technickÁ univerzita vo zvolene 2 - fevt.tuzvo.sk · aleksandar makedonski (bg) technical...

TECHNICKÁ UNIVERZITA VO ZVOLENE

ROČNÍK: XXII

ZVOLEN 2017

2

ACTA

FACULTATIS

TECHNICAE

T FA

Medzinárodný poradný zbor / International Advisory Editorial Board Pavol Božek (SK)Slovak University of Technology in Bratislava, Faculty of Materials Science and Technolo-gy in TrnavaPeter Demeč (SK)Technical University of KošiceJiří Fries (CZ)VŠB — Technical University of OstravaFaud Hadžikadunič (BiH)University of ZenicaVladimír Jurča (CZ)Czech University of Life Sciences Prague, Faculty of EngineeringRadomír Klvač (CZ)Mendel University in Brno, Faculty of Forestry and Wood TechnologyDražan Kožak (HR)Josip Juraj Strossmayer University of Osijek, Mechanical Engineering FacultyAntonín Kříž (CZ)University of West Bohemia, Faculty of Mechanical EngineeringStanisław Legutko ( PL) Poznan University of TechnologyAleksandar Makedonski (BG)Technical University of SofiaNataša Náprstková (CZ) UJEP in Ustí nad Labem, Faculty of Production Technology and ManagementAlena Očkajová (SK) Matej Bel University, Faculty of Natural SciencesMarián Peciar (SK)Slovak University of Technology in Bratislava, Faculty of Mechanical EngineeringEvgeny Razumov (RU)Volga State University of TechnologyKrzysztof Zbigniew Rokosz (PL)University of TechnologyPavel V. Rudak (BY)Belarusian State Technological UniversityRuslan Safin (RU)Kazan National Research Technological UniversityMarian Šušniar (HR)University of Zagreb, Faculty of ForestryZdenko Tkáč (SK)Slovak University of Agriculture in Nitra, Faculty of EngineeringPaweł Tylek (PL)University of Agriculture in Krakow, Faculty of Forestry

Medzinárodný zbor recenzentov / International Reviewers Board

Medzinárodný zbor recenzentov / International Reviewers BoardAlexander A. Bartaschevich (BY)Belarusian State Technological UniversityJiří Dvořák (CZ)Czech University of Life Sciences Prague, Faculty of Forestry and Wood SciencesLadislav Dzurenda (SK)Technical University in Zvolen, Faculty of Wood Sciences and TechnologyKarel Janák (CZ)Mendel University in Brno, Faculty of Forestry and Wood TechnologyRadek Knoflíček(CZ) Brno University of Technology, Faculty of Mechanical Engineering)Milan Malcho (SK)University of Zilina, The Faculty of Mechanical EngineeringStanislav Marchevský (SK)Technical University of Košice, Faculty of Electrical Engineering and InformaticsJán Mihalík (SK)Technical University of Košice, Faculty of Electrical Engineering and InformaticsMiroslav Müller (CZ)Czech University of Life Sciences Prague, Faculty of EngineeringJindřich Neruda (CZ)Mendel University in Brno, Faculty of Forestry and Wood TechnologySergey Spiridonov (RU)State Institution of Higher Professional Education, Saint Petersburg State Forest Technical UniversityMiroslav Rousek (CZ)Mendel University in Brno, Faculty of Forestry and Wood TechnologyJuraj Ružbarský (SK)University of Zilina, Faculty of Mechanical EngineeringSergej V. Shetko (BY)Belarusian State Technological UniversityVladimír Štollmann (SK)Technical University in Zvolen, Faculty of Forestry

OBSAH

ZISŤOVANIE FARBY TERMICKY MODIFIKOVANÉHO DREVA POMOCOU PROGRAMU MATLABCOLOR DETECTION OF THERMAL MODIFIED WOOD USING MATLABPavol Koleda, Mária Hrčková ............................................................................................................ 9

REVERZNÉ INŽINIERSTVO A JEHO APLIKÁCIA PRI ANALÝZE PRACOVNÉHO NÁSTROJAREVERSE ENGINEERING AND ITS APPLICATION IN THE ANALYSIS OF THE WORKING TOOLMária Hrčková, Pavol Koleda, Marek Kassai .................................................................................. 17

LOKALIZÁCIA DATA MATRIX KÓDOV VYPÁLENÝCH LASEROM NA POVRCHU KOVOVÝCH NÁSTROJOVDATA MATRIX CODE LOCATION MARKED WITH LASER ON SURFACE OF METAL TOOLSLadislav Karrach, Elena Pivarčiová ................................................................................................. 29

MODEL RÝCHLOSTNÉHO A POLOHOVÉHO SERVOSYSTÉMU S ASYNCHRÓNNYM MOTOROMMODEL OF SPEED AND POSITION SERVOSYSTEM WITH ASYNCHRONOUS MOTORĽubomír Naščák, Peter Koleda........................................................................................................ 39

VPLYV TERMICKEJ ÚPRAVY A BRÚSENIA NA ZMENU FARBY POVRCHU VYBRANÝCH DRUHOV DREVÍNEFFECT OF THERMAL TREATMENT AND GRINDING ON SURFACE COLOR CHANGE OF SELECTED WOOD SPICIESPeter Koleda, Štefan Barcík, Marek Vančo ..................................................................................... 47

TEPELNÁ ÚPRAVA A JEJ VPLYV NA ENERGETICKÚ NÁROČNOSŤ ROVINNÉHO FRÉZOVANIA TERMICKY MODIFIKOVANÉHO DUBOVÉHO DREVATHERMAL TREATMENT AND ITS EFFECT ON ENERGETIC EFFICIENCY OF THERMAL TREATED OAK WOOD FACE MILLINGPeter Koleda, Štefan Barcík, Marek Vančo, Adriana Nociarová ...................................................... 63

VPLYV TEPLOTY OKOLIA NA KONTROLU ROZMEROV KOMPONENTOV SPAĽOVACÍCH MOTOROVEXTERNAL TEMPERATURE INFLUENCE ON THE INSPECT OF DIMENSION OF COMBUSTION ENGINE COMPONENTSVeronika Ľuptáčiková, Miroslava Ťavodová .................................................................................... 75

ZAŤAŽENIE HOBĽOVACIEHO ZUBA PÍLOVEJ REŤAZE ZO STATICKÉHO HLADISKALOAD OF PLANING TOOTH OF THE SAW CHAIN FROM A STATIC POINT OF VIEWAndrej Mazáň, Marek Vančo, Jozef Krilek ....................................................................................... 85

GRANULOMETRICKÁ ANALÝZA ČASTÍC BRÚSNEHO DUBOVÉHO PRACHUGRANULAR ANALYSIS OF SAND OAK WOOD PARTICLESAlena Očkajová, Martin Kučerka ..................................................................................................... 93

VPLYV TEPELNEJ MODIFIKÁCIE DUBOVÉHO DREVA NA VÝSLEDNÚ KVALITU OPRACOVANIA POVRCHU PO ROVINNOM FRÉZOVANÍINFLUENCE OF THERMAL MODIFICATION OF OAK WOOD ON FINAL SURFACE QUALITY AFTER PLANE MILLINGMichal Korčok, Marek Vančo, Andrej Mazáň, Štefan Barcík, Pavel Rudak Richard Kminiak ........ 103

VPLYV KONCENTRÁCIE KYSLÍKA V AKTÍVNOM PROSTREDÍ NA VÝSTUPNÝ VÝKON CO2 LASERA IMPACT OF OXYGEN CONCENTRATION IN ACTIVE REGION ON CO2 LASER OUTPUT POWERRastislav Igaz, Milada Gajtanska, Miloš Gejdoš.............................................................................113

OVERENIE PRESNOSTI MERANIA VZDIALENOSTI POMOCOU ULTRAZVUKOVÉHO SNÍMAČA HC-SR04DISTANCE MEASURING ACCURACY VERIFICATION BY ULTRASONIC SENSOR HC-SR04Emil Škultéty, Elena Pivarčiová ..................................................................................................... 121

VPLYV POVLAKOVANÝCH PÍLOVÝCH KOTÚČOV NA ENERGETICKÚ NÁROČNOSŤ PRI PRIEČNOM PÍLENÍ VYBRANÝCH DRUHOV DREVINYEFFECT OF COATED SAW BLADES ON THE ENERGY INTENSITY OF CROSS-CUTTING WITH USE SELECTED WOOD SPECIESŠtefánek Milan, Kováč Ján and Krilek Jozef and and Kuvik Tomáš .............................................. 131

ZAŤAŽENIE NOSNEJ KONŠTRUKCIE REŤAZOVÉHO DOPRAVNÍKAZO STATICKÉHO HĽADISKALOAD OF THE CHAIN CONVEYOR FROM A STATIC POINT OF VIEWMária Krajčovičová, Andrej Mazáň ................................................................................................ 141

MONITOROVANIE OSOVEJ SILY A KRÚTIACEHO MOMENTU PRI VŔTANÍ OCELE ST53-2THE MONITORING OF FEED FORCE AND TORQUE MOMENT DURING STEEL ST53-2 DRILLINGJán Zákopčan – Ľubomír Javorek – Michal Bachratý.................................................................... 149

ZÁVISLOSŤ VÝSLEDNEJ SILY OD OTÁČOK A RÝCHLOSTI POSUVU OBROBKU PRI PÍLENÍ BUKATHE DEPENDENCE OF RESULTS FORCE FROM REVOLUTIONS AND FEED SPEED DURING BEECH SAWINGĽubomír Javorek – Ján Svoreň – Marta Kučerová ........................................................................ 159

VEDECKÉ ČLÁNKY

ACTA FACULTATIS TECHNICAE, XXII, 2017 (2): 9–16 9

ACTA FACULTATIS TECHNICAE XXIIZVOLEN – SLOVAKIA 2017

ZISŤOVANIE FARBY TERMICKY MODIFIKOVANÉHO DREVA POMOCOU PROGRAMU MATLAB

COLOR DETECTION OF THERMAL MODIFIED WOOD USING MATLAB

Pavol Koleda1, Mária Hrčková1

1Katedra výrobnej a automatizačnej techniky, Fakulta environmentálnej a výrobnej techniky, Tech-nická univerzita vo Zvolene, Študentská ulica 26, 960 53, Zvolen, Slovenská republika, [email protected], [email protected]

ABSTRACT: The article deals with the application design in the Matlab environment, which allows analysis of the color of the selected part of the image. With such an image analysis, it is possible, for example, to assess the change of color of the thermally modified wood at different operating temperatures. This comparison is the subject of an assessment of the proper functioning of the proposed application. With the suggested program, you can specify the color of the selected part of the image in different color models.

Key words: Color, Thermowood, termal modification, Matlab.

ABSTRAKT: Článok sa zaoberá návrhom aplikácie v prostredí Matlab, ktorá umožní analýzu far-by vybranej časti obrazu. Pomocou takejto obrazovej analýzy je možné napríklad posúdiť zmenu farby termicky modifikovaného dreva pri rôznych pôsobiacich teplotách. Práve toto porovnanie je predmetom posúdenia správneho fungovania navrhnutej aplikácie. Pomocou navrhnutého programu je možné určiť farbu vybranej časti obrazu v rôznych farebných modeloch.

Kľúčové slová: Farba, thermowood, termická modifikácia, Matlab.

ÚVOD

Čoraz častejšie sa v priemyselnej praxi používa určovanie farby rôznych objektov. Pomocou nej sa rozpoznávajú nie len rôzne objekty, ale môže slúžiť aj ako ukazovateľ kvality.

Farba dreva je ukazovateľ, ktorý ovplyvňuje prvotný kontakt človeka s produktom (Abrahão 2005). Je to charakteristika, ktorá je úzko prepojená s výberom daného pro-duktu vzhľadom na vizuál, dekoratívnosť a funkcionalitu. Taktiež je indikátorom kvality povrchu dreva (Barcík, 2015; Kučerka, 2012).

Najrozšírenejšou metódou zisťovania farby alebo farebných zmien dreva, je metóda využívajúca farebný trojosí priestor CIE L*a*b*. (Brischke et al. 2007; Baar and Gryc 2012; Bekhta and Niemz 2003; Čermák and Dejmal 2013; Dzurenda 2014).

ACTA FACULTATIS TECHNICAE, XXII, 2017 (2): 9–1610

Táto metóda je určená na presné definovanie farieb a farebných zmien najčastejšie v kombinácii s kolorimetrami a spektrofotometrami. Je založená na podmienkach stano-vených CIE (Commission Internationale de L’Eclairage), čo ju robí vhodnou na meranie rôznych parametrov farby: osvetlenie (L*), chromatické súradnice (a* a b*), farebnosť (C*) a odtieň (h*) (Konica Minolta, 2007).

