
zielonką. Zawór elektromagnetyczny służy do przerywania dopływu konserwan- 
tu do dyszy i sterowany jest z kabiny ciągnika. Urządzenie wyposażone jest 
w sygnalizację diwiękową minimalnego poziomu konserwantu w zbiorniku. Re - 
gUlację ilo
ci pOdawanego konserwantu realizuje się przez wymianę dysz o 
różnych wydajno
ciach Iw wyposażeniu urządzenia znajduje się 10 wymiennych 
dysz o następujących 
rednicach otworu wylotowego, 1,0; 1,2; 1,5; 1,8;2,0; 
2,3; 2,5; 3,0; 4,4; 5,0 mm/. 
Ciśnieniowe urządzenie dozujące do konserwantów ciekłych wsp6łpracu - 
jące z instalacją pneumatyczną ciągnika Irys.81 składa się z, cylindryczne- 
go zbiornika na konserwant o pojemności 50 dffi3, przewodu pneumatycznego d0- 
prowadzającego sprężone powietrze do zbiornika z instalacji pneumatycznej 
ciągnika, reduktora z manometrem i zaworp.m bezpieczeństwa-utrzymującego 
stałą warto
ć ci
nienia sprężonego powietrza 10,05 MPa/, przewodu doprowa- 
dzającego konserwant pod ci
nieniem do wymiennej dyszy wylotowej oraz 
czujnika, kt6ry pod naciskiem koszonej zielonki otwiera zawór doprowadza - 
jący konserwant do dyszy. 


Rys.8. Widok ciśnie - 
niowego urządzenia do- 
zującego do konser- 
want6w ciekłych wsp6ł- 
pracującego z instala- 
cją pneumatyczną cią- 
gnika na sieczkarni 
Z - 30 2
>>>
148 


Edmund Dulcet 


Konserwant ze zbiornika zostaje wyparty pod wpływem ciśnienia sprężonego 
powietrza dostarczanego przewodem z instalacji pneumatycznej ciągni - 
ka, które działa na g6rną powierzchnię cieczy w zbiorniku. Stąd przewodem, 
poprzez zawór przepływowy sterowany czujnikiem, doprowadzany jest do dy- 
szy umieszczonej w dolnej części kanału wylotowego sieczkarni,gdzie mie- 
szany jest z rozdrobnioną zielonką. Regulację ilości podawanego konser- 
wantu realizuje się poprzez wymianę dysz o 10 r6żnych wydajnościach /w wy- 
posażeniu urządzenia znajduje się 10 wymiennych dysz o tych samych średni- 
cach otworu wylotowego co w urządzeniu dozującym, przedstawionym na rys. 
4/0 Urządzenie to może pracować jako grawitacyjne, po wmontowaniu do zbio
 
r,l
) dodatkowej rurki wyr6wnującej ciśnienie i wymontowaniu przewodu pne - 
umatycznego wraz z reduktorem, manometrem i zaworem bezpieczeństwa [4J. 
Opracowane i wykonane mOdele urządzeń dozujących przeznaczone są do 
współpracy z sieczkarniami zbierającymi o przepustowości do 40 t/h, przy 
obecnie stosowanych dawkach konserwant6w w ilo
ci 2-6 kg na tonę, w za- 
leżności od rodzaju materiału przeznaczonego do zakiszania. t!ogą być mon - 
towane także na-urządzeniach załadowujących silosy wieżowe /stacjonarne 
sieczkarnie z wydmuchem, rzutniki/o Ciśnieniowe urządzenia dozujące do 
konserwantów ciekłych mogą być montowane r6wnież na przyczepach zbierają- 
cych, wyposażonych w bierne lub aktywne urządzenia tnące o W tym celu, za- 
miast dyszy, należy zastosować rurę rozdzielczą z otworami o określonej 
średnicy i szerokości równej szerokości podbieracza, umieszczonej tuż nad 
mechanizmem ładującym przyczepy,odzie zielonka jest maksymalnie rozluź 
niona. Stwarza to tym samym dużą powierzchnię nawilżania. 


3. METODYKA BADAŃ 


Jako konserwantu użyto benzoesanu sodu w stanie stałym /pylisty/ oraz 
ciekłymo Charakterystykę benzoesanu sodu w stanie stałym przedstawiono w 
tabeli l, natomiast benzoesan sodu w stanie ciekłym charakteryzował się 
następującymi właściwo
ciami, temperatura konserwantu 20 0 C, gęstość 1129 
kg/m 3 , lepkość dynamiczna 8,3526 N o s/m 2 , napięcie powierzchniowe O,0204N/m. 
R6wnomierność dozowania konserwantu oceniano za pomocą wskaźnika 
nierównomierności wydajności dozowania. 
Wskaźnik nierównomierności wydajności dozowania konserwantu rozumiany 
jest jako procentowy stosunek odchylenia standardowego do średniej arytme- 
tycznej wydajności dozowania konserwantuo 
Wydajność dozowania konserwantu okre
lono dla wszystkich przełożeń 
skrzyni przekładniowej bębnowego i ślimakowego urządzenia dozującego,mie - 
rząc czas wygarniania pr6bki konserwantu o masie odpowiadającej pojemno
ci 
zbiornika danego urządzenia dozującego, odważonej z dokładnością! 10 g 
Czas wygarniania konserwantu mierzono stoperem z dokładnością do 0,1 s. 
Pomiary przeprowadzono pięciokrotnie dla każdego przełożenia skrzyni prze- 
kladniowej urządzenia dozującegoo
>>>
I 


Ocena równomierności o" 


1401 


Tabela 


Charakterystyka benzoesanu sodu w stanie stałym 


Skład granUl
wartość su- Kąt zsypu na- Gęstość w sta- 
tryczny chej masy turalnego nie zsypowym 
/d/ /e( I /Psl 
/rrun/-I%I 1%/ 1 0 1 I /kg/m 3 / 
 0,12 - 12,38 
0,102 - 20,54 I 
0,088 - 33,27 I 
0,075 91, O 34 380 
- 25,39 
0,075 - 8,42 
max średnica ziar- 
na 
d max = 0,2 mm 
------' 


Wyda
ność dozowania konserwantu w stanie ciekłym określono dla 
wszystkich wymiennych dysz wylotowych, w jakie wyposażono modele urządzeń 
dozujących. Zbiorniki urządzeń dozujących napełniono konserwantem z do- 
kładnością 
 0,001 dm 3 . Czas wypływu konserwantu mierzono stoperem z do- 
kładnością do 0,1 $. Pomiary przeprowadzono pięciokrotnie dla każdej dyszy 
wylotowej dozownika o 


4. OMÓWIENIE WYNIKÓW BADAŃ 


Wyniki badań równomierności dozowania benzoesanu sodu 
w tabeli 2. 
Jak wynika z tabeli 2, najniższe warto
ci wskaźnika nierównomierności 
dozowania benzoesanu sodu uzyskano przy użyciu ciśnieniowych urządzeń do- 
zujących do konserwantów ciekłych. W przypadku urządzenia opadowego /grawi- 
tacyjnegol, wartości wskaźnika nierównomierności dozowania konserwantu są 
niewiele większe. Należy jednak zaznaczyć, że w urządzeniach tego typu, w 
miarę obniżenia się poziomu konserwant u w zbiorniku, następuje spadek wy- 
dajnoftci dozowania, który dla obecnego modelu urządzenia dozującego nie 
przekraczał 23%. 


przedstawiono 


W przypadku urządzeń do dodawania konserwantów stałych,wartości wskaź- 
nika nierównomierności dozowania konserwantu były kilka razy większe. Po- 
nadto w trakcie trwania pomiarów w obydwu typach dozowników występowały 
częste zapchania zespołu wygarniającego konserwant. Spowodowane to było w 
głównej mierze zmiennymi wła
ciwo
ciami fizyczno-mechanicznymi pyliste."o 
konserwantu, jakim jest benzoesan sodu.
>>>
ISO 


Edmund Dulcet 


Tabela 2 


wyniki badań nier6wnomierno
ci dozowania benzoesanu 
sodu 


Lp. Typ urządzenia dozują- Wskaźnik nierÓwnomier- 
cego ności dozowania kon - 
serwantu 
min - max 
% 
1 Urządzehie dozujące 6,6 - 19 
bębnowe do konserwan- 
tów stałych 
2 Urządzenie dozujące 16 - 26 
ślimakowe do konser - 
want6w stałych 
3 urządzenie dozujące 1,2 - 6,1 
opadowe /grawitacyj - 
nel do konserwantÓw 
ciekłych 
4 Urządzenie dozujące 0,9 - 5,6 
ciśnieniowe do kon - 
serwant6w ciekłych 
5 Urządzenie dozujące 1,0 - 5,3 
ciśnieniowe /pneuma - 
tycznel do konserwan- 
tów ciekłych 


Zdaniem badaczy zajmujący się tym zagadnieniem,równomierno
ć dozowa - 
nia konserwantów stałych będzie większa w przypadku pojawienia się na ryn. 
ku konserwant6w granulowanych o dobrych wła
ciwościach przepływowych Ir6w- 
nomierna granulacja, kulisty kształt granulek, mała higroskopijność,stała 
masa, brak skłonności do zbrylania/ [2,6]. 


50 PODSUMOWANIE WYNIKÓW BADAŃ 


w oparciu o przeprowadzone badania moina stwierdzić, że ci
nieniowe 
modele urządzeń do dodawania konserwant6w ciekłych zapewniają największą 
równomierno
6 dozowania konserwant6w. Są to urządzenia proste,kt6rych bU- 
dowa nie wymaga dużych nakładów inwestycyjnych o 


LITERATURA 


[1] Biłowiecki J.:Współczesne kierunki w technologii konserwowania pasz 
zielonych w Holandii. rBMER, Warszawa 1986 
[2J Colzani G., Santorio G.: Contributo alla realizzazione di un dosatore 
di prodotti chimici integrativi e conservativi per falcia - trincia 
 
carictrici. Istituto Sperimentale per la Meccanizzazione Agricola, 
Roma, 1981
>>>
Ocena równomierno
ci ... 