MATERIÁL A METÓDY

Farebné zmeny po termickej úprave sa merali na obrazoch smreka obyčajného (picea abies). Drevo bolo vyťažené v lokalite Vlčí jarok (Budča), v nadmorskej výške 440 m. n. n. Z kmeňov smreku boli vypílené radiálne dosky a tieto opracované na skúšobné vzor-ky s rozmermi 20 × 100 mm s dĺžkou približne 700 mm. Vzorky boli následne vysušené na zvyškovú vlhkosť 8 %. Celý proces sa realizoval vo Výskumných a vývojových diel-ňach Technickej univerzity vo Zvolene.

Opracované vzorky s rozmermi 20 × 100 × 700 mm boli tepelne modifikované v Arbo-réte FLD (ČZU Praha) v Kostelci nad Černými lesy. Na tepelnú modifikáciu bola použitá komora S400/03 (LAC Ltd., Česká republika), určená k tepelnému ošetreniu dreva tech-nológiou ThermoWood, s parametrami uvedenými v tabuľke 1.

Tabuľka 1 Parametre komory S400/3Table 1 Parameters of chamber S400/3

Maximálna teplota1) [°C] 300 Objem2) [l] 380

Vonkajšie rozmery – š×v×h3) [mm] 1400×1850×1200 Vnútorné rozmery – š×v×h4) [mm] 800×800×600

Hmotnosť5) [kg] 350Ventilátor6) 1

Príkon7) [kW] 6,0Maximálna nosnosť dna8) [kg] 70

1)Maximal temperature, 2)Capacity, 3)Outer dimensions – w×h×d, 4)Inner dimensions – w×h×d, 5)Wei-ght, 6)Fan, 7)Input power, 8)Bottom load capacity

Vzorky dreva boli tepelne modifikované pri štyroch teplotách: 160, 180, 200 a 220 °C. Zmena farby takto upravovaných vzoriek bola porovnávaná s pôvodnou, nemodifikova-nou vzorkou. Porovnávanie prebiehalo na vzorkách bez úpravy, ako aj na vzorkách upra-vených brúsením (obrázok 1).


a) b)Obr. 1 Vzorky termicky modifikovaného dreva: a) bez povrchovej úprava, b) brúsené

Fig. 1 Thermal modified wood samples: a) without surface treatment, b) grinded

Na každej vzorke bolo urobených 5 snímok, ktoré sa následne vyhodnocovali. Snímky boli získavané pomocou fotoaparátu Nikon D3200. Keďže pri snímaní sa menili svetelné podmienky, bol ku vzorke priložený etalón s presnou farebnou hodnotou farby (obrázok 3).

Obr. 2 Snímka vzorky smreka s etalónom farbyFig. 2 Picture with spruce sample and color etalon


Obrázky so snímkami boli následne vyhodnotené v navrhnutej aplikácii v programe Matlab (obrázok 4). Matlab je programovacie prostredie špecializujúci sa na vedecko--technické numerické výpočty, modelovanie, návrhy algoritmov, počítačových simulácií, analýzu a prezentáciu údajov, merania a spracovania signálov, návrhy riadiacich a komu-nikačných systémov (Sujová, 2014).

Obr. 3 Navrhnutá aplikáciaFig. 3 Developped application

V navrhnutej aplikácii je najskôr načítaný obrázok, v ktorom chceme merať farbu ur-čenej oblasti. Následne je určená oblasť s farbou, ktorej sú známe hodnoty RGB (etalón farby). Rozdiel medzi nameranými hodnotami etalónu a jeho skutočnými sú prevedené na koeficienty, ktorými je upravená farba celého obrazu. Týmto postupom sa odstránia nepresnosti snímania pri rôznych svetelných podmienkach, ako sú zdroje svetla a ich inten-zita (Koleda, 2014). V takto upravenom obraze je možné určovať farby. Oblasť pre určenie farby v obraze sa vyberá zo štvoruholníkovej oblasti danej dvomi protiľahlými vrcholmi.

a) b)

Obr. 4 Označená oblasť pre určenie farby: a) označenie oblasti dvomi bodmi, b) vybratá časť pre určenie farby

Fig. 4 Tagged area for colour analysis: a) two points area tagged, b) selected part for colour analysis1) 1. point, 2) 2. point


Po určení oblasti, ktorej farba má byť zistená, sú prechádzané všetky body v tejto oblasti a sú im zistené hodnoty farby v zložkách RGB. Následne je zo všetkých bodov vy-počítaný aritmetický priemer. Zo zistených priemerov sú hodnoty farby v priestore RGB prepočítané na farebných priestorov CIE XYZ a CIE L*a*b*. Konverzia do priestoru CIE XYZ je realizovaná podľa vzťahov (1 – 4) (Åhlén, 2003).

(1)

(2)

(3)

(4)

Následne boli priemery hodnôt farieb prevedené do priestoru CIE L*a*b* podľa vzťa-hov (5 – 8) (Åhlén, 2003).

(5)

(6)

(7)

(8)

a) b)


Fig. 4 Tagged area for colour analysis: a) two points area tagged, b) selected part for colour analysis

1) 1. point, 2) 2. point

Po určení oblasti, ktorej farba má byť zistená, sú prechádzané všetky body v tejto oblasti a sú im zistené hodnoty farby v zložkách RGB. Následne je zo všetkých bodov vypočítaný aritmetický priemer. Zo zistených priemerov sú hodnoty farby v priestore RGB prepočítané na farebných priestorov CIE XYZ a CIE L*a*b*. Konverzia do priestoru CIE XYZ je realizovaná podľa vzťahov (1 – 4) (Åhlén, 2003).

92,12100 else

055,1055,0100 04045,0 if

;255

4,2

xx

xxxRx

(1)

92,12100 else

055,1055,0100 04045,0 if

;255

4,2

yy

yyyRy

(2)

92,12100 else

055,1055,0100 04045,0 if

;255

4,2

zz

zzzRz

(3)

z,y,x,Zz,y,x,Yz,y,x,X

950501192001930072207152021260180503576041240

(4)

Následne boli priemery hodnôt farieb prevedené do priestoru CIE L*a*b* podľa vzťahov (5 – 8) (Åhlén, 2003).

11616787,7 else

l 008856,0 if ;

047,95

3

ll

llXl (5)

11616787,7 else

a 008856,0 if ;

000,100

3

aa

aaYa (6)

11616787,7 else

b 008856,0 if ;

883,108

3

bb

bbZb (7)

a-bB

l-aA l-L

200500

16116

(8)

Farebné zmeny modifikovaných drevín od natívneho dreva boli následne počítané

podľa rovnice z ISO 11664-4 (2008) a ISO 11664-6 (2013) podľa vzťahu (9).

2 2 2* * * *E L a b (9) kde ΔE* je zmena farby, ΔL*, Δa*, a Δb* sú rozdiely medzi počiatočnou a finálnou

hodnotou (pred a po termickej úprave) parametrov L*, a* a b*. Zložky L* a* a b* boli vypočítané ako priemerné hodnoty z piatich miest meraní na každej strane dosiek.

Vypočítané hodnoty sú zobrazené v navrhnutej aplikácii. Pre ďalšie spracovanie ich možné uložiť tiež do tabelárnej formy programu MS Excel.

VÝSLEDKY A DISKUSIA Výsledky nameraných hodnôt farieb vzorky smreka vo vytvorenej aplikácii sú

uvedené v tabuľke 2. Tabuľka 2 Namerané priemerné hodnoty farieb smreka a výsledok merania Table 2 Measured average values of spruce color and result

Opr

acov

ané1)

Pôsobiaca teplota2)

Súradnice farby3) Zmena farby4)

Krit

ériu

m5)

Výsledok6)

L a b ΔE

A7)

Prírodné9) 86,58 1,45 13,85 - 160 82,24 2,55 18,22 6,27 6 < ΔE < 12 veľká zmena farby 180 81,79 2,28 18,56 6,77 6 < ΔE < 12 veľká zmena farby 200 69,55 6,58 24,36 20,66 12 < ΔE iná farba

a) b)


Fig. 4 Tagged area for colour analysis: a) two points area tagged, b) selected part for colour analysis

1) 1. point, 2) 2. point

Po určení oblasti, ktorej farba má byť zistená, sú prechádzané všetky body v tejto oblasti a sú im zistené hodnoty farby v zložkách RGB. Následne je zo všetkých bodov vypočítaný aritmetický priemer. Zo zistených priemerov sú hodnoty farby v priestore RGB prepočítané na farebných priestorov CIE XYZ a CIE L*a*b*. Konverzia do priestoru CIE XYZ je realizovaná podľa vzťahov (1 – 4) (Åhlén, 2003).

92,12100 else

055,1055,0100 04045,0 if

;255

4,2

xx

xxxRx

(1)

92,12100 else

055,1055,0100 04045,0 if

;255

4,2

yy

yyyRy

(2)

92,12100 else

055,1055,0100 04045,0 if

;255

4,2

zz

zzzRz

(3)

z,y,x,Zz,y,x,Yz,y,x,X

950501192001930072207152021260180503576041240

(4)


Farebné zmeny modifikovaných drevín od natívneho dreva boli následne počítané podľa rovnice z ISO 11664-4 (2008) a ISO 11664-6 (2013) podľa vzťahu (9).

(9)

kde ΔE* je zmena farby, ΔL*, Δa*, a Δb* sú rozdiely medzi počiatočnou a finálnou hod-notou (pred a po termickej úprave) parametrov L*, a* a b*. Zložky L* a* a b* boli vypo-čítané ako priemerné hodnoty z piatich miest meraní na každej strane dosiek.


VÝSLEDKY A DISKUSIA

Výsledky nameraných hodnôt farieb vzorky smreka vo vytvorenej aplikácii sú uvede-né v tabuľke 2.

Tabuľka 2 Namerané priemerné hodnoty farieb smreka a výsledok meraniaTable 2 Measured average values of spruce color and result

Opr

acov

ané1)



Krit

ériu

m5)

Výsledok6)

L a b ΔE

A7)

Prírodné9) 86,58 1,45 13,85 –

160 82,24 2,55 18,22 6,27 6 < ΔE < 12 veľká zmena farby

180 81,79 2,28 18,56 6,77 6 < ΔE < 12 veľká zmena farby

200 69,55 6,58 24,36 20,66 12 < ΔE iná farba

220 60,33 8,63 26,16 29,87 12 < ΔE iná farba

N8)

Prírodné9) 84,75 1,16 15,75 –

160 76,07 7,51 21,23 12,07 12 < ΔE iná farba

180 71,66 6,79 23,92 16,42 12 < ΔE iná farba

200 54,58 12,19 23,39 33,02 12 < ΔE iná farba

220 46,08 8,55 13,81 39,42 12 < ΔE iná farba1)Machining, 2)Treating temperature, 3)Color coordinates, 4)Color changer, 5)Criteria, 6)Description, 7)

Y, 8)N, 9)Native.

Výsledok po analýze farby jednej vzorky je zobrazený na obrázku 6. Program vypo-číta farbu určenej oblasti v troch farebných priestoroch, a to RGB, L*a*b* a XYZ. Tieto údaje je možné uložiť do programu Excel zadaním názvu hárka a riadku, do ktorého budú zapísané.

Následne boli priemery hodnôt farieb prevedené do priestoru CIE L*a*b* podľa vzťahov (5 – 8) (Åhlén, 2003).

11616787,7 else

l 008856,0 if ;

047,95

3

ll

llXl (5)

11616787,7 else

a 008856,0 if ;

000,100

3

aa

aaYa (6)

11616787,7 else

b 008856,0 if ;

883,108

3

bb

bbZb (7)

a-bB

l-aA l-L

200500

16116

(8)

Farebné zmeny modifikovaných drevín od natívneho dreva boli následne počítané

podľa rovnice z ISO 11664-4 (2008) a ISO 11664-6 (2013) podľa vzťahu (9).

2 2 2* * * *E L a b (9) kde ΔE* je zmena farby, ΔL*, Δa*, a Δb* sú rozdiely medzi počiatočnou a finálnou

hodnotou (pred a po termickej úprave) parametrov L*, a* a b*. Zložky L* a* a b* boli vypočítané ako priemerné hodnoty z piatich miest meraní na každej strane dosiek.


VÝSLEDKY A DISKUSIA Výsledky nameraných hodnôt farieb vzorky smreka vo vytvorenej aplikácii sú

uvedené v tabuľke 2. Tabuľka 2 Namerané priemerné hodnoty farieb smreka a výsledok merania Table 2 Measured average values of spruce color and result

Opr

acov

ané1)



Krit

ériu

m5)

Výsledok6)

L a b ΔE

A7)

Prírodné9) 86,58 1,45 13,85 - 160 82,24 2,55 18,22 6,27 6 < ΔE < 12 veľká zmena farby 180 81,79 2,28 18,56 6,77 6 < ΔE < 12 veľká zmena farby 200 69,55 6,58 24,36 20,66 12 < ΔE iná farba


Obr. 5 Zistená farba vzorky v rôznych farebných priestorochFig. 5 Detected colour of sample in various colour spaces

ZÁVER

Navrhnutá aplikácia slúži k určeniu farby vybranej časti digitálneho obrazu. Farba je interpretovaná v troch najčastejšie používaných farebných priestoroch, a to RGB, CIE XYZ a CIE L* a* b*. Je napríklad možné pomocou nej analyzovať farby teplotných polí pri holografickej interferometrii (Brodnianská, 2013; Božek, 2012).

Meraním zmeny farby v navrhnutej aplikácii sa ukázalo, že pri termickej modifikácii smrekového dreva dochádza k takému ovplyvneniu farby, že výsledná farba bola iná ako pri pôvodnom, natívnom dreve.

Pre porovnanie výsledkov bola farba zisťovaná súčasne aj s kalibrovaným priemy-selným senzorom BFS 33M-GSS-F01-PU-02. Priemerné hodnoty zložiek farby boli pri navrhnutej aplikácii podobné, ale výsledok merania bol totožný. Rozdiely pri porovnaní mohli nastať hlavne pri premiestňovaní kalibračného papierika, ktorý sa mohol pri mani-pulácii zašpiniť od vzoriek s modifikovaným drevom.

LITERATÚRA

ÅHLÉN, J., SUNDGREN, D., 2003. Bottom Reflectance Influence on a Color Correction Algorithm for Underwater Images. In 13th Scandinavian Conference, SCIA 2003. Springer, Berlin, Heidel-berg. pp. 922–926. ISBN 978-3-540-40601-3. DOI https://doi.org/10.1007/3-540-45103-X_121

BAAR, J., GRYC, V., 2012. The analysis of tropical wood discoloration caused by simulated sun-light. European Journal of Wood and Wood Products 70(1-3), pp. 263-269. ISSN 1436-736X.

BARCÍK, Š., GAŠPARÍK, M., RAZUMOV, E.Y., 2015: Effect of thermal modification on the colo-ur changes of oak wood, Wood Research, 60(3): 385-396

BEKHTA, P., NIEMZ, P., 2003. Effect of high temperature on the change in color, dimensional stability and mechanical properties of spruce wood. Holzforschung 57(5), pp. 539-546. ISSN 1437-434X.

BOŽEK, P., PIVARČIOVÁ, E.: Registration of holographic images based on integral transforma-tion. In Computing and informatics. 2012. no. 6 , s. 1369-1383. ISSN 1335-9150.


BRISCHKE, C., WELZBACHER, C., BRANDT, K., RAPP, A., 2007. Quality control of thermally modified timber: Interrelationship between heat treatment intensities and CIE L*a*b* color data on homogenized wood samples. Holzforschung 61(1), pp. 19-22. ISSN 1437-434X.

BRODNIANSKÁ, Z.: Výskum prenosových javov v tepelných procesoch holografickou interfero-metriou. Záverečná práca. Zvolen: 2013. 152s. .FEVT-11105-3962.

ČERMÁK, P., DEJMAL, A., 2013. the effect of heat and ammonia treatment on color response of oak wood (Quercus robur) and comparison of physical and mechanical properties. Maderas. Ciencia y tecnología 15(3), pp. 375-389. ISSN 0718-221X.

DZURENDA, L., 2014. Sfarbenie bukového dreva v procese termickej úpravy sýtou vodnou parou (Colouring of beech wood during thermal treatment using saturated water steam). Acta Faculta-tis Xylologiae Zvolen 56(1), pp. 13-22. (in Slovak). ISSN 1336-3824.

HRČKOVÁ, M., 2012: Influence of preprocessing on the special image analysis, Acta facultatis technicae 17(2): 35-43.

KOLEDA, P., KOLEDA, P.: Optical measurements of sawdust dimensions Optical measurements of sawdust dimensions. In Wood research. 2016. no. 3 , p. 505-511. ISSN 1336-4561 .WOS, SCOPUS.

KOLEDA, P., KOLEDA, P.: Závislosť analýzy špeciálneho obrazu na intenzite osvetlenia. In Acta facultatis technicae: vedecký časopis Fakulty environmentálnej a výrobnej techniky. 2014. č. 1 , s. 53-60. ISSN 1336-4472.

KOLEDA, P.; KOLEDA, P., 2013: Optimal light intensity determination at optical analysis of frac-tional particles, Technológia Europea, Hredec Králové. 2013: 5-12

KUČERKA, M., OČKAJOVÁ, A., 2014. Particle size analysis of sawdust rising in the process of sawn dry spruce and oak wood, IX. International scientific conference Chip and chipless wo-odworking processes: 105-110

OČKAJOVÁ, A.; LUČIĆ, B.; ČAVLOVIĆ, A.; TEREŇOVÁ, J., 2006: Reduction of dustiness in sawing wood by universal circular saw, Drvna industija, 57 (3): 119-126

PIVARČIOVÁ, E.; BOŽEK, P., 2014. Industrial production surety factor increasing by a system of fingerprint verification. In: ISEEE 2014: Proceedings. International conference on Information Science, Electronics and Electrical Engineering. April 26–28, 2014, Sapporo City, Hokkaido, Japan. Beijing: IEEE, pp. 493-497

SUJOVÁ, E., SEMANOVÁ, P., KOLEDA, P., 2014. Particle size distribution analysis of metalwor-king fluid aerosols during turning process, Acta facultatis technicae 19(1): 135-144

Príspevok bol vypracovaný v rámci riešenia vedeckého grantového projektu VEGA 1/0315/17, “Výskum relevantných vlastností termicky modifikovaného dreva pri kontaktných javoch v procese obrábania s predikciou získania optimálneho povrchu“.

Kontaktná osoba:Ing. Pavol Koleda, PhD., e-mail: [email protected]



REVERZNÉ INŽINIERSTVO A JEHO APLIKÁCIA PRI ANALÝZE PRACOVNÉHO NÁSTROJA

REVERSE ENGINEERING AND ITS APPLICATION IN THE ANALYSIS OF THE WORKING TOOL

Mária Hrčková1, Pavol Koleda1, Marek Kassai2

1 KVAT, FEVT, TU Zvolen, Študentská 26, 960 53 Zvolen, Slovensko, [email protected] FEVT, TU Zvolen, Študentská 26, 960 53 Zvolen, Slovensko

ABSTRACT: The paper deals with reverse engineering and application of its methods during eval-uation of the selected object parameters. With a specific object – a tool for mulching and elimination of unwanted wooden or weed plants, we gradually proceeded with scanning, creating a 3D model, its reconstruction and following evaluation of its dimensions, volume and weight.

Key words: reverse engineering, scanning, laser beam, 3D model

ABSTRAKT: Príspevok sa zaoberá reverzným inžinierstvom a aplikáciou jeho metód pri vyhod-nocovaní vybraných parametrov objektu. S konkrétnym objektom – nástrojom na mulčovanie a lik-vidáciu nežiaduceho drevinového alebo burinového nárastu sme realizovali postupne jeho zoskeno-vanie, vytvorenie 3D modelu, jeho rekonštrukciu a následne vyhodnotenie jeho rozmerov, objemu a hmotnosti.

Kľúčové slová: reverzné inžinierstvo, skenovanie, laserový lúč, 3D model

ÚVOD

Inžinierstvo je aplikácia rôznych vedných disciplín s cieľom vymyslieť, navrhnúť, vy-robiť a udržiavať produkt alebo systém. Inžinierstvo môžeme rozdeliť do dvoch základ-ných skupín, a to klasický proces (Forward engineering) a proces reverzného inžinierstva (Reverse engineering) (Raja & Fernandes 2008; Xia 2014).

Reverzné inžinierstvo je široko využiteľná metodika, ktorá môže byť teoreticky apli-kovaná vo všetkých sektoroch technickej oblasti. Primárne využitie reverzného inžinier-stva je buď opätovne vyrobiť ľubovoľný predmet alebo ho rekonštruovať (Kumar et al. 2013). Reverzné inžinierstvo využíva už existujúci objekt (Paulic et al. 2014). Cieľom je vytvoriť jeho digitalizovaný CAD model, ktorý je identický s predlohou (Li et al. 2002), a tak o ňom získať informácie. Reverzné inžinierstvo môžeme definovať ako proces ana-lýzy objektu, za účelom: zistiť jeho fungovanie, tvar a rozmery, preniesť ich do digitál-


nej podoby, a to bez prístupu k pôvodnej technickej dokumentácií alebo CAD modelu, za účelom vyrobiť rovnaký predmet, ktorý by pôvodný nahradil, prípadne vylepšil jeho požadované vlastnosti (Anwer & Mathieu 2016). Reverzné inžinierstvo môže byť použité v rôznych prípadoch. Ak nie sú k dispozícii žiadne originálne výkresy alebo dokumen-tácia, ak na už existujúcich objektoch chceme vyskúšať rôzne úpravy, prípadne analýzy, ktoré by viedli k zlepšeniu alebo k porovnaniu s iným objektom, pri úprave designu, pri realizácii individuálnych prispôsobení a pod. (Varády et al. 1997).

Pre proces reverzného inžinierstva sa využívajú zariadenia určené na digitalizáciu sú-čiastok. Tieto zariadenia sa nazývajú 3D skenery, 3D meracie zariadenia alebo digitali-zéry. Používajú sa na prenos fyzických tvarov a rozmerov do digitálnej podoby vo forme CAD modelu. Tento prevod reálnej súčiastky do digitálnej podoby sa nazýva 3D digitali-zácia (Slota et al. 2010).

Reverzné inžinierstvo má mnoho výhod. Firmy touto metódou dokážu vytvoriť pro-dukt vo výrazne kratšom čase, ako by to bolo možné za použitia konvenčných spôsobov výroby. Z už vytvoreného fyzického modelu takýmto spôsobom je možné rýchlo a efek-tívne vytvoriť digitálny CAD model a následne zahájiť podľa neho výrobu, alebo digitálny model upraviť podľa požiadaviek bez nutnosti nákladnej a časovo náročnej opätovnej výroby fyzického modelu. V niektorých situáciách je to jediná možná alternatíva pre vý-robu požadovanej súčiastky alebo systému. (Raja & Fernandes 2008). Medzi nevýhody sa zaraďuje predovšetkým ekonomická náročnosť technických prostriedkov nevyhnutných na realizáciu postupov reverzného inžinierstva, napriek tomu má reverzné inžinierstvo svoje jednoznačné miesto v oblasti moderných technológií (Wang 2010).

MATERIÁL A METÓDY

1. Výber objektu

Pre analýzu sme vybrali objekt malých až stredných rozmerov, ktorý má jednoduchý tvar. Týmto požiadavkám vyhovoval nástroj, ktorý sa používa na mulčovanie a likvidáciu nežiaduceho drevinového alebo burinového nárastu. Nástroj je výkovok, vyrobený z ma-teriálu 14 240. Skladá sa z tela, na ktorom sú prispájkované špičky zo spekaného karbidu, najčastejšie z WC. Na spájkovanie sa používa tvrdá spájka na báze striebra. Jeho pracovná časť sa postupne opotrebúva, v závislosti od času a účelu jeho použitia. Dochádza k úbytku materiálu, ktorý vytvára špičky uvedeného nástroja. Ak nástroj napriek vysokému úbytku špičky, prípadne po jej úplnej strate pracuje ďalej, môže nastať deformácia tela nástroja (Ťavodová et al. 2016). Veľkosť úbytku môžeme posúdiť subjektívne, čo nemusí byť vždy presné alebo môžeme použiť postupy známe z reverzného inžinierstva, a tak zabezpečiť vyššiu presnosť. Základným predpokladom pre realizáciu uvedenej úlohy je mať k dispo-zícii nástroj, keď je nový, teda pred jeho prvým použitím, aby sme mohli získať referenčné údaje, na základe ktorých budeme vyhodnocovať nástroj, ktorý už je opotrebovaný.


Obrázok 1 Nástroj na mulčovanie – novýFigure 1 Mulching tool – new

Obrázok 2 Nástroj na mulčovanie – opotrebovanýFigure 2 Mulching tool – worn

2. Výber 3D skenera

Pri výbere skenovacieho zariadenia sme museli zohľadniť rôzne faktory a nároky. Napr. rozmery objektu, tvar objektu, presnosť snímania, časová náročnosť, cena. Vzhľa-dom na zadefinované požiadavky a technické možnosti, ktoré sme mali k dispozícii sme použili skenovací systém DAVID Laserscanner Starter-Kit DL-SET01 (Vision systems Design 2010).