151 


[3] Dulcet E., Mazur 5., Rąpała Ko' Urządzenie do dodawania preparatów 
chemicznych stałych 
abudowane na 
cinaczu zielonek. Wzór użytkowy nr 
42248, UP, Warszawa, 1987 
[4J Dulcet E., Brzozowski T., Snochowski A., Urządzenie do dodawania 
preparatów chemicznych płynnych. Wzór użytkowy nr 44149, UP, Warsza- 
wa, 1988 
[5] Dulcet E., Rybczyński G., Wo
ko Z., Urządzenie do dodawania prepara - 
tów chemicznych, zwłaszcza stałych. Patent nr 137950, UP, Warszawa, 
1989 
[6J Harrison P.H., Treatment of Forage with sulphur Dioxide in Forage 
Harvester. Transactions of the ASAE. Vol, 28 /3/, 1985 
[7J Opracowanie' zbiorowe, System Maszyn Rolniczych i Le
nych.Czę
ć VIII, 
Warszawa, 1988 
[8J Pilecki O., Przygórzewski s., Nowości 42 salonu maszyn rolniczych w 
Paryżu. Masz. i Ciąg. RoI. 7-8, 1971 
[9] Pintara Cz., Perśpektywiczna-technologia zbioru, konserwacji i prze - 
chowywania pasz zielonych. IBMER, Warszawa, 1983 
[10J POdkówka W.: Nowoczesne metody kiszenia pasz. PWRiL,Warszawa, 1979 

lJ Tarnow M.T., Chemiczeskoje konserwirowanije korrnow.Kołos,Moskwa,1964 

2] Wójcicki z., Perspektywy rozwoju mechanizacji w gospodarstwach indy - 
widualnych. Mech.Rol. 8, 1986 


EVALUTTION OF THE UNIFORMITY OF CONSERVANTS FEEDING THROUGH 
VARIQUS CON5TRUCTION SYSTEMS OF THE FEEDING EQUIPMENT 


S urnrna ry 


This study has presented an evaluation of the uniformity of conser .- 
vants feeding through elaboration and manufacturing the equipment for 
feeding solid and l
d conservants faciutating ensilage process. 
It has been found out that the highest uniformity rate of conservant 
feeding was achieved with the use of pressure equipment for liquid con 
servants feeding.
>>>
AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA IM. JANA I J
DRZEJA ŚNIADECKICH W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 184 - MECHANIKA 1361 - 1994 


Edmund Dulcet 


ANALIZA SPOSOBÓW I TECHNIKI DODAWANIA KONSERWANTÓW DO 
ZAKISZANYCH ROŚLIN 


W pracy przedstawiono wyniki badań nad sposobami i techniką do- 
dawania konserwantów do zakiszanych ro
lin w gospodarstwach indywidu- 
alnych na terenie wybranych wojew6dztw. Stwierdzono, że konserwant y 
dodawane są do zielonek ręcznie, w czasie ich załadunku do zbiornika, 
co nie gwarantuje równomiernego wymieszania odpowiedniej ich ilb
ci 
z zielonką, czyniąc pracę tę uciążliwą i szkodliwą dla zdrowia. 


l. WST?P I CEL PRACY 


Jednym, ze sposob6w znacznego ograniczenia strat przy zakiszaniu zie - 
lonek jest dodawanie do nich konserwantów chemicznych, enzymatycznych, mi- 
krobiologicznych. Skuteczno
ć działania konserwantów uzależniona jest od 
równomiernego wymieszania odpowiedniej ich ilo
ci z materiałem ro
linnym, 
przeznaczonym do kiszenia, co można osiągnąć stosując odpowiednie urzą- 
dzenia dozujące [1,5,7,10J. 
W kraju produkcja kiszonek przy użyciu konserwantów jest 
pomimo znajdujących się na ry
ku r6żnych konserwantów chemicznych 
krobiologicznych [3,11,13J. 
Obecnie w literaturze brak jest zupełnie danych 
analiz sposobów oraz techniki dodawania konserwantów 
czonych do kiszenia w gospodarstwach rolniczych. 
Dlatego też celem niniejszej pracy jest analiza sposobów 
dodawania konserwantów do zakiszanych ro
lin w gospodarstwach 
nych na przykładzie kilku wojew6dztw. 


znikoma, 


i 


mi- 


dotyczących opisu i 
do zielonek przezna - 


i techniki 
indywidual - 


20 METODY I ANALIZA WYNIKÓW BADAŃ 


Analizę sposobóW i techniki dodawania różnych konserwantów do zaki 
szanych roślin w gospodarstwach indywidualnych przeprowadzono w oparciu 
o badania ankietowe, które uzupełniono rozmowami indywidualnymi i obserwa- 
cjami wlasnymi oraz danymi z Oś
 Doradztwa Rolniczego. Ankiety rozes - 
lano do wszystkich rolników indYWidualnych w analizowanych województwach 
/plockim, włocławskim i bydgoskimi, którzy stosowali lub stosują konser 
wanty.
>>>
154 


= 
(I) 
.,.., 
.: .:: 

 o 
l\! :, 
'1:1 I': 
O .... 
'1:1 '" 
;:S 
N 'V 
..-1 
.: ;;: 
(I) :, 
s:: '1:1 
O .:: 
.-j .,.., 
(I) 
..-1 .r: 
N O 
'" 
'" ;;: 
..-1 +J 
f:; UJ 
'" 
 
N l\! 
UJ 'O 
..... O 
o: P, 
l\! [I) 
N O 
O 
'" 
o: 
 
.,.., 
c:: 
 
.:: 'O 
O +J 
(\) 
 
+J '" 

 
.,.., .... 
QI 
:, [I) 
,Q 
 
O O 
UJ o: 
O 
p, 
en 


Edmund Dulcet 


..... 


QMN\O NM
M "'..,M ..,"'.., N--ł ..... 
..... 
..-1 I , I I 
 1 1 I I I I I I I lal I 
o 
 ! 
 ro «I 
'OJ fi 11 'fi 11 fi 
 
 fi 

 
 
 
 
 
 
 
 l 
'n
 co 21\!
 
.:: 2 l\! o i'1 S I 
S 
 

 
 


TI ]
.g
 

TI ]i'1
 'O TI 
8:Q 
l1 19 
 
.Q N,Q ,Q .Q .Q .Q 

 "" ' :: I .Dl 
.., «f b I !1!,ł M 

 
 

 
 

.
 Ł:, I 

.
 I':'N 8 
 
 
'" 
QI
j'j' N::N N l! 
 
.
 &h u I 
 
!


 Q)':""" .er 

:: .QlB.


 
 
 ....!:j
 
r- Q) p. .
 p. g Q) (I) QI 

.
.£j..-I Ij 'ł

 &.., .
 QI:Q .
 o
 .,.., 
fd .
 
 
 
+J 
 ':;j
''''' .
rocOb, 
o
 
N 
 
 


 

.: o
 
 I 
 
 
.
 

8, 
8.(1) [i
 
 8' .-j
8.-;a.
 M....QI IJJM :: IJJ 
UJ [I) 8. ,tJ!':r 8.8.8.tJ 8.8;8 8. 8. 8. 
..., 
 fd fd la fa fd fd 
fij f'j N U 1J 'ł
 N ł
 
i '" j
 ł
 

 

 

 
:£ 
 [I) 

 Ł I .

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

""""'NA-I 
 .... QI 
o it oB 
 
 
fJ 
 18 & N 
.Q d
i 
 
{3, ...-4.1'1 .
 'n ...-1 'I'! .,.., 
.,..,g l1') 

 
i!J 
i!J 
 
 1i 
'" o s:.., i1 6 

:::1 o o ; o
 o
 o ' 

 o 
.,.., 
:fl 
.,.., 

 

 

 .... .", 
 
tO {3e 
, {J 'r
 N {J.n 
i1 
(ó 
",6-:;:;- ... N lt) .,. ..,. .., I/') 
 


' 
 ID o ..,. co --ł 
.., ..... N 


 lt) 
N N o ] 
MN N N 
g 
o o 10 ", g o 
+J
 M "'M 
 .., 
I W.., I 11IJ. , J. 
;;: .::1 "'
!jg "'
 .., '" 


 
 I 
 
 
N f;2 

 i:: 1a[i lR o 
8.:: ..-1 
f Q M .
 
 {J 
 
T 'C'; aJ 
M QlI\!..... l\! Q) j Q) 
.
 iJ 'fJJ
 6 .ej..-I .g ..-1 ..-1 
N M E
 N N 
l«f I ..... 

'.-I l! fil 'n N '" .::.., N N 
..-1 . '" .
 
 .,..,.,. o 
 
8' 
 lt) 
 g.
 

 .g 

g..-I o 

8 ..-I ..-1 
-&? '&1 ,!. {J O.,.., I ..-10 ..-1 o o 
'!JJ[I)N [I) 'OJ -':0: UJ 'łI) '!JJ 
g .
 b 
.
 b . I o 
'i
 

 . N 
 



 

ł V 
f8
 N
 

ł
 EJ EJ W..:i l\! .... 

S N 
b, 
M :2 
--ł M l\! '" '" .Q ,Q ..-1 .g co ..... ..... 
N N' 
 
i
 I 

g 
 "'o!:iil\! QlQIj.... .!:i 


 .fi .g 
 
ti 
.g

 ggB 

 
 .... 
.b

31 'N 
i 1 QI 

.Q 
 r- 
.., co 

 0\ 
'''''0: ..... 
:iS A 


'" 
M 
Q) 
.Q 
'" 
E-
>>>
Analiza sposob6w dodawania konserwantów... 


155 


..-1 
rl 
(l) 
.Q 
f\! 
+J 
'V 
o 


I/')N..... "'ł"'I ...", ł"'Ił"'I "'....'!' ł"'Ił"'I 
k I I k ' k ł 
I k I , I 

 .. 
 k '€i 1J 
('Q 
 
 , , 
ł
 2 o ł
 2
 
]! 

 f1 
.Q

 B
 19
 

 
- I I 
Q) 
&, rlN fJ 
'g .... 

 
 

 
8. l
 
.-'ł 
..-IM Ci);:S . 8. 8. 
ą
 . ..-1 
ł
 ł'
 ;:S 
'rtj .
 ..-1 

 o 
 

$ .
 
 
CI) t: .
 N !j 
r- &j..... U 
....8. 'i1
 'i1
 
 er er 
Q) ::J CI) ,(I) 
1U 

 p, J 
l
 j I 


! 
'ij 

.
 .
 

ą
 

 
8.[ 
.-ł 'r .... 
8'. 
 8' a.;1 8.;1 a 

 fa la !::J  j 
'" tj j
 j
 I 


 
2
 111, 
..:I ..:I 


 
 .1 
 
 
 
 ' 
.,-4 -B ..-1 ; ..-1 
m j
 
[g
 

 
 M
 
.,-4 E 
 l
; 

') 
; 
i 
 
i 


 (1)..-1 


; 
.

 
 o-B 
 . o .
 , 
.'4 . ..-1 

 
';:j 11
 118 

 11
 ii2J,s 
'" '" o ..... o o 
"" ... .., ID N 
 '" 
... ..... ..... N .... 
"" o o '" '0 
I/') .... "'.... 
'0 ..... N'?! ..... gN'?! ?!g", 
N.., ni ..,'" ..... 
?!J.!iJ 10 ol ... Ol J. 

 
NM MI! , 
7
 
I ..-1 
J. I N 
NnI
 N
 
 .n N g l

 
.

 
 aJ 
.-ł !1& 
M ..-! a. t! 08. 1:! a.

 
..-! aj 
 
(I) ni ni CI) 
..-I.
 :, l
 i1 "1 hj 
N 
o .Q ł
 
tio: .g ]j 
 
'n 
a N"'" j [l

 
'(j]7 
 
'(t}OOril-n ob! 'uJ 
N N :
 N
 J'h 
N !O !O 
 
ł", f!
 .
ł 
 '" 

ex 
 r
 tJ
 
k 

ID 
.J l:f. N .....0 Si w:! 
 
(I) 
j 
 aj 
... j
 
g ;!1 
,,", 51 
3:
>>>
156 


Edmund Dulcet 


Z danych zawartych w tabeli 1 wynika, że konserwant y zastosowano w 89 
gospodarstwach indywidualnych, co stanowi 0,06% wszystkich gospodarstw in- 
dywidualnych trzech badanych województw jpłockie 0,1%; włocławskie 0,06% ; 
bydgoskie 0,03%/. Były to gospodarstwa o 
redniej wielkości - 9,2 ha -ś
- 
nia w kraju 6,7 hal, charakteryzujące się znaczną powierzchnią trwałych 
użytków zielonych /około 56% og6lnej powierzchni gospodarstw/o Specjaliza- 
cja tych gospodarstw, to produkcja mleka i trzody chlewnej o Głównymi za- 
kiszanymi ro
linami były: trawa i motylkowe z dodatkami. 
Maszynami wiodącymi w technologiach zbioru zielonek były 
zielonek Z-302, sieczkarnie zbierające polowe Z-305, Z-310 oraz 
zbierające T 009, TOI0. Wśród zbiorników /silosów/ do kiszenia 
zbiorniki naziemne /kurhany/, zbiorniki wgłębne /doły ziemne/ i 
przejazdowe. 
We wszystkich przypadkach konserwant y dodawano do zielonek w czasie 
układania ich w zbiorniku. KonsePNanty stałe /sypkie/ rozprowadzano ręcz - 
nie, posypując warstwy zielonki odważoną ilo
cią konserwantuo W przypadku 
konserwantów ciekłych /mr6wczan sodu i benzoesan sodu rozpuszczano w wo- 
dzie/ konserwant y rozlewano na powierzchnię zielonek przy użyciu polewacz- 
ki ogrodniczej /konewki/.Jedynie w 2 przypadkach wykorzystano do tego celu 
opryskiwacz plecakm.,y "Sano 2". 



cinacze 


przyczepy 
dominowały 
zbiorniki 


Z ogólnej liczby 89 pobranych do analizy próbek kiszonek, 39 uzyskało 
ocenę bardzo dobrą, 22-dobrą, 3-mierną i 3-złą. Pozostałe kiszonki nie 
były badane laboratoryjnie. Opinie rolników na temat stosowania konser 
wantów były zróżnicowane. Większość udzielających odpowiedzi stwierdziła , 
że konserwant y są niezbędne przy sporządzaniu kiszonek, zwłaszcza z wil- 
gotnych trudnoKiszących się ro
lin. Część rolników stosuje konserwant y 
od wielu lat. Zdaniem ankietowanych rolników jedną z głównych przyczyn 
małego zainteresowania sporządzeniem kiszonek przy użyciu konserwantów 
jest brak urządzeń mechanizujących zabieg dodawania konserwant6w do zie- 
lonek. Urządzenia te powinny mieć prostą konstrukcję, być tanie oraz za- 
pewnić równomierne wymieszanie odpowiedniej ilości konserwantów z materia- 
łem roślinnym przeznaczonym do kiszenia. 
Obecnie stosowany w kraju ręczny sposób dodawania konserwantów nie 
gwarantuje równomiernego wymieszania konserwant6w z zielonką, czyniąc przy 
tym pracę tę uciążliwą i szkodliwą dla zdrowia /w przypadku stosowaniakon- 
serwantów chemicznych/o 


3. DYSKUSJA 


Uzyskane wyniki badań wskazują, że konserwant y dodawane są do zielo - 
nek ręcznie, co nie gwarantuje r6
nomiernego wymieszania ich z masą roś- 
linną przeznaczoną do kiszenia. Obecnie nie produkuje się w kraju żadnych 
urządzeń dozujących. 
Według Systemu Maszyn ROlniczych i Le
nych /VII wydanie,I Q 88/,do pod- 
stawowych zadań w zakresie rozwoju mechanizacji produkcji pasz objętościo-
>>>
Analiza sposobów dodawania konserwantów... 


157 


wych należało opracowanie metod dozowania chemicznych 
rodków konserwują - 
cych [10]0 Podobne opinie występują w pracy Janygi i in. [8], Biłowieckie- 
go [2J, Wójcickiego [15J, Podkówki [13], Dulceta [5J.Mimo to należy pod- 
kreślić, że do dnia dzisiejszego zagadnienie to nie zostało opracowane. 
Jedynie pod koniec lat siedemdziesiątych i na początku lat osiemdziesią 
tych podjęto prace nad opracowaniem modeli urządzeń dozujących;Bauknecht[
 
Podk6wka i in. [12J, Dulcet i in. [4,5], które zakończyły się wykonaniem 
jedynie serii informacyjnych tych urządzeń o 
Wydaje się celowym pOdjęcie kompleksowej pracy, mającej na celu opra- 
cowanie sposobu i techniki dodawania konserwantów do zakiszanych zielone
 
przystosowanych do nowych warunków gospodarowania w gospodarstwach indywi- 
dualnycho Natomiast w nowym katalogu wymagań odno
nie mechanizacji produk- 
cji pasz objęto
ciowych uwzględnić należałoby opracowanie metod dozowania 
środk6w konserwujących bez słowa "chemicznych", ponieważ na rynku znajdują 
się obecnie zar6wno konseL
anty chemiczne, jak i coraz większa liczba kon- 
serwantów mikrobiologicznych /Laktomix, Bacillina, Inokulant, Sila - Bac, 
Silerferment/ skuteczniejszych i bezpieczniejszych od chemicznych, a do- 
dawanych do zielonek w mniejszych ilo
ciach [14]. podobne sugestie wy- 
stępują w pracy GOć, Olszewskiego i pawlaka [6J, kt6rzy podają, że wystę - 
puje pilna potrzeba opracowania wymagań agrotechnicznych i zootechnicznych 
dla maszyn przystosowanych do pracy w takich warunkach, jakie występują 
obecnie w gospodarstwach indywidualnych. podkówka [llJ podaje natomiast,że 
zagadnienie to będzie ciągle aktualne, bowiem wymagania stawiane dodatkom 
stosowanym przy konserwowaniu pasz są coraz większe i będą one wzrastały. 


4. WNIOSKI 


l. Z przeprowadzonych ankietowych badań wynika, że w gOBpodarstwach 
indywidualnych konserwant y dodawane są do zielonek ręcznie w cza - 
sie ich układania w zbiorniku. Nie gwarantuje to równomiernego wy- 
mieszania odpowiedniej ich ilo
ci z masą ro
linną, przeznaczoną 
do kiszenia, czyniąc przy tym pracę tę uciążliwą i szkodliwą dla 
zdrowia Iw przypadku stosowania konserwantów chemicznych/o 
2. Należy pilnie podjąć kompleksowe prace, mające na celu opracowa - 
nie sposobu i techniki dOdawania konserwantąw do zakiszanych ro
 - 
lin, ze szczególnym uwzględnieniem konserwantów mikrobiologicznych 
jako bezpieczniejszych i skuteczniejszych od chemicznych i doda - 
wanych do zielonek w mniejszych ilo
ciach. 


LITERATURA 


[l] Bauknecht E.: Dozownik 
rodków konserwujących zielonkę.Przeg.hodowl. , 
11, 1978 
[2J Biłowiecki Jo: Współczesne kierunki w technologii konserwowania pasz 
ziclonych w Holandii.Symbol.dok.IBMER XLXX/1314,Warszawa 1986
>>>
158 Edmund Dulcet 


[3J Chomyszyn M.' Ensimax-preparat do konserwowania zielonek.wyd. O
rodek 
Hodowli Zarodowej Cerkwica, 1989 
[4J Dulcet E., Tyszczuk K., Macko M., Ciara H., Wdrożenie serii informa 
cyjnej urządzenia do dodawania preparat6w,ciekłych.PRB 10/91. Prace 
ATR Bydgoszcz, 1991 
[5J Dulcet Eo: Ocena r6wnomierno
ci dozowania kons
rwant6w przez r6żne ro- 
związania konstrukcyjne urządzeń dozujących. Zesz.Nauk.ATR Bydgoszcz, 
Mechanika 36,1994 


[6J 


[7J 


Goć E., Olszewski T., Pawlak M., Uwagi o stanie 
darstwach indywidualnych o Technika Rolnicza, l, 
Harrison P.Ho' Treatment of Forage with Sulphur 


mechanizacji w gospo - 
1993 


Dioxide in 


a Forage 


Harvester. Transactions of the ASAE, Vol. 28/3/, 1985 
[8J Janyga J., Poczobut M.' Mechanizacja konserwacji pasz gospodarskich 
we Francji. Symbol dok. IBMER XLII/832, Warszawa 1978 
[9J Jarmocik B., Dulcet B.' Analiza technologii zbioru trudnokiszących się 
zielonek VI gospodarstwach indywidualnych woj.bydgoskiego.Zesz.Nauk.ATR 
Bydgoszcz, Mechanika 32, 1988 
[10J Opracowanie zbiorowe. System Maszyn Rolniczych i Le
nych.Czę
ć VIII 
Warszawa 1988 
[11J Podk6wka W.: Konserwowanie pasz preparatami chemicznymi. Wyd.AR pozna
 