Uvedený skener je zariadenie, ktoré na snímanie súčiastok využíva laserový lúč. Po-núka jednoduchú obsluhu a zároveň v porovnaní s inými systémami na 3D skenovanie je cenovo menej náročný. Mobilita celého zariadenia je veľmi vysoká vďaka tomu, že jed-notlivé členy systému majú kompaktné rozmery a nízku hmotnosť. Nevýhodou je nižšia presnosť, avšak pre našu analýzu je postačujúca.


Tabuľka 1. Technické špecifikácieveľkosť skenovanej súčiastky 10 – 300 mm rozlíšenie / presnosť do 0,1 % veľkosti objektu (maximálne 0,2 mm) čas skenovania 10 – 60 s hustota mraku bodov až 1 000 000 vrcholov na sken formát výstupu OBJ, STL, PLY kalibračný panel veľkosť až 400 mm softvér DAVID 3 Pro

Table 1. Technical specificationthe size of the scanned parts 10 – 300 mm resolution / accuracy to 0.1% of object size (maximum 0.2 mm)scan time 10 – 60 s cloud density up to 1,000,000 vertex per one scanoutput format OBJ, STL, PLY calibration panel size up to 400 mmsoftware DAVID 3 Pro

3. Skenovanie

Systém DAVID Laserscanner pracuje na princípe laserového snímania povrchu skeno-vaného telesa. Laserový lúč v tvare čiary je premietaný na skenovanú súčiastku a následne je zachytávaný webovou kamerou. Plynulým pohybom laserového lúča po plochách sú-čiastky sa zaznamená jej tvar. Súčiastka sa skenuje po častiach, pričom medzi jednotlivý-mi skenmi je pootočená okolo svojej osi o určitý uhol, aby bola zaznamenaná zo všetkých strán. Z týchto čiastkových skenov sa pomocou softvéru jednotlivé naskenované časti súčiastky zlúčia.

Obrázok 3 Proces 3D skenovaniaFigure 3 3D scanning process


Súčasťou skenovacieho systému je softvér DAVID 3. Užívateľské prostredie DAVID 3 je ľahko ovládateľné a prehľadné. Obsahuje všetky potrebné funkcie, ktoré sú pri procese skenovania týmto systémom nevyhnutné ako sú kalibrácia kamery, sledovanie laserového lúča v reálnom čase, zaznamenávanie tvaru skenovanej súčiastky až po zlúčenie všetkých čiastkových skenov do 3D modelu súčiastky. Pre správne fungovanie softvéru DAVID 3 sú nevyhnutné určité systémové požiadavky:• štandardné PC (Windows 2000, XP, Vista, 7; 32 alebo 64 bit), • 2 voľné USB porty, • odporúčané: 2GHz CPU, 1 GB RAM, 3D grafická karta (napr. NVIDIA GeForce alebo

AMD Radeon).

Príprava pracoviska

Pri 3D skenovaní je dôležité, aby pracovisko spĺňalo isté požiadavky. V prvom rade musí byť toto pracovisko priestranné, aby okolo skenovaného objektu bol možný pohyb bez toho, aby dochádzalo k otrasom alebo nechcenému posunutiu skenovaného telesa alebo snímacieho zariadenia, následkom čoho by bolo nutné zopakovať celý proces ske-novania, prípadne jeho časť. Ďalším dôležitým faktorom sú svetelné podmienky. Metóda 3D skenovania pomocou laserového lúča je citlivá na vplyv vonkajšieho svetla, ktoré by mohlo spôsobiť nepresnosti pri meraní alebo neschopnosť zaznamenať tvar telesa. Je vhodné, aby bolo pracovisko umiestnené v tmavšej časti miestnosti, prípadne miestnosť s pracoviskom zatemniť. Na presnosť merania majú vplyv aj teplota a vlhkosť vzduchu.

Počas realizácie nášho experimentu sme zabezpečili vhodné pracovné podmienky (po-mocou zatemnenia, umelého osvetlenia, klimatizácie).

Príprava objektu na skenovanie

Pri skenovaní pomocou svetelného lúča je dôležitá úprava povrchu skenovaného ob-jektu. Ak je povrch lesklý alebo znečistený môže byť proces skenovania nepresný, prí-padne nie je možné skenovaný povrch zaznamenať. V našom prípade bol nástroj čistý a matnosť povrchu bola dosiahnutá pomocou bieleho práškového povlaku.

Kalibrácia

Kalibrácia pracoviska na skenovanie je nevyhnutná z dôvodu zistenia základných pa-rametrov skenovacieho systému. V prípade, ako je naše meranie stačí kalibráciu urobiť len na začiatku, pretože umiestnenie objektu je statické. Pri kalibrácii sa používajú rôzne vzory, ktoré sú pripevnené na paneloch. Pri experimente bol použitý symetrický kruhový vzor, v ktorom sú jednotlivé kruhy od seba vzdialené v konštantných vzdialenostiach. Uvedenú vzdialenosť a tým aj veľkosť panelu volíme podľa veľkosti skenovaného telesa. Po jeho umiestnení pred kalibračný panel musí byť vzor viditeľný.

Na základe veľkosti objektu (160 x 63 x 90 mm) sme zvolili kalibračný panel s veľ-kosťou 120 mm.


Obrázok 4 Kalibračný panel s rôznymi veľkosťami kalibračných vzorovFigure 4 Calibration panel with different sizes of calibration patterns

Webkameru sme umiestnili pod 45° uhlom ku kalibračnému panelu. Skenovaný objekt počas kalibrácie nie je umiestnený pred kalibračným panelom v zornom poli webkamery. Samotnú kalibráciu sme realizovali systémom DAVID 3.

VÝSLEDKY

Skenovanie

Po úspešnej kalibrácii sme umiestnili objekt do vhodnej výšky pred kalibračný panel tak, aby bol približne v strede kalibračného vzoru a následne sme pomocou pohybu lasero-vého lúča po objekte začali zaznamenávať programom DAVID 3 sken objektu. Potom sme pootočili objekt okolo zvislej osi a pokračovali v skenovaní. Pootočenie sme realizovali vždy o 40°, a tak sme dostali 9 čiastkových skenov. Aby výsledný 3D model objektu bol úplný a kvalitný pridali sme 2 skeny hornej a 1 sken dolnej plochy. Pri skenovaní sme pracovali s rozlíšením kamery 800 x 600.

Po zhotovení dostatočného počtu skenov sme realizovali úpravu a zlučovanie čiast-kových skenov. Úprava skenov je dôležitá, pretože odstraňuje nečistoty, ktoré vznikli pri skenovaní a tak uľahčuje zlučovanie skenov a ďalšiu prácu s výsledným modelom telesa. Pri zlučovaní skenov vyberieme skeny, ktoré chceme zlúčiť a na základe spoloč-ných referenčných bodov vytvoríme 3D model skenovaného objektu. Vytvorený model môžeme uložiť vo formáte .obj, s ktorým môžeme pracovať v rôznych CAD systémoch.


Obrázok 5 Zlúčený sken nového nástrojaFigure 5 Merged scan of the new tool

Obrázok 6 Zlúčený sken opotrebovaného nástrojaFigure 6 Merged scan of the worn tool

Napriek tomu, že softvér DAVID 3 poskytuje funkcie na vyhladenie skenu, zlúčený sken obsahoval množstvo nedokonalostí, šumu a mal nepravidelnú povrchovú štruktúru, čo by mohlo mať vplyv na výsledky nášho experimentu. Z tohto dôvodu sme použili softvér Meshmixer od spoločnosti Autodesk na rekonštrukciu 3D skenu. Výsledkom vy-hladenia plôch, uzavretia dier a trhlín vzniknutých pri skenovaní vznikol model zodpo-vedajúci reálnej predlohe. Rekonštruovaný 3D model znovu môžeme uložiť v rôznych formátoch.


Obrázok 7 Rekonštruovaný 3D model nového nástrojaFigure 7 Reconstructed 3D model of the new tool

Obrázok 8 Rekonštruovaný 3D model opotrebovaného nástrojaFigure 8 Reconstructed 3D model of the worn tool

Analýza vytvorených modelov

Zamerali sme sa na dve oblasti a to:• rozmerové porovnanie nového a opotrebovaného nástroja,• objemové a hmotnostné porovnanie nového a opotrebovaného nástroja.


Rozmerové porovnanie 3D skenov

Cieľom bolo zistiť veľkosť odchýlky, ktorá vznikla pri opotrebovaní nástroja a súčas-ne odchýlky, ktorá vznikla pri procese skenovania. Využili sme program CloudCompare, ktorý je Open-source a podporuje rôzne formáty 3D modelov. Porovnanie modelov trvá od niekoľko minút až po niekoľko hodín v závislosti od veľkosti modelov. Výsledkom je číselné a grafické zobrazenie vzájomných odchýlok.

Obrázok 9 Výsledok porovnania modelov – bočný pohľadFigure 9 Result of models comparison – side view

Obrázok 10 Výsledok porovnania modelov – čelný pohľadFigure 10 Result of models comparison – front view


Po vyhodnotení výsledkov sa potvrdilo, že najväčšie odchýlky boli na reznej časti, a to konkrétne v oblasti pravého zuba. Maximálna odchýlka opotrebovaného nástroja voči novému nástroju dosahovala 18 mm. Keďže opotrebenie nastalo v reznej časti, tak upína-ciu časť nástroja môžeme použiť na vyhodnotenie presnosti 3D skenovania a na zistenie nepresností, ktoré vznikli pri tomto procese. Vyhodnocovali sme odchýlky na bočných stenách upínacích ramien, kde dosahovali hodnotu do 1mm, ďalej na koncoch upínacích ramien v oblúkových častiach, kde to bolo až 3 mm a v upínacích dierach na koncoch ramien, kde sa odchýlka pohybovala od 0 do 1 mm.

Objemové a hmotnostné porovnanie nového a opotrebovaného nástroja

Cieľom bolo zistiť na základe objemu a hmotnosti veľkosť opotrebenia nástroja jeho používaním. Objem sme zistili pomocou programu Blender, ktorý je určený na prácu s 3D modelmi. Výsledné objemy sú:• nový nástroj: 238 074,125 mm3, • opotrebovaný nástroj: 219 391,906 mm3.Rozdiel objemu medzi novým a opotrebovaným nástrojom je 18 682,219 mm3 = 18,682 219 cm3.

Nástroj je výkovok, vyrobený z materiálu 14 240. Je zložený z tela nástroja, na kto-rom sú prispájkované špičky zo spekaného karbidu, najčastejšie z WC. Na spájkovanie sa používa tvrdá spájka na báze striebra. Keďže nástroj je tak výrazne opotrebený, že okrem špičiek je poškodené už aj telo nástroja musíme pri určovaní hmotnosti zanedbať rozdiel použitých materiálov (oceľ a spekaný karbid) a počítať len s hustotou jedného z nich. Pri hustote ocele ρ = 7,85 g/cm3 sú hmotnosti nástrojov:• nový nástroj: 1 868,881 g,• opotrebovaný nástroj: 1 722,226 g.

Rozdiel hmotností nástrojov je 146,655 g.

DISKUSIA

Cieľom nášho experimentu bolo porovnanie dvoch objektov – nástrojov. Jeden z nich bol používaný v pracovnom procese a teda má výrazné známky opotrebenia. Druhý ná-stroj je nový, nepoužívaný. Je referenčnou vzorkou na určenie veľkosti zmien použitého nástroja.

Na tvorbu 3D modelov nástrojov sme použili skenovací systém DAVID Laserscanner Starter-Kit DL-SET01. Výhodou tohto skenovacieho systému je, že si nevyžaduje náročné podmienky pre prácu a je mobilný. Určený je na skenovanie objektov s menšími rozmer-mi. V procese skenovania boli zistené nepresnosti, ktoré v extrémnych prípadoch dosaho-vali 3 mm. Vyššiu presnosť by sme vedeli dosiahnuť zvýšením rozlíšenia skenovania, čo by sa však odrazilo na výraznom náraste požiadaviek predovšetkým na použitú výpočtovú techniku. Z tohto dôvodu je nevyhnutné pri skenovaní objektov zvážiť, akú presnosť ske-novania vyžadujeme v pomere k nákladom, ktoré vynaložíme na skenovanie.


Softvér DAVID 3, ktorý je súčasťou skenovacieho systému, je jednoduchý a prehľad-ný. Vytvorené 3D modely môžu byť uložené v rôznych formátoch, čo dáva široké možnosti ich ďalšieho využitia. Ak modely, ktoré sú výsledkom skenovania, obsahujú náhodné chy-by, existuje celý rad softvérov, pomocou ktorých ich vieme odstrániť, prípadne zmenšiť.