1976 
[12J Podkówka W., Ciechoński J., Zaremba P., Szygorski E.:Urządzenie dozu - 
jące. Wzór użytkowy nr W 58536, Warszawa 1978 
[13] Podkówka Wo' Metody intensyfikacji produkcji zWierzęcej w oparciu o 
regionalną bazę paszową. CPBR 10.17/11. Prace ATR Bydgoszcz, 1990 
[14J Robkowsky D., Hertwig F., Neubert G., Was biologische Silierhilfen 
Leisten. DLG-Mitteilungen, 5, 1993 
(15] Wójcicki. Z o '. Perspektywy rozwoju mechanizacji w gospodarstwach indywi- 
dualnych. Mechanizacja Rolnictwa, 8, 1986 


THE ANALYSIS OF METHODS AND TECHNIQUE OP ADDING PRESERVATIVES TO 
BNSILAGED PLANT S 


Summary 


The study presents the results of researches on methods and technique 
of adding preservatives to ensilaged plants in family frams at the area of 
selected provinces. It has been found, that preservatives are added to 
green fodders manually, at the time when they are loaded into the contai - 
ner, and this doesn't quarantee uniform distribution of appropriate quan - 
tity of ttlem in green fodder, thus such work becomes tlresome and harrnful 
to the health.
>>>
AKADEMIA TECHNI;:ZNO-ROLNICZA IM. JANA I J:ł;:DRZEJA ŚNIADECKICH W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 184 - MECHANIKA 136/ - 1994 


Bronisław Kłos 
Eugeniusz Jarmocik 


METODA OBLICZANIA WSKAŹNIKÓW EKSPLOATACYJNYCH ZBIORNIKOWEGO 
SCHŁADZ

NIKA MLEKA Z AKUMULACJĄ LODU 


W pracy przedstawiono metodę obliczeń wskaźników charakteryzu 
jących pracę schładzalnika mleka oraz podano metodę wyznaczania masy 
lodu na rurach parownika. Dokonano pomiarów poszczególnych parametrów 
schładzalnika na stanowisku badawczym. Stwierdzono, że schładzalnik 
SM-1200 spełnia podstawowe wymagania Systemu Maszyn Rolniczych i Le
- 
nych. 


1. WSTęP 


Temperatura mleka bezpo
redpio po udoju jest równa temperaturzezw1e- 
rzęcia, czyli 35-37 0 C. Jest to temperatura sprzyjająca rozwojowi mikroor - 
gani zmów, które dostały się do mleka wraz z zanieczyszczeniami. Rozwój 
mikroorganizmów ustaje w temperaturze poniżej ?oC, dlatego po zakończeniu 
doju mleko powinno być schłodzone do temperatury 3-4 0 C w czasie nie dłuż - 
szym niż 2,5 godziny [lJ. Podczas przechowywania temperatura mleka może 
wahać się w zakresie 
 O,5 0 C. 
\ol dostępnych rcetodykach badań zbiornikowych schładzalników mleka 
z akumulacją lodu nie pOdaje się metod wyznaczania wskaźników eksploata 
cyjnych, istotnie wpływających na ocenę pracy tych urządzeń. Istnieje zatem 
potrzeba opracowania metody obliczeń wskaźników eksploatacyjnych, co jest 
celem niniejszej pracy. 


2. OBLICZANIE WSKAZNKÓW CHARAKTERYZUJĄCYCH PRAC
 SCHŁADZALNIKA MLEKA 


Na podstawie do
wiadczeń stwierdzono, że pracę schładzalników 
można scharakteryzować za pomocą następujących wielko
ci, 
- ilo
ci zakumulowanegb ciepła 0ak w zbiorniku wody 


mleka 


Qak 
gdzie, 
Qakl - 
Qakw - 
'..)akt - 


Qakl + Qakw + Qakt 


[kJ] 


(2.1) 


ciepło zakumulowane w lodzie, 
ciepło zakumulowane w wodzie, 
ciepło zakumulowane w elementach konstrukcji schładzalnika; w 
stanach ustalonej pracy można przyją6, że 0akt 
 O
>>>
160 


B.Kłos, E.Jarmocik 


Ilość ciepła Qakl można obliczyć z zależno
ci: 


Qakl = mI . CI 


[kJ] , 


(2.2) 


gdzie: 
mI - masa lodu utworzonego na rurach parownika [kg], 
cI - ciepło topnienia lOdu, wynoszące 333 (kJ/kg]. 
Ilo
ć ciepła zakumulowanego w wodzie obliczamy z wzoru, 


Qakw '" lI1w . c w /t
l - t
21 
gdzie, 


[kJ] 


(2.3) 


rnw - masa wody w zbiorniku akumulatora lodu, 
C w - ciepło właściwe wody, 
t
l i t;2- temperatury wody w chwili rozpoczęcia i zakończenia akumulacji; 


- efektywności akumulacji e ak , będącej ilorazem ilo
ci 
nego w oziębiaczu i ilo
ci energii elektrycznej AE 1 
dzalnik w czasie akumulacji lodu 


ciepła zakumulowa - 
zużytej przez schła- 


tak'" Qak l AE 1 
- ilości ciepła Qm oddanego przez mleko 


(2.4) 


Om '" m . Cm It ml - t m2 / 
gdzie, 


[kJ] 


(2.5) 


m - masa oZiębionego mleka, 
cm - ciepło właściwe mleka. 
t m1 ,t m2 - temperatura początkowa i końcowa mleka, 
- strat ciepła Os przy oziębianiu mleka 


Os 


Oc - Om 


[kJ] 


(2.6) 


gdzie: 
Qc - ilość ciepła oddanego przez akumulator lodu w procesie oziębia- 
nia mleka. 


Ilość ciepła Oc można obliczyć następująco, 


Oc '" Qakl + 
 + Qagr 


[kJ) 


(2,7) 


gdzie: 


ow - ilo
ć ciepła powstałego w lodzie w czasie oziębiania mleka, 
Qagr - ilo
ć ciepła wytworzonego przez pracujący agregat. 


Ilo
ć ciepła 
 można obliczyć z zależno
ci, 


" u 
Qw '" IDw . C w It w1 - tw21 


[kJ] 


(2.8) 


gdzie, 
t: 1 i t: 2 - temperatury wody odpowiednio na początku i na końcu pro- 
cesu schładzania mleka.
>>>
Metoda obliczania wskatnik6w... 


161 


Ilo
ć ciepła, jaką wytwarza pracujący agregat Qagrt równa jest iloczynowi 

ydajno
ci użytecznej agregatu Quz i czasu pracy egregatu 
agr' czyli 


Qagr = Quż. 
agr 


[kJ] 


(2.9) 


Na pOdstawie podanych wyżej wie1kogci można obliczy6 takie wskatniki jak, 
sprawno
ć akumulacji 
ak' sprawnogć schładzalnika ?sch oraz sprawnog6 
ogólna schładzalnika 
o. 
Sprawno
cią akumulacji nazywamy stosunek ilo
ci ciepła wytworzonego 
w czasie akumulacji lodu do wydajno
ci użytecznej agregatu chłodniczego 


'? ak 


°ak 
0uż .r ak 


(2. la} 


gdzie, 

ak - czas akumulacji lodu. 


Sprawnoś6 schładzalnika mleka jest ilorazem ilo
ci ciepła 
przez mleko i ilo
ci ciepła pobranego przez akumulator lodu 


oddanego 


'? sch 


Om 
Oc 


(2.11) 


Sprawno
ć og6lną "lo schładzalnika okreglarny jako stosunek ilo
ci 
ciepła oddanego przez mleko do łącznego zużycia energii elektrycznej w 
czasie akumulacji lodu .1E 1 i podczas schładzania mleka AE 2 


rz '" 
o oD. El + Ó E 2 



 


(2.12) 


3. METODYKA BADAŃ 


Badania przeprowadzono na schładzalniku mleka SM-1200, zainstalowa 
nym w Zakładzie Doświadczalnym Instytutu Mechanizacji Rolnictwa w Strze 
szynie. Schemat stanowiska pomiarowego ilustruje rysunek 1.Schładzalnik 
mleka wyposażono w przyrządy pomiarowe pozwalające na pomiar: temperatury 
wody i mleka, poziomu wody w akumulatorze lodu, masy mleka, poboru mocy 
oraz zużycia energii elektrycznej przez agregat chłodniczy. 
Pomiar temperatury mleka Iw zakresie od 35 do 4°CI w zależno
ci od 
czasu schładzania przeprowadzono zgodnie z metodyką IBMER [l] oraz zale- 
ceniami ISO [3J. Pomiary przeprowadzono przy całkowitej obj
tości mleka 
w zbiorniku ;1200 dm 3 ;. 
Ilo
ć lodu na rurach paroynika wyznaczono metodą pogrednią, mierząc 
przyrost poziomu wody oD. h , kt6ry jest proPorcjonalny do przyrostu obj
 
to
ci 
V spowodowany przyrostem objęto
ci lodu.
>>>
162 


B.Kłos, E.Jarmocik 


Av 
 


.j 


V2 VI 


Rys.l. Schemat stanowiska pomiarowego 
I-licznik poboru energii elektrycznej, 2-wskatnik 
pojemno
ci mleka w zbiorniku, 3-termometr, 4-mie- 
szadło, 5-U-rurka do pomiaru poziomu wody w zbior- 
niku,6-waga 


Jak wynika z rysunku l, przyrost ten wynosi, 


v 


V 2 - VI 


(3.1) 


gdzie, 
VI - objęto
ć początkowa wody w zbiorniku, 
V 2 - objęto
ć wody wraz z lodem. 


Objęto
ć początkową wody można umownie podzielić na objęto
ć wody V w 
i objęto
ć wody lOdowej V wl ' z kt6rej powstaje l6d, 
czyli 
VI = V w + V wl 
Objęto
ć wody wraz z lodem można przedstawić w postaci: 


V 2 V w + VI 
gdzie, 
VI - objęto
ć lodu 


Masa utworzonego lodu powstała z masy wody lodowej wyniesie: 


m = 
1 


11\..11 


biorąc pod uwagę, że: 


VI = mIl ql 
V wl = 11\..11 1 9wl 
oraz podstawiając powyższe zależno
ci do r6wnania(3.lh otrzymamy: 


A V = mI ( 
 - 
 ) 
ql qwl 


(3.2)
>>>
Metoda obliczania wskatnik6w... 163 


Uwzględniając, że A V = A . Ćh, otrzymamy wzór na wyznaczenie masy l-odu 
w zbiorniku wody lOdowej: 


mI 


A . Ah 
l l 
ql - qwl 


(3.3) 


gdzie: 


A - powierzchnia lustra wody w zbiorniku, 
A h - przyrost poziomu wody, 
ql i qwl- gęsto
ć: lodu i wody lodowej. 
Obliczenie masy lodu za pomocą wzoru (3.3), wymaga wyznaczenia powierzchni 
lustra w,ody w zbiorniku. .Pomiary wykona,no, dolewając do zbiornika odważone 
porcje wody. Przyrost poziomu wody A h obserwowano na poziomowskazie 5. 
DZieląc objęto
ć wlanej wody przez warto
ci przyrost6w poziorn6w wody w 
zbiorniku, otrzymano warto
ci powierzchni lustra wody. 
Skalowanie listwy mierniczej poziomu mleka w zbiorniku przeprowadzono, 
wlewając do zbiornik
 - odważone na wadze S-porcje mleka Irys.l/ 


4. WYNIKI BADAŃ I ICH ANALIZA 


Na rysunku 2 przedstawiono wykres zmian powierzchni. A lustra wody 
w zależno
ci od przyrostu poziomu wody A h w zbiorniku. Jak wynika z wy_ 
kresu, powierzchnia lustra wody zmienia się nieznacznie i jej warto
6 

rednia wynosi A=I,Ol m 2 /rys.2/. 


A 
[m 2 ) 
'f. 
.
, I
I - 
.11 1.01 
0.1 30 4.01 
20 101 - 
40 I.. 
n 
. - 
-40 o. 
-20 O. 
- O O ZO 4h r... 


40 


Rys.2. Zależno
6 powierzchni lustra wody od poziomu 
wody w zbiorniku 


Gęsto
ci wody lOdowej i lodu wynoszą odpowiednio [S]: 



wl = 999,9 kg/m 3 , 


3 

l = 917,6 kg/m 


POdstawiając powyższe dane liczbowe do równania (3.3), otrzymamy: 
mI = 11260 . A h [kg]
>>>
164 


B.Kłos, E.Jarmocik 


Zależność ta pozwala na obliczenie masy lodu utworzonego na rurach parow- 
nika przy znanej warto
ci przyrostu ł.h poziomu wody w zbiorniku, wyrażo- 
nej w metrach. 
Wyniki skalowania listwy mierniczej do wyznaczania poziomu mleka 
w zbiorniku przedstawiono na rysunku 3. Zależność ta ma charakter linio- 
wy. 


ł 


V 
3) / 
.i.i:.. z Ust...,. 
(1m 3 Arem! ;J 


 O LI 
-147 -/2 
00 335 25,1 ) 
5'6 42 
 
15'1 Sł.9 / 
9()O 61.5 
łO'15 72.5 I 
UI'O 80 
00 Id 
) 
-{ 
, 
IJ D 


.t 


1/0 


60 


Ali""] 


[Im 


ł&oO 


& 


Rys.3. Skalowanie listwy mierniczej do wyzna- 
czania poziomu mleka w zbiorniku 


w tabeli 1 przedstawiono wyniki pomiarów parametr6w pracy schładzal - 
nika..Są to średnie arytmetyczne warto
ci mierzonych wielko
ci z trzech 
powtórzeń. Obliczenia wskainików charakteryzujących pracę schladzalnika 
mleka przeprowadzono w oparciu o wzory {2.1)-(2.12)i (3.3). Wyniki obli- 
czeń zestawiono w tabeli 2. 


Tabela 1 


Wyniki pomiar6w warto
ci parametrów pracy schładzalnika mleka 


Parametr pomiarowy Symbol Jednostka Wartość 
::s Temperatura t:.; 1 Oc 17 
't1 początkowa wody 
o 
.... Oc 
II! Temperatura końcowa wody t
2 1,6 
'M 
u Pobór mocy 
E1 kWh 40,2 
'" 
.... 

 Przyrost poziomu wody w' zbior. Ah mm 42 

 Czas akumulacji lodu t'ak h 24 
I f\! Objęto
ć schładzanego mleka V m dm 3 1200 
II!"': 
NCU 

i Pobór mocy ł:.E 2 kWh 3 , 8 
ł.4 
.c:cu t'agr 
o.... Czas pracy agregatu h 2 
!I) c::
>>>
Metoda obliczania wska
nik6w... 


165 


cd. tabeli 1 


Temp.wody na początku schładzania t" Oc 1,6 
wl 
Temp.wody na końcu schładzania t: 2 - Oc 1,6 
Czas schładzania mleka r'm h 2 
Temperatura początkowa mleka t m1 Oc 35 


Tabela 2 


Wyniki obliczeń warto
ci wskainików charakteryzujących 
pracę schładzalnika mleka 


Parametr Jednostka Warto
6 
QakW kJ 64449 
Qakl kJ 157509 
Qak kJ 221958 
f ak - . 1,53 
Qm kJ 145267 
Quż kW 3,0 
Qagr kJ 21600 
Ow kJ O 
Qc kJ 179109 
Os kJ 33842 
V ak - 0,86 

sch - 0,81 
Vo - 0,92 
mI kg 473 


Prz
bieg schładzania mleka i zmian temperatury wody w akumulatorze 
lodu w zależno
ci od czasu schładzania przedstawiono na rysunku 4. 
Wyniki badań przedstawione w 
achl i 2 wSkazują, że ilo
6 lodu 
wytworzona na rurach parownika jest wystarczająca do SChłodzenia 1200 dm 3 
mleka od temperatury 35 0 C do 4°C. 
Wysoka warto
6 współczynnika efektywno
ci akumulacji I t ak - 1,JS/zwią- 
zana jest ze wspólczynnikiem wydajno
ci chłodniczej, który jest wi
kszy 
od jedno
ci i oznacza, że ilo
ć energii cieplnej uzyskanej w agregacie 
chłodniczym jest wi
ksza od pracy dostarczonej na wał spr
żarki [4]. 
Stosunkowo wysoka warto
ć współczynnika akumulacji I 
ak - 0,861 jest 
wynikiem sprawnej pracy agregatu chłodniczego Idobrze uszczelniony układ ,
>>>
166 


B.Kłos, E.Jarmocik 


t m 


20 


10 


o 


50 


100 


't m [min) 


Rys.4. Pr

bieg schładzania mleka i wody 


poprawna praca termostatu itp/. Sprawno
ć tę można jeszcze podnie
ć,gdyby 
udało się zmniejszyć czas akumulacji lodu. 
Względnie niska sprawno
ć schładzalnika 
strat ciepła na rzecz otoczenia i to zarówno 
jak i ze zbiornika mleka. 
Czas schładzania mleka nie przekroczył dwóch godzin i spełnia 
tym względem wymagania agrotechniczne [1,2,3]. 
Zakumulowanie dużej ilo
ci ciepła IQak = 0,22 MJI wymagało całodobo- 
wej pracy agregatu chłodniczego, co w przypadku jednorazowego napełnienia 
zbiornika w ciągu dnia do pełna, zmusza do. ciągłej pracy urządzenia. Zatem 
skorzystanie ze schładzalnika przy dużej obsadzie zwierząt jest możliwe 
tylko raz dziennie. Lepszym rozwiązaniem byłoby zastosowanie agregatu 
o większej wydaJności chłodniczej, a tym samym krótszym czasie pracy. 
Zmniejszyłoby to straty ciepła do otoczenia i pozwoliłoby na częstsze ko- 
rzystanie ze schładzalnika. 


/ Vsch = 0,81/ jest wynikiem 
ze zbiornika wody lodowej, 


pod 


5. PODSUMOWANIE 


Istotnym efektem pracy jest: 
al opracowanie metody wyzn
czania masy lodu mIna rurach parownika, 
bl opracowanie metody określania wskatników charakteryzujących pracę 
schładzalnik6w mleka, takich jak: współczynnik akumulacji Vak 
sprawno
6 schładzalnika 
sch i sprawno
ć og6 l n a schładzalnika 
o' 
ci weryfikacja wzorów poprzez przeprowadzenie badań eksploatacyjnych 
schładzalników SM-1200. 
Praktycznym osiągnięciem pracy jest d9wiedzenie, że wytworzona na 
rurach parownika agregatu chłodnicznego masa lodu w ilo
ci mI = 473 kg 
jest wystarczająca, aby schłodzić 1200 dm 3 mleka od temperatury 35 0 C do 
4 0 C w czasie nie przekraczającym dw6ch godzin, co jest zgodne z wymaga 
niami systemu Maszyn Rolniczych i Leśnych.
>>>
Metoda obliczania wskatników... 


167 


LITERATURA 


[IJ Barwicki J., Napierała J.: Metodyka badań zbiornikowych i nurnikowych 
oziębiaczy mleka. IBMER, Warszawa, 1979 
[2J Cersowsky H., Sonntag S.: Moderne Verfakren zur KOhlung der Rohmilch. 
"Tierzucht", H.3, 1972 
[3J ISO N42-E-1978. Zbiorniki chłodnicze do mleka 
[4J Merc W.: Chłodnictwo - Teoria Chłodziarek. Cz.I,PWN, warszawa,1986 
[5J Raznjewi
 K.: Teplinske tablice i dijagrami. TechniĆka Knjiga.Zagreb, 
1964 


THE METHOD OP CALCULATIONS OF COEFFICIENTS EXPLOITATION OF 
THE RESERVOIR MILK - COOLER WITH THE ICE 


Surnmary 

'his article has shown the method of calculations of coefficients 
characteristic of the milk-cooler work and also the method of calculations 
of the ice mass in the evaporator's pipes. There was also made some me- 
asurements of part'icular cooler-milk parameters on the menstruation stand. 
It was found that the milk-cooler SM-1200 fulfils with the basic reguir - 
ments by the Agricultural and Forest Machines System. 