3D modely získané skenovaním sú zdrojom mnohých informácií. V našom prípade sme vyhodnocovali rozmery, objem a hmotnosť. Zaujímali nás predovšetkým rozdiely medzi novým a opotrebovaným nástrojom, aby sme vedeli určiť poškodenie vzniknuté po-užívaním nástroja. Získané výsledky ukázali, že opotrebovaním nástroja nastali výrazné zmeny v rozmeroch nástroja (až 18 mm) a tiež v jeho objeme (146,655 g). Pri rozmeroch nástroja (160 x 63 x 90 mm) sú tieto zmeny dostatočne výrazné na to, aby boli východis-kom v procese rozhodovania o ďalšom použití nástroja.

ZÁVER

V článku sme popísali aplikáciu metód reverzného inžinierstva pri vyhodnotení vybra-ných charakteristík objektov. Na základe realizovaného experimentu s nástrojom používa-ným na mulčovanie a likvidáciu nežiaduceho drevinového alebo burinového nárastu sme ukázali, že reverzné inžinierstvo je moderná metóda so širokými možnosťami využitia. V tomto prípade môže byť východiskom pre určenie životnosti nástroja. Ak výrobca alebo používateľ stanoví, aká je maximálna miera opotrebenia, čo sa týka rozmerov a objemu nástroja, môžeme po každom ukončení pracovného cyklu stanoviť parametre nástroja a na základe výsledkov rozhodnúť či ešte spĺňa požiadavky na ďalšie využívanie alebo ho už musíme nahradiť novým nástrojom.

LITERATÚRA

ANWER, N.; MATHIEU, L. (2016) From reverse engineering to shape engineering in mechanical design, CIRP Annals - Manufacturing Technology, Volume 65, Issue 1, 2016, s. 165-168, ISSN 0007-8506, http://dx.doi.org/10.1016/j.cirp.2016.04.052.

VISION SYSTEMS DESIGN (2010) DAVID LASERSCANNER – Starter-Kit DL-SET01. [onli-ne] [cit. 2017-07-24]. Dostupné na: http://downloads.david-3d.com/StarterKit/ DAVID_ Star-ter_Kit_EN_v2.pdf.

KUMAR, A.; JAIN, P. K.; PATHAK, P. M. (2013) Reverse Engineering in Product Manufacturing: An Overview. DAAAM International Scientific Book, s. 665-679.

LI, L.; SCHEMENAUER, X.; PENG, Y.; GU, P. (2002) A reverse engineering system for rapid ma-nufacturing of complex objects, Robotics and Computer-Integrated Manufacturing, Volume 18, Issue 1, 2002, s. 53-67, ISSN 0736-5845, http://dx.doi.org/10.1016/S0736-5845(01)00026-6.

PAULIC, M.; IRGOLIC, T.; BALIC, J.; CUS, F.; CUPAR, A.; BRAJLIH, T.; DRSTVENSEK, I.; (2014) Reverse Engineering of Parts with Optical Scanning and Additive Manufacturing, Pro-cedia Engineering, Volume 69, 2014, s. 795-803, ISSN 1877-7058, http://dx.doi.org/10.1016/j.proeng.2014.03.056.

RAJA, V.; FERNANDES, K. (2008) Reverse Engineering: An Industrial Perspective. Springer-Ver-lag London 2008. 242 s. ISBN 978-1-84628-855-5.


SLOTA, J.; MANTIČ, M.; GAJDOŠ, I. (2010) Rapid Prototyping a Reverse Engineering v strojár-stve. TU Košice, 2010. 207 s. ISBN 978-80-533-0548-6.

ŤAVODOVÁ, M.; KALINCOVÁ, D.; HNILICOVÁ, M.; HNILICA, R. (2016) The Influence of Heat Treatment on Tool Properties Mulcher. In Manufactoring technology: journal for science, research and production. Ústí nad Labem : J. E. Purkyne University in Ústí n. Labem, 2016. ISSN 1213-2489. Vol. 16, no. 5, s. 1169-1173.

VÁRADY, T.; MARTIN, R. R.; COX, J. (1997) , Reverse engineering of geometric models—an introduction, Computer-Aided Design, Volume 29, Issue 4, 1997, s. 255-268, ISSN 0010-4485, http://dx.doi.org/10.1016/S0010-4485(96)00054-1.

WANG, W. (2010) Reverse Engineering Technology of Reinvention. CRC Press Taylor & Fran-cis Group, an Informa business Boca Raton 2010. 357 s. ISBN 978-1-4398-0630-2. https://doi.org/10.1201/EBK1439806302.

XIA, Z. (2014) Application of Reverse Engineering based on Computer in Product Design. Interna-tional journal of Multimedia and Ubiquitous Engineering, Volume 9, No. 5, s. 343 – 354, http://dx.doi.org/10.14257/Ijmue.2014.9.5.35.

Príspevok bol vypracovaný v rámci riešenia projektu KEGA MŠ SR 003TU Z4/2016: Vý-skumné a výučbové laboratórium robotiky.

Kontaktná osoba:Ing. Mária Hrčková, PhD., tel.: +421 45 5206 565, e-mail: [email protected]


LOKALIZÁCIA DATA MATRIX KÓDOV VYPÁLENÝCH LASEROM NA POVRCHU KOVOVÝCH NÁSTROJOV

DATA MATRIX CODE LOCATION MARKED WITH LASER ON SURFACE OF METAL TOOLS

Ladislav Karrach, Elena Pivarčiová

Katedra výrobnej a automatizačnej techniky, Fakulta Environmentálnej a výrobnej techniky, Tech-nická univerzita Zvolen, Študentská 26, 960 53 Zvolen, [email protected], [email protected]

ABSTRACT: 2D bar codes are widely used in storage, manufacturing, distribution and sales proce-sses, where they are used to identify items. They are preferred for their capability to store a relatively big amount of data in a small area, which are readableeven when a code is partially damaged.We have proposed algorithm, which localizes Data Matrix 2D code in an image in few sequential steps. In localization we use typical boundary of Data Matrix code which consists of so called Finder Pattern and Timing Pattern. At first we localize Timing Pattern by edge detection, connecting edge points, which have the same gradient angle, into continuous regions and by finding near perpendicular regions. Secondly we check Timing Pattern – “doted surrounding”, where an even number of crossings between foreground and background must be found and this number must be the same on both sides.

Keywords: Data Matrix code location, Edge detection, Sobel kernel, Gradient angle

ABSTRAKT: 2D čiarové kódy sú často využívané v skladovacích, výrobných, distribučných a pre-dajných procesoch, kde slúžia na identifikáciu položiek. Sú obľúbené pre svoju schopnosť na malej ploche uložiť relatívne veľké množstvo dát, ktoré sú čitateľné aj keď je 2D kód čiastočne poškodený.V článku sme navrhli algoritmus, ktorý v obraze deteguje Data Matrix 2D kód v niekoľkých postup-ných krokoch. Využívame pritom charakteristické ohraničenie Data Matrix kódov – „L“ tzv. Fin-der Pattern a k nemu paralelné bodkované tzv. Timing Pattern. Ako prvé sa pokúsime lokalizovať Finder Pattern pomocou detekcie hrán, spájania hranových bodov do súvislých oblastí na základe rovnakého uhla gradientu a hľadania kolmých oblastí, ktoré sa dotýkajú. Následne sa overí tzv. Timing Pattern – „bodkované“ ohraničenie, kde musí byť detegovaný párny počet prechodov medzi popredím a pozadím a tento musí byť rovnaký na oboch stranách.

Kľúčové slová: Lokalizácia Data Matrix kódu, Detekcia hrán, Sobelovo jadro, Uhol gradientu



ÚVOD

Data Matrix patrí medzi 2D čiarové kódy (podobne ako QR kód) a pozostáva z čier-nych a bielych štvorčekov (tzv. modulov), ktoré predstavujú binárne 1 alebo 0. Data Mat-rix môže mať štvorcový ale aj obdĺžnikový tvar, pričom je z dvoch susediacich strán ohra-ničený čiernymi modulmi tvoriacimi „L“ (tzv. Finder Pattern), ktorý slúži na lokalizáciu kódu a na protiľahlých stranách sa striedajú čierne a biele moduly (tzv. Timing Pattern), ktoré slúžia na určenie počtu riadkov a stĺpcov. Samotné dáta sú kódované vo vnútri.

Obrázok 1: Data Matrix kód 12 × 12 Figure 1: Data Matrix code 12 × 12

Data Matrix v špecifikácií ECC 200 umožňuje dekódovanie aj čiastočne poškodeného kódu (až do 30 % poškodenia ak sa dá lokalizovať), nakoľko ukladá redundantné infor-mácie.

Data Matrix sa zvyčajne využíva na označovanie malých entít, nakoľko umožňuje efektívne zakódovať na malej ploche 2–3 mm2 až 50 znakov.

Data Matrix má kapacitu od 3 alfanumerických (resp. 6 numerických) znakov pri mi-nimálnych rozmeroch 10 × 10 až po 2335 alfanumerických (resp. 3116 numerických) znakov pri maximálnych rozmeroch 144 × 144. Pre porovnanie QR kód dokáže pri svojich maximálnych rozmeroch 177 × 177 a najvyššej miere korekcie chýb „H“ (30 % obnovi-teľnosť) zakódovať 1852 alfanumerických (resp. 3057 numerických) znakov avšak pri najnižšej miere korekcie chýb „L“ (7 % obnoviteľnosť) až 4296 alfanumerických (resp. 7089 numerických) znakov (DensoWave, 2017).

a) b) c)

Obrázok 2: Ukážka kódova) Data Matrix kód – zakódovaný text: 123456789

b) QR kód – zakódovaný text: 123456789c) 1D kód : Code-128

Figure 2: Sample of codesa) Data Matrix code – encoded text: 123456789

b) QR code – encoded text: 123456789c) 1D code: Code-128


Data Matrix je ISO štandardom (ISO/IEC 16022:2006) a je voľne dostupný bez licenč-ných poplatkov.

V príspevku sme sa zamerali na lokalizáciu (určenie polohy) Data Matrix (DMX) kódu, ktorý je laserom vypálený do kovového nástroja. DMX kóduje sériové číslo ná-stroja a slúži na sledovanie a identifikáciu nástroja v procese jeho výroby a následne pri jeho použití a uskladnení. Našim cieľom bolo navrhnúť cenovo dostupné riešenie, ktoré umožní snímanie DMX v reálnom čase po každej operácií s nástrojom.

Obrázok 3: Ukážka DMX kódu vypáleného laserom do kovu Figure 3: Sample of DMX code marked with laser on metal

Princíp lokalizácie DMX kódu je založený na detekcií hrán, spájaní hranových bo-dov s podobným uhlom gradientu a hľadaní kolmých oblastí. Podobný princíp využíva aj (Qiang Huang at al., 2005), ktorý využíva algoritmus na detekciu lineárnych oblastí (Line Segment Detector) (Burns et al., 1986; Grompone et al., 2010). Okrem tohto prístupu boli v minulosti publikované aj iné práce, ktoré využívajú napríklad Radónovú transfor-máciu (Donghong et al., 2005) alebo Houghovu transformáciu (Chenguang et al., 2007). Hranové detektory v spracovaní obrazov a klasifikácií objektov boli využité aj v prácach (Pivarčiová, 2016), (Hrčková & Koleda, 2014), (Koleda & Naščák, 2010).

Lokalizácia Data Matrix kódu

Lokalizácia DMX prebieha v dvoch základných krokoch. Najskôr lokalizujeme v ob-rázku „L“ teda Finder Pattern ako dve navzájom kolmé strany štvorca (teda úsečky rov-nakej dĺžky) a následne overíme Timing Pattern tak, že obe protiľahlé strany k „L“ musia mať rovnaký počet prechodov medzi „čiernou“ (popredie) a „bielou“ (pozadie). Súčasne tento počet prechodov určí aj počet riadkov a stĺpcov (rozmery) DMX.

Pred lokalizáciou originálny (potencionálne farebný) obrázok prevedieme na obraz v od-tieňoch šedej, kde každý bod obrazu je kódovaný v 8 bitoch (0 – čierna farba, 255 – biela farba). Všetky parametre (prahy, tolerancie) uvádzané v ďalšom texte boli stanovené empiricky z testovacej sady vzoriek.


Lokalizácia Finder Pattern „L“

Na lokalizáciu „L“ využijeme detekciu hrán s použitím Sobelovho operátora. Hrany v obraze vznikajú v miestach, kde sa mení intenzita obrazovej funkcie a teda kde predpo-kladáme, že sa vyskytuje niečo zaujímavé. Uniformné pozadie alebo popredie negeneruje hrany. Ak sa na obraz pozeráme ako na 2-rozmernú diskrétnu funkciu I(x, y) s oborom hodnôt <0,255>, potom Sobelov 3 × 3 operátor aproximuje prvé parciálne derivácie s vy-užitím diskrétnej konvolúcie s jadrami (Sobel & Feldman, 1968):

(1)

kde „*“ predstavuje diskrétnu konvolúciu, gx je gradient v smere osi x, gy je gradient v smere osi y.

Z gradientov môžeme ďalej určiť veľkosť (magnitúdu) hrany:

Princíp lokalizácie DMX kódu je založený na detekcií hrán, spájaní hranových bodov s podobným uhlom gradientu a hľadaní kolmých oblastí. Podobný princíp využíva aj (Qiang Huang at al., 2005), ktorý využíva algoritmus na detekciu lineárnych oblastí (Line Segment Detector) (Burns et al., 1986; Grompone et al., 2010). Okrem tohto prístupu boli v minulosti publikované aj iné práce, ktoré využívajú napríklad Radónovú transformáciu (Donghong et al., 2005) alebo Houghovu transformáciu (Chenguang et al., 2007). Hranové detektory v spracovaní obrazov a klasifikácií objektov boli využité aj v prácach (Pivarčiová, 2016), (Hrčková & Koleda, 2014), (Koleda & Naščák, 2010).

Lokalizácia Data Matrix kódu Lokalizácia DMX prebieha v dvoch základných krokoch. Najskôr lokalizujeme

v obrázku „L“ teda Finder Pattern ako dve navzájom kolmé strany štvorca (teda úsečky rovnakej dĺžky) a následne overíme Timing Pattern tak, že obe protiľahlé strany k „L“ musia mať rovnaký počet prechodov medzi „čiernou“ (popredie) a „bielou“ (pozadie). Súčasne tento počet prechodov určí aj počet riadkov a stĺpcov (rozmery) DMX. Pred lokalizáciou originálny (potencionálne farebný) obrázok prevedieme na obraz v odtieňoch šedej, kde každý bod obrazu je kódovaný v 8 bitoch (0 – čierna farba, 255 – biela farba). Všetky parametre (prahy, tolerancie) uvádzané v ďalšom texte boli stanovené empiricky z testovacej sady vzoriek.

Lokalizácia Finder Pattern „L“ Na lokalizáciu „L“ využijeme detekciu hrán s použitím Sobelovho operátora. Hrany

v obraze vznikajú v miestach, kde sa mení intenzita obrazovej funkcie a teda kde predpokladáme, že sa vyskytuje niečo zaujímavé. Uniformné pozadie alebo popredie negeneruje hrany. Ak sa na obraz pozeráme ako na 2-rozmernú diskrétnu funkciu I(x, y) s oborom hodnôt <0,255>, potom Sobelov 3 × 3 operátor aproximuje prvé parciálne derivácie s využitím diskrétnej konvolúcie s jadrami (Sobel & Feldman, 1968):

I=gI=g

121000121

101202101

yx (1)

kde „*“ predstavuje diskrétnu konvolúciu,

gx je gradient v smere osi x, gy je gradient v smere osi y.

Z gradientov môžeme ďalej určiť veľkosť (magnitúdu) hrany: √𝑔𝑔x2 + 𝑔𝑔𝑦𝑦2 a smer gradientu: 𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎𝑎 (𝑔𝑔y𝑔𝑔x), pričom smer gradientu je kolmý na smer hrany. Ak originálny obraz má rozmery W × H potom aj obraz magnitúd M a obraz uhlov A bude mať rozmery W × H.

a smer gradientu:






I=gI=g

121000121

101202101

yx (1)




, pričom smer gradientu je kolmý na smer hrany.Ak originálny obraz má rozmery W × H potom aj obraz magnitúd M a obraz uhlov

A bude mať rozmery W × H.

a) b)Obrázok 4: Obraz

a) Originálny obraz b) Hranový obraz magnitúd M (biele miesta s najväčšou zmenou intenzity)

Figure 4: Image

a) Original Image b) Edge image with magnitudes (white parts shows bigest change in intensities)






I=gI=g

121000121

101202101

yx (1)





Na hranový obraz aplikujeme algoritmus spájania susediacich bodov do súvislých ob-lastí (Rosenfeld & Pfaltz, 1966), pričom do úvahy berieme len tie hranové body, ktorých magnitúda je väčšia ako stanovený prah (m > 70; ignorujeme nevýznamné hrany spôsobe-né štruktúrou povrchu nástroja) a súčasne pri spájaní bodov okrem 8-susednosti musí byť rozdiel uhla oblasti a uhla pridávaného bodu menší ako 20º. Uhol oblasti vypočítame ako priemerný uhol zo všetkých bodov oblasti:

(2)

Pre každú oblasť pri pridaní nového bodu so súradnicami (x, y) a uhlom A inkremen-tálne aktualizujeme jej popisné charakteristiky:• Plocha: M00←M00+1• Krajné body: Horný-ľavý, Pravý-horný, Dolný-pravý, Ľavý-dolný (a P1,P2 dopočíta-

né neskôr)• Suma uhlov: ∑Uhlov← ∑Uhlov+A• Momenty: M01← M01+y, M10← M10+x, M11← M11+x*y, M20← M20+x*x, M02← M02+y*y

Tieto neskôr použijeme na výpočet ťažiska oblasti: Cx = M10/M00, Cy = M01/M00 (kde M00 = Plocha) a orientácie oblasti (uhol medzi hlavnou osou oblasti a osou x):

(3)

Obrázok 5: Označkované oblasti v hranovom obraze Figure 5: Marked regions in edge image

V následnom spracovaní ignorujeme malé oblasti (Plocha < 40 bodov) a vylúčime také oblasti, ktorými nie je možné preložiť priamku, ktorá prechádza ťažiskom oblasti C pod uhlom Θ, tak aby priamka a oblasť mali aspoň 90 % spoločných bodov a aby dĺžka spoloč-nej úsečky bola aspoň 20 bodov (minimálna zmysluplná veľkosť DMX kódu). Používame parametrické vyjadrenie priamky p:

a) b)

Obrázok 4: Obraz


Figure 4: Image


Na hranový obraz aplikujeme algoritmus spájania susediacich bodov do súvislých oblastí (Rosenfeld & Pfaltz, 1966), pričom do úvahy berieme len tie hranové body, ktorých magnitúda je väčšia ako stanovený prah (m > 70; ignorujeme nevýznamné hrany spôsobené štruktúrou povrchu nástroja) a súčasne pri spájaní bodov okrem 8-susednosti musí byť rozdiel uhla oblasti a uhla pridávaného bodu menší ako 20º. Uhol oblasti vypočítame ako priemerný uhol zo všetkých bodov oblasti:

regionubodovPocet

A=Uhol regioni

i

regiónu __

(2) Pre každú oblasť pri pridaní nového bodu so súradnicami (x, y) a uhlom A inkrementálne aktualizujeme jej popisné charakteristiky: Plocha: M00←M00+1 Krajné body: Horný-ľavý, Pravý-horný, Dolný-pravý, Ľavý-dolný (a P1,P2 dopočítané

neskôr) Suma uhlov: ∑Uhlov← ∑Uhlov+A Momenty: M01← M01+y, M10← M10+x, M11← M11+x*y, M20← M20+x*x, M02← M02+y*y Tieto neskôr použijeme na výpočet ťažiska oblasti: Cx = M10/M00, Cy = M01/M00 (kde M00 = Plocha) a orientácie oblasti (uhol medzi hlavnou osou oblasti a osou x):

01y0210x20

01x11

0220

11 2arctan212arctan

21

MCMMCMMCM=

μμμ=Θ

(3)

a) b)

Obrázok 4: Obraz


Figure 4: Image


Na hranový obraz aplikujeme algoritmus spájania susediacich bodov do súvislých oblastí (Rosenfeld & Pfaltz, 1966), pričom do úvahy berieme len tie hranové body, ktorých magnitúda je väčšia ako stanovený prah (m > 70; ignorujeme nevýznamné hrany spôsobené štruktúrou povrchu nástroja) a súčasne pri spájaní bodov okrem 8-susednosti musí byť rozdiel uhla oblasti a uhla pridávaného bodu menší ako 20º. Uhol oblasti vypočítame ako priemerný uhol zo všetkých bodov oblasti:

regionubodovPocet

A=Uhol regioni

i

regiónu __

(2) Pre každú oblasť pri pridaní nového bodu so súradnicami (x, y) a uhlom A inkrementálne aktualizujeme jej popisné charakteristiky: Plocha: M00←M00+1 Krajné body: Horný-ľavý, Pravý-horný, Dolný-pravý, Ľavý-dolný (a P1,P2 dopočítané

neskôr) Suma uhlov: ∑Uhlov← ∑Uhlov+A Momenty: M01← M01+y, M10← M10+x, M11← M11+x*y, M20← M20+x*x, M02← M02+y*y Tieto neskôr použijeme na výpočet ťažiska oblasti: Cx = M10/M00, Cy = M01/M00 (kde M00 = Plocha) a orientácie oblasti (uhol medzi hlavnou osou oblasti a osou x):

01y0210x20

01x11

0220

11 2arctan212arctan

21

MCMMCMMCM=

μμμ=Θ

(3)


V následnom spracovaní ignorujeme malé oblasti (Plocha < 40 bodov) a vylúčime také oblasti, ktorými nie je možné preložiť priamku, ktorá prechádza ťažiskom oblasti C pod uhlom Θ, tak aby priamka a oblasť mali aspoň 90 % spoločných bodov a aby dĺžka spoločnej úsečky bola aspoň 20 bodov (minimálna zmysluplná veľkosť DMX kódu). Používame parametrické vyjadrenie priamky p: x = t * cos(Θ) + Cx, y = t * sin(Θ) + Cy (4)

Obrázok 6: Lineárna oblasť Figure 6: Linear region

Následne prehľadávame popisné charakteristiky oblastí a hľadáme také dve oblasti, ktoré sú na seba kolmé (±5 stupňov) a ich hraničné body (P1, P2) sú vzdialené maximálne 4 body. Ak také oblasti nájdeme ešte overíme či dĺžka ich charakteristických úsečiek (P1, P2) je rovnaká (±10 %) a je minimálne 20 bodov.

Obrázok 7: Kolmé oblasti Figure 7: Perpendicular regions


x = t * cos(Θ) + Cx, y = t * sin(Θ) + Cy


Následne prehľadávame popisné charakteristiky oblastí a hľadáme také dve oblasti, ktoré sú na seba kolmé (±5 stupňov) a ich hraničné body (P1, P2) sú vzdialené maximál-ne 4 body. Ak také oblasti nájdeme ešte overíme či dĺžka ich charakteristických úsečiek (P1, P2) je rovnaká (±10 %) a je minimálne 20 bodov.


Ak sme našli také dve oblasti, vypočítame priesečník priamok daných ich hraničnými bodmi P1, P2. Tento priesečník je vrchol V1. Strana ohraničujúceho štvorca je potom dlhšia z |V1,P2‘| a |V1,P2‘‘|

Týmto sme získali kandidáta „L“ DMX, ktorý je definovaný bodmi V1 (vrchol) a bod-mi V2 a V3.

V4 dopočítame, keďže predpokladáme štvorcový DMX. Tým máme definovaný ohra-ničujúci štvoruholník kandidáta V1, V2, V3, V4.

(4)












Obrázok 8: Kandidát na DMX Figure 8: DMX candidate

Overenie Timing Pattern

V ďalšom kroku overíme či ostatné dve strany V3, V4 a V2, V4 zodpovedajú líniám pozdĺž ktorých sa striedajú „čierne“ a „biele“ moduly. Na to, aby sme odlíšili body popre-dia od pozadia musíme stanoviť prahovú hodnotu. Použijeme priemernú hodnotu jasovej intenzity bodov regiónu definovaného bodmi V1, V2, V3, V4:

Body, ktorých jasová intenzita je menšia ako vypočítaný prah budeme považovať za „čierne“ ostatné za „biele“ (predpokladáme uniformné osvetlenie regiónu).

Keďže ohraničujúci štvoruholník nemusí vždy presne ohraničovať DMX kód, postup-nosť čiernych a bielych bodov – Timing Pattern – hľadáme v rozšírenom okolí pôvodnej hranice.

Pre každý posun počítame počet čierno/bielych prechodov (t.j. modulov) a súčet gra-dientov a hľadáme maximum (pri neuniformnom osvetlení je výhodnejšie počítať počet lokálnych extrémov, ktoré sa líšia o viac ako 10).

Obrázok 9: Lokalizácia Finder Pattern Figure 9: Location of Finder Pattern

(5)regionubodovPocet

I=Prah regioni

i

region __


Ak počet modulov je najmenej 10 (minimálna veľkosť DMX) a je rovnaký v oboch smeroch – vertikálnom aj horizontálnom, potom kandidáta na DMX kód označíme ako platnú oblasť s DMX kódom.