\
>>>
AKADEMIA TECHNICZNO-ROLNICZA IM. JANA I J
DRZEJA ŚNIADECKICH W BYDGOSZCZY 
ZESZYTY NAUKOWE NR 184 - MECHANIKA /36/ - 1994 


Marian Szymanski 


REKUPERACJA CIEPŁA OD BRUDNEGO KONDENSATU 
SIARCZANOWEGO 


W artykule opisano niektóre problemy wymiany ciepla w układzie 
rekuperacji od brudnego kondensatu siarczanowego.Przedstawiono metodę 
uzdatniania kondensatu obr6bką n
gnetyczną oraz podano wyniki badaf 
uzdatniania kondensatu tą metodą. 


l. WPROWADZENIE 


Brudny kondensat siarczanowy powstający w wyniku skraplania oparów 
odprowadzanych ze zbiornika wydmuchowego jest czynnikiem magazynującym naj- 
większe ilo
ci ciepła odpadowego będącego przedmiotem rekuperacji w (1a- 
rzelni roztwarzającej drewno metodą siarczanową. 
Wymiana ciepła między brudnym kondensatem siarczanowym i wodą w wy - 
miennikach układu rekuperacyjnego przy akumulatorze brudnego kondensatu 
ma więc znaczący wpływ na bilans cieplny warzelni. operacja ta stwarza 
duże trudno
ci eksploatacyjne. Z brudnego ko
densatu siarczanowego wykrys- 
talizowują się na powierzchni wymiany ciepla osady. Warstwy tych osadów, 
tworzące odpowiednik kamienia kotłowego, w miarę narastania zwiększają o- 
pór cieplny przegrody oddzielającej czynniki wymieniające ciepło oraz 
opór przepływu kondensatu przez wymiennik. Powoduje to zmniejszenie stru ,- 
mienia ciepla przenikającego od kondensatu do wody. 
Osad utworzony w wymiennikach ciepła na powierzchniach omywanych b
- 
nym kondensatem jest trudny do usunięcia. Ma dużą twardo
ć i spoisto
ć o- 
raz odznacza się odporno
cią na dzialanie czynników chemicznych. 
Konstrukcja wymienników do rekuperacji clepla' od brudnego kondensatu 
siarczanowego winna więc 
względniać nie tylko zapewnienie możliwie naj- 
korzystniejszych warunków dla wymiany ciepła, ale również zabezpieczenia 
przed oddziaływaniem osadów /możliwo
ć zapobiegania ich powstawaniu/ lub 
łatwo
ć ich usuwania. 


2. WYMIANA CIEPŁA W WYMIENNIKACH UKŁADU REKUPERACJI PRZY AKUMULATORZE 
BRUDNEGO KONDENSATU 


Układ rekuperacji ciepła od brudnego kondensatu siarczanowego przed- 
stawiono schematycznie na rysunku l. stosowany jest on powszechnie w wa-
>>>
170 


Marian Szymański 


rzeiniach siarczanowych pracujących z konwencjonalnym układem, wykorzys - 
tującym do wydmuchu masy z warników wytworzone w nich podczas roztwarza - 
nia ciśnienie. 


1.\ 


do komory oksydacyjnej 


RyS.l. Schemat układu rekuperacji ciepła od brudnego 
kondensatu siarczanowego 
I-zbiornik wydmuchowy, 2-cyklon,3-kondensator 
pierwotny, 4-akumulator brudnego kondensatu, 
S-kondensator wtórny,6-filtr,7-wymiennik cie- 
pła 


Brudny kondensat o temperaturze 90 0 C pobierany z górnej czę
ci akumu- 
latora poprzez filtry dopływa do pompy, która tłoczy go do wymienników cie. 
pła, gdzie jest ochładzany do temperatury około 40 0 C; oddaje ciepło wo- 
dzie' której temperatura wzrasta do 70 0 C. Teroperatura początkowa wody zimą 
wynosi 3 0 e, a latem 17 0 Co Kondensat z wymienników ciepła przepływa dok
 
ca ssawnego pompy pOdającej wodę do natrysku w kondensatorze skraplającym 
opary odprowadzane ze zbiornika wydmuchowego. 
. W układach rekuperacji ciepła od brudnego kondensatu 
stosowane są powszechnie wymienniki spiI'alne Rosenblada o 
przepływie czynników wymieniających ciepłooCechuj
 je bardzo 
chnia wymiany ciepła w odniesieniu do wymiarów gabarytowych. Budowę 
miennika spiralnego przedstawiono na rysunku 2. 
Kanały przef':::ywo\"e utworzone między zwojami s
iralnymi przegrody ma- 
ją szerokość około 10 14 mm, co zapewnia - przy stosunkowo dużej pręd- 
kości ruchu czynników - ich burzliwy przepływa dużej wartości liczby Rey- 
noldsa. 


siarczanowego 
skrzyżowanym 
duża powierz- 


wy- 


Wartość współczynnika przenikania ciepła od kondensatu do wody zawar- 
ta jest "'la tych wymienników w przedziale 530';'1050 W/ m2.K [1]. 
Średnia różnica temperatury dla rozpatrywanych wymienników wynosi 
około 0,8 średniej różnicy temperatury dla przepływu przeciwprądowego [2J. 
\'Iymienniki spiralne stwarzają więc lepsze warunki wymiany ciepła niż wy- 
mienniki rurowe, dla których wartość współczynnika przenikania zawiera 
się w granicach 350 
 850 W/ m 2 K , a średnia różnica temperatury nie odbiega 
od uzyskiwanej IV \oJymiennikacil spiralnych [lJ.
>>>
Rekuperacja ciepła o.' 


171 


12 


1 
- 


-L 


Rys.2. Spiralny wymiennik ciepła 
1-2 - wlot i wylot konden- 
satu, 3-4 - wlot i wylot . 
"Ńody 


Wymienniki rurowe budowane są jako wielobiegowe. W części więc po- 
wierzchni wymiany występuje przenikanie ciepła przy przeciwprądowym prze - 
pływie czynników, a w czę
ci - przy przepływie współprądowym. 
wymienniki spiralne mają jednak bardzo ważną dla ich eksploatacji 
wadę. Budowa ich w znacznym stopniu utrudnia oczyszczanie powierzchni 
wymiany ciepła sposobem mechanicznym i w związku z tym zainkrustowane wy- 
mienniki często wycofywane są całkowicie z eksploatacji. 
Wymienniki rurowe, stanowiące alternatywne rozwiązanie układów reku- 
peracji ciepła, w odróżnieniu od wymienników spiralnych nie stwarzają tak 
dużych trudności w oczyszczaniu. Wewnętrzna powierzchnia rurek omywana 
brudnym kondensatem może być oczyszczona z osadów metodą mechaniczną. 
Rozpatrując zastosowanie w układzie rekuperacji ciepła od brudnego 
kondensatu siarczanowego wymienników rurowych, przeprowadzono obliczenia 
, projektowe układu z takimi wymiennikami. 
Projekt zak:tadał, że układ rekuperacyjny zbudowany będz ie jako ba'. 
teria współpracujących ze sobą podstawowych trójbiegowych wymienników cie- 
pła o pOwierzchni 46,4 m 2 każdy. Schemat takiego układu przedstawiono 
na rysunku 3. Wymienniki usytuowane są poziomo. 
W tabeli l zestawiono dane charakteryzujące pracę układu dla dwóch 
warto
ci strumienia objęto
ci kondensatu oraz czterech przypadków połą 
czeń wymienników. 
Z przedstawionych danych wynika, że najkorzystniejsze warunki wy- 
miany ciepła i przepływu kondensatu stwarza układ złożony z trzech ze-
>>>
172 


..... 


([J 
'""' 
w 
,q 
rtJ 
8 


_o:: 
O 
:, 
"' 
O 

 
::J 

 
;;: 
'O 
'1:J 
rtJ 
.\-1 
'" 
::J 
::J 
.) 
'" 
aJ 
'" l\! 
O "'" 

 (l, 

, W 
'.... 
O O 
O 

 ;;: 
O 'O 
,, 
'V '.... 
l\! :: 

.-4 
 

 Q) 
-.... 
N e 

 9 
p, 
rtJ 
'" 
, 
+J 
UJ 
:. 

 
w 
+J 
,, 
l\! 

 
lO 
..c: 
u 


Marian Szymański 


,----
.;:; IIJ 
1':.,.., 

 
 
:,IIJ o:; ..... 
N", - 
O."" IIJ N M ..... '" '" 
'" 1':,," Ę I '" co ..... ID 
'O Q) P. "- o N N ..... 
o.NW :;: o- ..... ..... o- 
[I) 
 ..... 
[I) 
 0.0 
"- 
M 
fi , 
, o 
c') '" o ..... ID 
..... :'0. IIJ co '" ... '" 
o H W p., M N N '" 
- O N M L') '" r- 
"" o.
 ::J '" '" ..... 
o p.;;: M 
II 
I 
: 'd 
IIJ..-! o ..... '" ..... 
.Q o W N '""' '" '" 
N 
 P: ..... '" '" N 
O, ..... o- o ..... 
::J ..... W rtJ '" co '" '" 
+J ..-1P::;{J) N ..... 
IIJ 
UJ 
.:: 'O I 
W rtJ "" , '" "" 
'V ..... O'" [I) ID co '" .... 

 
 '" p, "- ID '" '" M 
.8 'V 'V W = - - . . 
w Q)' N o M ..... ..... 

 
 
 ::J 
'.... '[I) p, p, ;;: 
O 
"" '" 
O .
: IIJ 
+J 
 ..... 
Q)' 
 
 
'" -IIJ 
 
.Q NO: 
O O..... l\! N ID ..... '" 
,
 '" 
"'" e . - . 
'O Q) p, "- ... co ... '" 
Q) o.NW ::s: ID cf' M '" 
..... [I) 
..... ..... ..... o '" 
e ;;: 0.0 o- ..... 
::J 

 
+J 
UJ co :" ::J '" ..... '" ''I 
"- 
in, r,J co m ro ID 
M p., N '" N '" 
e 01.L4 
-j '" r- ..... N 
O Q10j '" 
'" , 
N I 
Q I 
- 'd 
o rtJ..-! ID '""' co N 
.Q O W ..... '" '""' o 
II N 
 a: o ID o- ..... 
0'1 I/') o '" o 
: ..... Q) l\! o- '" '" M 
r-IP:;
 
'O I 
l\! '[I) :, 
I ..... o 
.1 N ..... '" 

 ,, p, [I) o- M N 
'V 'V W "- N M ID '" 
W (j)' N = . - - . 

 
 
 ;J o o- o o 
'[I) f), p, 
 
-- 
,,- 
W 
N J aJM WN 
O 
 '" '" 
«J"O :. tJ1 O..... 00 ..... 
"'''' ," w P, ,,: W 0.0: 
o .rj tJ1 :. '""' ..... ..-! ..... 
,:J., :: w O O , 
 o , :: 
I': ..-! tJ1 
'" 
 
'" :: 
I 'V W O W ;;: O W 
 O Q) 
rtJ ..... 
 