Dekódovanie Data Matrix kódu

Ako sme uviedli, DMX kód je tvorený 2-rozmernou maticou, ktorá je tvorená čierny-mi a bielymi bodmi – modulmi predstavujúcimi bity 1 a 0. V reálnom obrázku jednému takémuto „logickému“ bodu (modulu) zodpovedá skupina susediacich bodov. Pre dekó-dovanie dát z DMX musíme zostaviť túto 2D binárnu maticu, ktorej prvky budú hodnoty 1 alebo 0. Rozmery matice sú dané počtom modulov detegovaných v predchádzajúcom kroku.

Obrázok 10: Data Matrix moduly → 2D binárna matica → dekódovaný text Figure 10: Data Matrix modules → 2D binary array → decoded text

Hodnotu 1 predstavujú také body obrázku, kde jasová intenzita je menšia ako prah a hodnotu 0 ostatné. Ako smerodajný bod uvažujeme centrálny bod „modulu“ a jasovú intenzitu určíme bilineárnou interpoláciou (ak vypočítaná poloha nezodpovedá celočísel-ným súradniciam v obrázku).

Pre finálne dekódovanie binárnej matice na pôvodný text sme použili open-source knižnicu libdmtx.

DISKUSIA

Uvedený prístup dáva dobré výsledky ak veľkosť modulu je minimálne 4 × 4 body, kedy ešte drobná nepresnosť v lokalizácií hraníc DMX nevedie k určeniu nesprávnej po-lohy centrálnych bodov.

Lokalizácia polohy DMX zlyhala v prípade, keď na čiernu hranicu DMX (vypálenú laserom) nadväzovala iná štrukturálna nerovnosť (napríklad po frézovaní povrchu nástro-ja), ktorá ale spôsobila dostatočne silnú hranovú odozvu a táto bola chybne považovaná za súčasť jedného spojitého regiónu ako vidieť z nasledujúceho obrázku:


Obrázok 11: Ukážka, kde slabá hrana sa spojí so silnou Figure 11: Sample, where weak edge is connected with strong edge

Pre odstránenie tohto problému je možné zaradiť pri spájaní hranových bodov do sú-vislých oblastí dodatočnú podmienku, ktorá porovná priemernú magnitúdu regiónu s magnitúdou pridávaného bodu a bod zaradí do regiónu len ak je odchýlka v určitom intervale.

Z pohľadu výpočtovej náročnosti je najnákladnejší výpočet arctan(gy/gx) (pre obráz-ky v rozlíšení 640 × 480 px predstavoval rádovo desiatky milisekúnd, ale pre rozlíšenia 1280 × 1024 px už stovky milisekúnd), preto sme sa pokúsili navrhnúť aj alternatívny algoritmus, ktorý by pri spájaní hranových bodov do úsečiek nevyžadoval informáciu o smere gradientu. Tento algoritmus bol založený na myšlienke, že ak má oblasť tvoriť úsečku, tak každý ďalší bod hľadanej úsečky musí posunúť ťažisko existujúcej oblasti len takým spôsobom, aby ťažisko ostalo súčasťou už existujúcej oblasti. Tento prístup však pre obrázky, kde polohy bodov v rovine nie sú spojité ale diskrétne, nedával uspokojivé výsledky.

ZÁVER

Data matrix kód je najrozšírenejší 2D kód v tvare štvorca alebo obdĺžnika. Je vhodný pre uchovanie veľkého množstva údajov (numerické, alfanumerické znaky) na malej plo-che. Má prepracovaný ochranný mechanizmus umožňujúci jeho čítanie aj pri poškodení alebo strate časti kódu, napr. pri zašpinení alebo opotrebovaní. Prečítanie nesprávnych údajov je vďaka prepracovanej matematickej detekcii chýb takmer nemožné.

DMX je ISO štandardom a je využívaný mnohými priemyselnými organizáciami ako príslušný priemyslový štandard. Predpokladá sa, že bude aj naďalej využívaný a vylepšo-vaný hlavne z hľadiska technológií.

Možnosť využitia 2D kódov je napr. v priemyselnom označovaní výrobkov pre ich identifikáciu a sledovanie v procese výroby a následne pri ich použití alebo uskladnení. DMX uľahčuje ich kontrolu vo výrobnom procese.

Navrhli a otestovali sme algoritmus pre lokalizáciu DMX kódov, ktorý vychádza z de-tekcie hrán a spájaní hranových bodov s rovnakým smerom gradientu do súvislých oblastí za účelom lokalizácie „L“ – Finder Pattern v obraze. Našim cieľom bolo navrhnúť cenovo dostupné riešenie, ktoré umožní snímanie DMX v reálnom čase po každej operácii s ná-strojom.

V budúcnosti plánujeme otestovať aj iné prístupy pre lokalizáciu „L“, ktoré nebudú vychádzať zo smeru gradientu v hranovom obraze.


Príspevok bol vypracovaný v rámci riešenia projektu KEGA MŠ SR 003TU Z-4/2016: Výskumné a výučbové laboratórium robotiky

LITERATÚRA

BURNS J. B., HANSON A. R., RISEMAN E. M., 1986. Extracting straightlines. IEEE Transactions on Pattern Analysis and Machine Intelligence

DENSOWAWE, 2017. Information capacity and versions of QR Code. Available in: <http://www.qrcode.com/en/about/version.html> [online] [cit 2017-07-11]

DONGHONG H., HUI T., XINMENG C., 2005. Radon transformation applied in two dimensional barcode image recognition. Journal of Wuhan University

GROMPONE VON GIOI R., JAKUBOWICZ J., MOREL J. M., RANDALL G., 2010. LSD: a fast-line segment detector with a false detection control. IEEE Transactions on Pattern Analysis and Machine Intelligence

HRČKOVÁ M., KOLEDA P., 2014. Identifikácia objektov v obraze na základe geometrických prí-znakov. Acta Facultatis Technicae, XIX, 2014 (2): 13–19

HUANG Q., CHEN W-S., HUANG X-Y., ZHU Y-Y, 2012. Data Matrix Code Location Based on Finder Pattern Detection and Bar Code Border Fitting. Available in: <https://www.hindawi.com/journals/mpe/2012/515296/> [online] [cit 2017-07-11]

CHENGUANG Z., NA Y., RUKUN H., 2007. Study of two dimensional barcode identification tech-nology based on HOUGH transform. Journal of Changchun Normal University

JOLLYTECH, 2017. Data Matrix Barcode. Available in: <http://www.jollytech.com/ technologies/barcode-symbologies/data-matrix-barcode.php> [online] [cit 2017-07-11]

KOLEDA P., NAŠČÁK Ľ., 2010. Spracovanie obrazov zosnímaných kamerou Dalsa Spyder 3. Acta Facultatis Technicae, XV, 2010 (1): 89–94

ROSENFELD A., PFALTZ J., 1966. Connected Component Labeling. Available in: <http://www.cse.msu.edu/~stockman/Book/2002/Chapters/ch3.pdf> [online] [cit 2017-07-11]

PIVARČIOVÁ E., 2016. Identifikácia objektov v obraze a jej využitie vo výrobnej technike. Acta Facultatis Technicae, XXI, 2016 (1): 91–98

SOBEL I., FELDMAN G., 1968. A 3x3 Isotropic Gradient Operator for Image Processing. Available in: < https://www.researchgate.net/publication/239398674_An_Isotropic_3_3_ Image_Gra-dient_Operator> [online] [cit 2017-07-11]

SOURCEFORGE.NET, 2011. Open source software for reading and writing Data Matrix barcodes. Available in: <http://libdmtx.sourceforge.net> [online] [cit 2017-07-11]

ŠIKUDOVÁ E., ČERNEKOVÁ Z., BENEŠOVÁ W., HALADOVÁ Z., KUČEROVÁ J., 2013. Počítačové videnie Detekcia a rozpoznávanie objektov. Available in: <http://vgg.fiit.stuba.sk/kniha/> [online] [cit 2017-07-11]



MODEL RÝCHLOSTNÉHO A POLOHOVÉHO SERVOSYSTÉMU S ASYNCHRÓNNYM MOTOROM

MODEL OF SPEED AND POSITION SERVOSYSTEM WITH ASYNCHRONOUS MOTOR

Ľubomír Naščák1, Peter Koleda1

1Katedra výrobnej a automatizačnej techniky, Fakulta environmentálnej a výrobnej techniky, Tech-nická univerzita vo Zvolene, Študentská ulica 26, 960 53, Zvolen, Slovenská republika,[email protected], [email protected]

ABSTRACT: For positional servosystems, the most important quality control parameter is the maximum overregulation. Reducing the maximum overregulation can be achieved by reducing the speed at which the servo system is able to stop with less overregulation than allowed. In the article, the method is described with real-position servo system verification. The position servo system is implemented by means of an asynchronous motor controlled by a frequency converter and a pro-grammable controller.

Key words: asynchronous motor, programmable controller, position, speed

ABSTRAKT: Pri polohových servosystémoch je najdôležitejší parameter kvality regulácie maxi-málne preregulovanie. Zmenšenie maximálneho preregulovania môžeme realizovať znížením rých-losti premiestňovania na dobehovú rýchlosť, z ktorej je servosystém schopný zastaviť s menším preregulovaním, ako je dovolené. V článku je popísaná uvedená metóda s overením na reálnom polohovom servosystéme. Polohový servosystém je realizovaný pomocou asynchrónneho motora riadeného frekvenčným meničom a programovateľným automatom.

Kľúčové slová: asynchrónny motor, programovateľný automat, poloha, rýchlosť.

ÚVOD

V dôsledku výrazného pokroku v oblasti výroby frekvenčných meničov s vektorovým riadením sa do popredia dostávajú, aj v riadení polohy, bezkontaktné reverzačné strieda-vé asynchrónne alebo synchrónne motory, ktoré aj v náročných aplikáciách nahradzujú reverzačné jednosmerné motory, napr. v oblasti pohonov pre obrábacie stroje, robotické systémy a pod. Komplexné robotické systémy pritom musia spĺňať náročné požiadavky kvality a kvantity výroby (Božek, 2015). Zaradením polohovej slučky do rýchlostného servosystému dostaneme polohový servosystém s meracím členom polohy a s reguláto-rom polohy. Regulovaná veličina systému je uhlová alebo lineárna poloha. Polohové ser-


vosystémy sa vyskytujú v praxi veľmi často najmä tam, kde ide o presné premiestňovanie rôznych mechanických častí ako napr. riadenie polohy nástrojov v obrábacích strojoch, pri polohovaní ramien robotov a pod. V závislosti od veľkosti regulačnej odchýlky je vhodné v polohovom servosystéme rozlíšiť režim malých, stredných a veľkých premiestnení. Pod malým premiestnením sa rozumie režim, pri ktorom zrýchlenie servosystému nedosiahne ustálenú hodnotu, pri strednom premiestnení je dosiahnutá ustálená hodnota zrýchlenia a pri veľkých premiestneniach sa dosiahne ustálená rýchlosť.

Najpoužívanejšou a historicky najstaršou metódou návrhu regulačnej štruktúry zostá-va aj naďalej klasické spätnoväzobné riadenie s PID regulátorom, a to ako v analógovej, tak aj v diskrétnej verzii regulačného obvodu. Regulátor je navrhovaný metódami lineár-nej regulácie, napr. pomocou frekvenčných charakteristík, metódou optimálneho modulu, symetrického optima a pod. Obvyklou štruktúrou je štruktúra s podriadenými regulačný-mi slučkami, v ktorých je vnútornou slučkou najrýchlejšia – prúdová slučka, nadradenou slučkou potom slučka rýchlostná a v prípade polohovej regulácie ešte ďalšia nadradená slučka polohová (Žalman 2003).

MATERIÁL A METÓDY

Polohový servosystém je zostavený z trojfázového asynchrónneho motora s kotvou nakrátko Brook Crompton U-DA63SF, riadenie otáčok je realizované pomocou frek-venčného meniča Toshiba VF-S11. Použitý riadiaci systém V560 od firmy Unitronics má okrem analógových vstupov aj analógové výstupy, čo je predpoklad pre širšie možnosti regulácie. Meranie otáčok je realizované optoelektronickým snímačom od firmy Balluf, na meranie polohy je použitý inkrementálny snímač od firmy Siemens 6FX2001-4DA50. Tento snímač je spojený s hriadeľom asynchrónneho motora pomocou pružnej spojky.