 'O 01.'-\ 'O 0...... 
,.lo.. i G -5 (J) 
 UJ e 
 [I) fa 

: '"- N Q) :, W:, 

 UJ N N ;;: M N;;: 
o- N "" I ;1 
Lu -----____-----.L I
>>>
Rekuperacja ciepła... 173 


brudny kondensat t = 90° e 


t = 50° e 


I:t;j 
I 


, 
, , 


, , 
I I 


woda t = J5 0 C 
woda t = 70° e 


Rys. 3., Układ wymiennik6w rurowych 
I-wymiennik, 2-magnetyzer, 
3-pompa 


społ6w r6wnoległych, liczących po dwa szeregowo łączone wymienniki pod- 
stawowe /rys.3/. Łączna powierzchnia wymiany ciepła w przedstawionym u- 
kładzie rekuperacyjnym złożonym z sze
ciu podstawowych wymiennik6w ciepła 
wynosi 272,4 m 2 i wydajno
cią wywJ
nianeoo ciepła odpowiada zespołowi pra- 
cujących r6wnolegle trzech wymiennik6w s
iralnych o powierzchni wymiany 
ciepła 90 m 2 każdy. 
Sumaryczna powierzchnia wymiany ciepła wymiennik6w spiralnych,wyno 
sząca 270 m 2 , ma więc warto
ć zbliżoną do sumarycznej powierzchni wymien - 
nik6w rurowych. Powierzchnia konieczna do zainstalowania jest dla obu 
układ6w zbliżon
. 
W układzie wymiennik6w rurowych uzyskuje się warto
ć współczynnika 
'przenikania ciepła mało r6żniącą się od warto
ci występującej w wymienni - 
kach spiralnych. Warto
ć wsp6łczynnika przenikania ciepła zależna jest 
w dużym stopniu od współczynnik6w przejmowania ciepła, a zwłasz9za od kon- 
densatu do 
cianki rurki. Współczynnik ten, jak wynika z podanej niżej 
zależno
ci odpowiadającej rozpatrywanemu przypadkowi, ma warto
ć 


Nu = 0,023 . Re°,8 . prO,4 


gdzie: Nu - liczba Nusselta 
Re - liczba Reynoldsa 
Be - liczba Prandtla 


szybko wzrastającą wraz z liczbą Reynoldsa. \
zrost liczby Reynoldsa ogra - 
niczony jest warto
cią opor6w przepływu kondensatu. 
Rozpatrując możliwodei zapobiegania inkrustacji powierzchni 
ciepła od strony brudnego kondensata, rozważano zastosownie do 
tego czynnika metod chemicznych lub fizycznych. Za korzystniejsze 


wyroi an y 
obr6bki 


uznano
>>>
174 


Harian SZymallski 


w rozpatrywanym przypadku metody fizyczne, gdyż nie wymagają one wprowa- 
dzenia do obiegu kondensatu dodatkowych ąubstancji chemicznych oraz sto - 
sowanie rozbudowanych instalacji. 
Rozważano zastosowanie do uzdatniania brudnego kondensatu siarczano- 
wego następujących metod fizycznych: obróbki magnetycznej, obróbki polem 
elektromagnetycznym, obróbki prądem elektrycznym, obróbki ultradźwięko 
wej. 


Spośród tych metod, posługując się kryteriami doboru: skuteczno
cią 
działania, prostotą instalacji, kosztem zainstalowania, łatwo
cią ob- 
słuyi, latwo
cią pozyskania urządzeń, przyjęto jako najkorzystniejszą do 
zastosowania w rozpatrywanych warunkach metodę obróbki magnetycznej. 


3. BADANIA NAD OBRÓBKA 
1AGNETYCZNĄ BRUDNEGO KONDENSATU SIARCZANOWEGO 


Uzdatnianie brudnego kondensatu siarczanowego poprzez obróbkę magne- 
tyczną polega na poddaniu go oddziaływaniu stałego pola magnetycznego 
podczas przepływu przez magnetyzer. Oddziaływanie pola magnetycznego, po- 
dobnie jak w przypadku wody, winno powodować w kondensacie wzrost li?zby 
zarodków krystalizacji. 
Zjawisko wzrostu liczby zarodków krystalizacji w roztworze wodnym w 
wyniku oddzialywania pola magnetycznego nie zostało dotąd jednoznacznie 
wyjaśnione. Sformulowano szereg hipotez wyja
niających jego istotę. Jedna 
z nich zakłada, że działanie pola magnetycznego ogranicza swobodę ruchu 
naładowanych cząsteczek.co powoduje wzrost liczby zderzeń i tworzenie się 
zarodków krystalizacji. Wzrost liczby zarodk6w krystalizacji sprawia, że 
sole wapnia, magnezu i krzemu, rozpuszczone w brudnym kondensacie siar 
czanowym, tworzą drobnokrystaliczny osad w postaci zawiesiny, nie osiada- 
jącej na powierzchni 
cianek wymienników ciepła. 
Według innej hipotezy przyjmuje się, że działanie pola magnetycznego 
powoduje polaryzację zewnętrznych powłok elektronowych cząsteczek wody i jo- 
n6w. Zmienia to warunki hydratacji jonów. Jony o naruszonej powloce e- 
lektronowej stają się zarodkami krystalizacji. 
Kolejna hipoteza wyja
nia działanie obróbki magnetycznej roztworów 
wodnych tym, że elektrolity podczas przeplywu przez magnetyzer, przecina- 
jąc linie sil pola magnetycznego, stają się odpowiednikami przewodników, 
a zdysocjonowan€' cząsteczek rozpuszczonycr! soli mineralnych pOdlegają in- 
dukcji wskutek poprzecznego ruchu w polu magnetycznym. Dodatkowo każdy z 
tych jonów otoczony jest mi.kropolem elektrycznym, które również ulega 
dzialaniu pola magnetycznego. Pod wpływem 
ola magnetycznego cząsteczki 
wody i rozpuszczonych w niej soli zmieniają swe wlasno
ci elektrofizycz- 
ne, co powoduje wzrost liczby zarodków krystalizacji. Cząsteczki brudnego 
kondensatu poddawane działaniu pola magnetycznego, podobnie jak cząstecz- 
ki wody, stykając się z cząsteczkami nie poddanymi takiemu działaniu,winny 
przekazywać im swoje ładunki elektryczne. Zjawisko to powoduje zmianę 
struktury twardych warstw osadu wytworzonego na powierzchni wymiany cie-
>>>
Rekuperacja ciepła ... 


175 


pła i 
ciankach przewodów przed zainstalowaniem magnetyzera. Po upływie 
pewnego czasu osad zmienia swą strukturę i własno
ci wytrzymało
ciowe,two- 
rząd łatwy do usunięcia szlam. 
Obróbka magnetyczna brudnego kondensatu siarczanowego winna umożliwić 
także usunięcie osadu utworzonego na 
ciankach wymienników ciepła przed 
zainstalowaniem magnetyzera. 
Duży wpływ na efekt obróbki magnetycznej roztworów wodnych ma ich prę- 
dko
ć przepływu w polu magnetycznym. Przy zbyt małej prędko
ci przepły- 
wu cząsteczki wody i rozpuszczonych w niej soli mają za mało energii do 
wytworzenia warutlków sprzyjających zmianie postaci krystalizacji.Zbyt du- 
ża prędko
ć przepływu powoduje, że tylko czę
ć przepływających cząsteczek 
uzyskuje energię potrzebną do zmiany krystalizacji. Najkorzystniejszą dla 
efektów obróbki magnetycznej jest prędko
ć przepływu w przedziale 0,5
 2,0 
m/s [4J. 
Efekt magnetycznej obróbki nie zależy od ci
nienia i temperatury roz- 
tworu wodnego [4]. Ze wzrostem temperatury maleje natomiast czas utrzymy - 
wania się uzyskanych w polu magnetycznym własno
ci. Efekt obróbki magnety- 
cznej maleje, jeżeli woda poddana działaniu pola magnetycznego, płynąc 
swobodnym strumieniem, kontaktuje się z powietrzem. 
Badania nad obróbką magnetyczną brudnego kondensatu siarczanowego 
przeprowadzonego dla okre
lenia podatno
ci tego czynnika na działanie pola 
magnetycznego i ustalenia najkorzystniejszych ze względu na efekty, para - 
metrów pracy rnagnety
era. Pomiary przeprowadzono w warutlkach przemysłowych 
stosując metodę statystyczną. Uproszczony schemat stanowiska badawczego 
przedstawiono na rysunku 4. 


l 
brudny 
 . 
kondensat sa -. 


T 


4 


@- 



 
l I . \rolla 
mna 
\rolla _ 
- 


Rys.4. Schemat stanowiska badawczego 
l-pompa, 2-magnetyzer, 3-wymiennik 
ciepła,4-króciec do pobierania próbek 


Do badań zastosowano magnetyzer typu PW wytwarzany przez sp6łdzielnię 
Pracy "ELEKTRA" z Gdyni. Zainstalowano go na przewodzie tłocznym pompy 
zasilającej spiralne wymienniki ciepła układu rekuperacyjnego. Kondensat 
doprowadzany był do pompy z górnej czę
ci akumulatora. Przed pompą zain
>>>
l76 


Marian Szymański 


stalowane były filtry oczyszczające kondensat z zanieczyszczell stałych. 
Własno
ci kondensatu przed obróbką magnetyczną, po obróbce magnetycznej i 
przepłynięciu przez wymiennik ciepła oznaczono na podstawie jego próbek 
pobieranych z króćców z zaworami, zainstalowanych na przewodzie pompy 
odpowiednio przed i za magnetyzerem, i na przewodzie za wymiennikiem cie- 
pła. 


Oznaczono warto
ci następujących parametrów brudnego kondensatu:prze- 
wodno
ci elektrycznej, pH, twardo
ci ogólnej, twardości wapniowej, zawar - 
to
ci Fe j Si0 2 , gęsto
ci, lepko
ci dynamicznej, zawarto
ci osadu w l dm 3 , 
wymiarów i składu frakcyjnego kryształów osadu wykrystalizowanego z kon- 
densatu. Dla okre
lenia warunków magnetycznej obróbki mierzono takie war - 
tości, jak: temperatura kondensatu, natężenie pola magnetycznego wytwarza- 
nego przez magnetyzer, ci
nienie przed i za wymiennikiem ciepła oraz stru- 
mień objęto
ci kondensatu przepływającego przez magnetyzer. 
Różnicę temperatury kondensatu przed i za wymiennikiem /zależną od 
ilości wymienionego ciepła/ traktowano jako wskaźnik.grubo
ci warstwy o- 
sadów wykrystalizowanych na powierzchni przegrody oddzielającej kondensat 
od wody. Zwiększanie się tej różnicy 
wiadczy o zmniejszaniu się grubości 
warstwy osadu. Podobnie istotne znaczenie Ido różnicy temperatury konden - 
satu/ ma różnica jego ci
nienia na wlocie i wylocie z wymiennika, będąca 
funkcją oporów przepływu, zależnych od stopnia zainkrustowania osadami 
kanałów przepływowych w wymienniku. 
Pomiary temperatury przeprowadzono termometrem termoelektrycznym z 
czujnikiem NiCr-NiAl, z dokładno
cią do O,l o C. Ci
nienie mierzono manome - 
trami sprężynowymi klasy 0,6. Do pomiaru strumienia objętości kondensatu 
stosowano przepływomierz z kryzą pomiarową zainstalowany za magnetyzerem. 
Z pobranych próbek kondensatu wykrystalizowano osad do badań mikroskopo 
wych. Na podstawie analizy mikroskopowej osadów okre
lono postać i skład 
wymiarowy kryształów. 
Dla okre
lenia efektu oddziaływania kondensatu poddanego obróbce mag- 
netycznej na osad wykrystalizowany na powierzchni ścianek wymienników prze- 
prowadzono również oględziny wnętrza wymiennika ciepła. 
Wyniki pomiarów parametrów kondensatu przedstawiono w tabeli 2. 
Podane warto
ci dotyczą kondensatu przed obróbką magnetyczną i po 
niej. Po obróbce magnetycznej zmieniła się jedynie przewodno
ć elektrycz - 
na tego czynnika. Zwiększyła ona swą warto
ć z 393 do 410 
S/cm. 
Na rysunku 5 przedstawiono wyniki analizy mikroskopowej kryształów 
osadów wytworzonych z pobranych próbek kondensatu. Na wykresie zamieszczo- 
no warto
ci średnie wymiarów kryształów oraz odpowiadające im przedziały 
ufności, przy istotno
ci 0,95. Każda z warto
ci 
rednich obliczona zosta- 
ła na podstawie 100 pomiarów. Dla kolejnych analiz symbolem a oznaczono 
warto
ć 
rednią wymiarów kryształów osadów z kondensatu przed obróbką 
magnetyczną, symbolem b-
o obróbce magnetycznej, a symbolem c - po wymien- 
niku ciepła. 
wyniki przeprowadzonych analiz mikroskopowych jednoznacznie wskazują, 
że po oDróbce magnetycznej kondensatu kryształy osadu uległy zmniejszeniu.,
>>>
N 


f\! 
M 
ID 
.Q 
f\! 
'" 


Rekuperacja ciepła... 


177 


o 
IJ 
IJ 

 

 
f\! 
N 
o 

 
f\! 
.M 
[I) 
;:S 

 
f\! 
[I) 

 
Q) 
'V 

 
o 
.: 
o 
IJ 
Q) 

 
'V 
;:S 

 
.Q 
.M 
o 
'OJ 
o 

 
[I) 
f\! 
"" 

 
,
 
Q) 
N 
o 
f\! 

 
N 
o 
.M 
.: 
.M 

 

 


'O f\! M N :::: '" 
'n 'OJ.,.., co e N ... ..... .... 
Q) O': e , , , . o , 
s:: 
'V .... co ..... e I/') o co 
N 
 Q) ... , '" 
o f\! l- o '" 
:, 
'OJ 
+J 
Q) 
 ... 
s:: 'O .... ex '" M ex 
IJ l- r- , . . . 
f\! !O 
 .... e ... e I/') 
= .M .M 
= 1= II II II fi 1/ 
Q) o ID 
o P, I/') ... '" e e 
.Q I N . , . . 
'O P, M ex .., e ... 
l- Q)' X 
.Q +J f\! I I I I I 
o IJJ "' 
N X "" N co ... ex 
o o II '" , . , . 
P, l- a: ... '" co e '" 
..... 
'O f\! M N .., '" 
«f 'Ul.,.., co e N ... ..... '" 

 o s:: ''' . , . . : - 
N +J'V '" ex ..... e I/') o t- 
o 
 ID M . '" I 
:, f\! .... o '" 
+J 
'UI 
Q). 

 
IJ ... 
ltJ .., ID co ":. 
 
'" 
 CD , . 

 .... e ID e ... 
«f l- .,.., 
.: f\! .",'" " II " " II 
.!) .M \O 
'O = '" I/') N c:. o 
l- o I .... . . , 
.Q P, M co ... e ... 
o .", 
o. f\! I I I I f 
'V Q)' '" 
Q) +J .", N --ł ..... I/') 
 
N IJJ II e . ..... , 
l- N a: I/') '" e co 
p, o 
.... 

 
'O 
f\! l- 
.Q f\! \O \O \O ID ID 
N .M N N N N N 
O'" 
.M o 
H c" 
f\! 
.: 
+J 
IJJ M 
o IJJ = 

 m
 IDM
 
 ... 
'V :nla 
 IJ 
Q) 
o O p.. .: 
t") 
f\! 
I c: 
.: f\! N 
Q) f\! N o 
.... c: iti N .M 
(II .... .... o 
 
'O 'O Q) '" 
'OJ 'O IJ oN CI) 
 
O 'OJ O :, 
.: o 'O 'O 'V 
--ł .a f\! 'O 'IJJ 'OJ 
Q) 'OJ O O 'O 'O 
.M O 
 .g +J +J 'OJ 'OJ 
:: 
 
 .... 
 O O 
l- f\! f\! 
 +J 
N:' f\! 
 
 Ul 
kI- :::: ? Q) Q)' 
!.+J P, ... '" H l:) 
Q. M ..... 
H --ł N ... '" ID
>>>
178 


Marian Szymański 


j 
I 
1 
30, 
1 
1 
j 
S 20
 
::t 
" 
's 1 
'O 
,
 
:
 l 
o 1 
1:: ..1 
., 

 
J '" 00 "- '" .... 00 '" ... 
'" .... '" 00 .... o " r- 
8 
 
 i oC ;::' r-' ",' ;S 
.... 
a b c a b c a b c 


a - kondensat przed obróbką magnetyczną 
b - kondensat po obróbce magnetycznej 
c - kondensat po "}'IIlienniku ciepła 


... '" .... ... '" 
.... 00 r- S 

 ",' ::i 
 - ::i 'li 
"" 
a b c a b c a b 


Rys.5. Warto
ci 
rednie wymiarów kryształ6w osadu z konden- 
satu przed obróbką magnetyczną, po obróbce magnet y - 
cznej i po wymienniku ciepła 


Osady wykrystalizowane z próbek kondensatu pobranych za wymiennikiem cie - 
pła, obok drobnych kryształów, zawierały również kryształy o wymiarach 
większych. co należy tłumaczyć przechodzeniem do kondensatu cząstek osadów 
odrywanych od warstw pokrywających 
cianki wymiennika ciepła. 
Po 105 dniach eksploatacji wymiennika ciepła z zastosowaniem magnety- 
cznej obróbki kondensatu opór przepływu tego czynnika przez wymiennik 
zmniejszył się o 14 kPa, co stanowi 6,2% warto
ci oporu początkowego. 
Na podstawie oględzin wnętrza wymiennika ciepła ze zdemontowanymi po 

7 dniach eksploatacji pokrywami z Kondensatem poddawanym obróbce magnety- 
cznej stwierqzono, te osad na powierzchni 
cianek wymiennika uległ zmięk- 
czeniu, tak ie rozpadal się on i odwrstwiał od 
cianek przy lekkim dotkni
 
ciu ręką. Tak znaczne zmniejszenie się własno
ci wytrzymało
ciowych osadu 
umożliwia la twe usunięcie go porJrzez wyplukanie strumieniem wody. 


4. \-!NIOSKI 


Układy reku?eracji ciepia w celulozowniach należy budować w postaci 
baterii wsp6łpracujących z sobą wymiennik6.ł podstawowych o zunifikowanej 
konstrukcji, umożliwiającej stosowanie icn w ró
nych układach instalacji 
cie;lnycJl w celulozowni. 
Wymiennikami rodstawowjmi mogą być wymienniki rurowe.
>>>
Rekuperacja ciepła... 


179 


Stwierdzono, że brudny kondensat siarczanowy jest podatny na obróbkę 
magnetyczną. W układach rekuperacji ciepła od brudnego kondensatu siar 
czanowego, dla zabezpieczania wymienników ciepła przed zainkrustowaniem , 
należy stosować uzdatnianie brudnego kondensatu obróbką magnetyczną w ma- 
gnetyzerach, wytwarzających stałe pole magnetyczne. 
Nale
y również przeprowadzić badania nad uzdatnian
em tą metodą in - 
nych czynników wymieniających cieplo w celulozowniach i papierniach. 


LITERATURA 


[IJ Praca zbiorowa: Gospodarka energetyczna w przerny
le celulozowo-papier- 
niczym. WNT Warszawa, 1974 
[2J Hobler T.: Ruch ciepła i wymienniki. WNT warszawa, 1986 
[3J Szymański M.: Opracowanie projektu nowego układu wymienników cie?ła 
przy akumulatorze brudnego kondensatu siarczanowego. ATR Bydgoszcz 
1990 !praca niepublikowana, wykonana we ws?ółpracy i na zlecenie rcp 
w Łodzi! 
[4J Szymański M.:Badania nad stabilizacją kondensatu siarczanowego metodą 
magnetyczną. !praca niepublikowana,wykonana na zlecenie-i przy współ- 
pracy z rcp 1991r! 


THE REGENERATrON OF THE WARMTH PROM A DrRTY 
CONDENSATE 


Surnrnary 
rn the article there is a description of same problems of exchange 
the warmth in .the_ regenerations system from the dirty sulphate condensa- 
te. 


There is also the method of suitabling the condensate by a magneti - 
cal dressing. The results of the sit suitabling of the condensate by this 
method were given.
>>>
C4! 00 (- 



 


r" 


Biblioteka Główna A TR ' 
w Bydgoszczy 
A 



 



 


499
>>>