Obr. 1 Bloková schéma realizácie rýchlostného a polohového servomechanizmuFig. 1 Block diagram of speed and position servomechanism

1)Control system, 2)Frequency converter, 3)Speed sensor, 4)Load, 5)Position sensor

Pri polohovej regulácie sa rozlišujú dva jej typy: sledovacia a cieľová. Sledovacia polohová regulácia sa používa tam, kde je treba sledovať zadávanú trajektóriu presne zadávanou rýchlosťou (viacosové systémy). Cieľová regulácia sa používa na časovo op-

Riadiaci systém1)

Frekvenčný menič2)

AM

Záťaž4)

Snímač polohy5)

Snímač rýchlosti3)


timálne nastavovanie polohy. Časovo optimálne nastavovanie je polohové premiestnenie koncového bodu v čo najkratšom možnom čase s využitím maximálneho zrýchlenia, vy-žaduje sa nastavenie polohy bez prekmitu (nulové preregulovanie). Používa sa napr. pri polohovaní vŕtačiek, nástrojov, polohovadiel a manipulátorov.

Pri regulácii polohy je najčastejšie používanou štruktúrou rozvetvený (viacslučkový) regulačný obvod (obr. 2). Každá regulovaná veličina má priradený vlastný regulátor a pro-stredníctvom zápornej spätnej väzby tvorí samostatný regulačný obvod. Na jednotlivé slučky servosystému sú kladené rôzne požiadavky z hľadiska presnosti a rýchlosti regulá-cie. Polohová slučka musí byť veľmi presná, s nižšími nárokmi na rýchlosť, preto je rieše-ná tak, že funkcia ústredného člena, diferenciálneho člena a čiastočne aj spätnoväzobného člena je realizovaná pomocou riadiaceho počítača. Polohový systém obsahuje regulačný obvod rýchlosti s PI regulátorom a číslicový regulátor polohy, ktorý je zaradený v nad-radenej regulačnej slučke. Regulačná odchýlka polohy vstupuje do regulátora, ktorého výstupná (akčná) veličina pomocou číslicovo analógového prevodníka riadi frekvenčný menič asynchrónneho motora. Spätnoväzobná polohová slučka sa uzatvára cez inkremen-tálny snímač polohy (Naščák 2014).

Obr. 2 Bloková schéma dvojslučkového kaskádneho servosystémuFig. 2 Block diagram of double loop cascade servomechanism

Žiadaná hodnota polohy φ1 alebo jej prírastok je skokovo zmenená veličina, ktorú musí riadiaci člen transformovať na lineárne sa meniaci signál φ’1, ktorého sklon definuje žiadanú hodnotu rýchlosti premiestnenia (obr. 3). V prípade plynulého brzdenia sa jedná o dej opačný. Ak je potrebný v procese polohovania plynulý rozbeh a plynulé brzdenie na dobehovú rýchlosť, priebeh žiadanej rýchlosti má tvar ako znázorňuje obr. 4.

Obr. 3 Vstupný a výstupný priebeh signálu žiadanej polohy riadiaceho členaFig. 3 Input and output signal of desired position of controller

Rϕ(s) Rω(s) FPS(s) φ1*

- φ -ω

Obr. 2 Bloková schéma dvojslučkového kaskádneho servosystému Fig. 2 Block diagram of double loop cascade servomechanism

Žiadaná hodnota polohy φ1 alebo jej prírastok je skokovo zmenená veličina, ktorú

musí riadiaci člen transformovať na lineárne sa meniaci signál φ’1, ktorého sklon definuje žiadanú hodnotu rýchlosti premiestnenia (obr. 3). V prípade plynulého brzdenia sa jedná o dej opačný. Ak je potrebný v procese polohovania plynulý rozbeh a plynulé brzdenie na dobehovú rýchlosť, priebeh žiadanej rýchlosti má tvar ako znázorňuje obr. 4.

Obr. 3 Vstupný a výstupný priebeh signálu žiadanej polohy riadiaceho člena

Fig. 3 Input and output signal of desired position of controller

Obr. 4 Priebeh žiadanej rýchlosti pre plynulý rozbeh a brzdenie

Fig. 4 Course of desired speed for continuous acceleration and deceleration 1)Maximal speed, 2)Desired speed, 3)Continuous acceleration, 4)Continuous deceleration on after-running speed, 5)After-running speed

Aby nedochádzalo k veľkým preregulovaniam polohy, treba pred koncom

premiestnenia znížiť rýchlosť na dobehovú, z ktorej je servosystém schopný zastaviť s menším preregulovaním, ako je dovolené.

VÝSLEDKY A DISKUSIA Regulácia rýchlosti v dvojslučkovom regulačnom obvode je realizovaná pomocou PID

regulátora. Na nastavenie parametrov regulátora je použitý režim „autotune“, v tomto režime riadiaci systém na základe dynamických vlastností systému identifikuje riadený systém a automaticky nastaví optimálne parametre regulátora. Týmto spôsobom je zabezpečená presná regulácia rýchlosti, ktorá je nevyhnutná pre presnú reguláciu polohy.

dobehová rýchlosť5)

v maximálna rýchlosť1)

žiadaná rýchlosť2)

plynulý rozbeh3)

t

plynulé brzdenie na dobehovú rýchlosť4)

t

φ 1, φ

’ 1

φ1

φ’1


Obr. 4 Priebeh žiadanej rýchlosti pre plynulý rozbeh a brzdenieFig. 4 Course of desired speed for continuous acceleration and deceleration

1)Maximal speed, 2)Desired speed, 3)Continuous acceleration, 4)Continuous deceleration on after-running speed, 5)After-running speed

Aby nedochádzalo k veľkým preregulovaniam polohy, treba pred koncom premiest-nenia znížiť rýchlosť na dobehovú, z ktorej je servosystém schopný zastaviť s menším preregulovaním, ako je dovolené.


Regulácia rýchlosti v dvojslučkovom regulačnom obvode je realizovaná pomocou PID regulátora. Na nastavenie parametrov regulátora je použitý režim „autotune“, v tomto režime riadiaci systém na základe dynamických vlastností systému identifikuje riadený systém a automaticky nastaví optimálne parametre regulátora. Týmto spôsobom je zabez-pečená presná regulácia rýchlosti, ktorá je nevyhnutná pre presnú reguláciu polohy.

Obr. 5 Programový segment regulácie rýchlostiFig. 5 Program segment of speed control

Reguláciu polohy je možno realizovať v rozsahu od ‒ 260cm do + 260 cm, aby sa splnila podmienku minimálneho preregulovania, zvolili sa štyri prepínacie body rýchlosti pohonu s postupným zmenšovaním rýchlosti (frekvencie napájacieho napätia asynchrón-neho servomotora) v závislosti od veľkosti zadanej polohy.

Obr. 2 Bloková schéma dvojslučkového kaskádneho servosystému Fig. 2 Block diagram of double loop cascade servomechanism

Žiadaná hodnota polohy φ1 alebo jej prírastok je skokovo zmenená veličina, ktorú

musí riadiaci člen transformovať na lineárne sa meniaci signál φ’1, ktorého sklon definuje žiadanú hodnotu rýchlosti premiestnenia (obr. 3). V prípade plynulého brzdenia sa jedná o dej opačný. Ak je potrebný v procese polohovania plynulý rozbeh a plynulé brzdenie na dobehovú rýchlosť, priebeh žiadanej rýchlosti má tvar ako znázorňuje obr. 4.

Obr. 3 Vstupný a výstupný priebeh signálu žiadanej polohy riadiaceho člena

Fig. 3 Input and output signal of desired position of controller

Obr. 4 Priebeh žiadanej rýchlosti pre plynulý rozbeh a brzdenie

Fig. 4 Course of desired speed for continuous acceleration and deceleration 1)Maximal speed, 2)Desired speed, 3)Continuous acceleration, 4)Continuous deceleration on after-running speed, 5)After-running speed

Aby nedochádzalo k veľkým preregulovaniam polohy, treba pred koncom

premiestnenia znížiť rýchlosť na dobehovú, z ktorej je servosystém schopný zastaviť s menším preregulovaním, ako je dovolené.

VÝSLEDKY A DISKUSIA Regulácia rýchlosti v dvojslučkovom regulačnom obvode je realizovaná pomocou PID

regulátora. Na nastavenie parametrov regulátora je použitý režim „autotune“, v tomto režime riadiaci systém na základe dynamických vlastností systému identifikuje riadený systém a automaticky nastaví optimálne parametre regulátora. Týmto spôsobom je zabezpečená presná regulácia rýchlosti, ktorá je nevyhnutná pre presnú reguláciu polohy.

dobehová rýchlosť5)

v maximálna rýchlosť1)

žiadaná rýchlosť2)

plynulý rozbeh3)

t

plynulé brzdenie na dobehovú rýchlosť4)

t

φ 1, φ

’ 1

φ1

φ’1

Obr. 5 Programový segment regulácie rýchlosti

Fig. 5 Program segment of speed control

Reguláciu polohy je možno realizovať v rozsahu od ‒ 260cm do + 260 cm, aby sa splnila podmienku minimálneho preregulovania, zvolili sa štyri prepínacie body rýchlosti pohonu s postupným zmenšovaním rýchlosti (frekvencie napájacieho napätia asynchrónneho servomotora) v závislosti od veľkosti zadanej polohy.

Tabuľka 1 Prepínacie body rýchlosti polohovania Table 1 Switch points of motion speed

Interval polohy1) 1 2 3 4 Dlžka intervalu2) [cm] x ≥ 50 49 ≥ x≥ 10 9 ≥ x≥ 3 x≥ 2

Frekvencia3) [Hz] 37,1 13 8 5 1)Position interval, 2)Interval length, 3)Frequency

Obr. 6 Programový segment regulácie polohy

Fig. 6 Program segment of position control

Uvedená metóda polohovania sa overila na reálnom modeli polohovacieho servosystému. Regulácia polohy je bez maximálneho preregulovania s nulovou regulačnou odchýlkou.


Tabuľka 1 Prepínacie body rýchlosti polohovaniaTable 1 Switch points of motion speed

Interval polohy1) 1 2 3 4Dlžka intervalu2) [cm] x ≥ 50 49 ≥ x≥ 10 9 ≥ x≥ 3 x≥ 2

Frekvencia3) [Hz] 37,1 13 8 51)Position interval, 2)Interval length, 3)Frequency

Obr. 6 Programový segment regulácie polohyFig. 6 Program segment of position control

Uvedená metóda polohovania sa overila na reálnom modeli polohovacieho servosys-tému. Regulácia polohy je bez maximálneho preregulovania s nulovou regulačnou od-chýlkou.

Obr. 7 Časový priebeh regulácie polohy z 0 na 65 cm (doba regulácie 1,8 s)Fig. 7 Time course of position control from 0 to 65 cm (regulation time 1,8 s)

1)Position, 2)Time, 3)Actual position, 4)Desired position

Obr. 5 Programový segment regulácie rýchlosti

Fig. 5 Program segment of speed control

Reguláciu polohy je možno realizovať v rozsahu od ‒ 260cm do + 260 cm, aby sa splnila podmienku minimálneho preregulovania, zvolili sa štyri prepínacie body rýchlosti pohonu s postupným zmenšovaním rýchlosti (frekvencie napájacieho napätia asynchrónneho servomotora) v závislosti od veľkosti zadanej polohy.

Tabuľka 1 Prepínacie body rýchlosti polohovania Table 1 Switch points of motion speed

Interval polohy1) 1 2 3 4 Dlžka intervalu2) [cm] x ≥ 50 49 ≥ x≥ 10 9 ≥ x≥ 3 x≥ 2

Frekvencia3) [Hz] 37,1 13 8 5 1)Position interval, 2)Interval length, 3)Frequency

Obr. 6 Programový segment regulácie polohy

Fig. 6 Program segment of position control

Uvedená metóda polohovania sa overila na reálnom modeli polohovacieho servosystému. Regulácia polohy je bez maximálneho preregulovania s nulovou regulačnou odchýlkou.

Obr. 7 Časový priebeh regulácie polohy z 0 na 65 cm (doba regulácie 1,8 s) Fig. 7 Time course of position control from 0 to 65 cm (regulation time 1,8 s)


Obr. 8 Časový priebeh regulácie polohy z 0 na 130 cm (doba regulácie 2,2 s)

Fig. 8 Time course of position control from 0 to 130 cm (regulation time 2,2 s) 1)Position, 2)Time, 3)Actual position, 4)Desired position

Obr. 9 Časový priebeh regulácie polohy z 0 na 260 cm (doba regulácie 3,1 sek.) Fig. 9 Time course of position control from 0 to 260 cm (regulation time 3,1 s)


2)

2)

1)

2)

3)

4)

3)

1)

4)

1)

3)

4)


Obr. 8 Časový priebeh regulácie polohy z 0 na 130 cm (doba regulácie 2,2 s)Fig. 8 Time course of position control from 0 to 130 cm (regulation time 2,2 s)


Obr. 9 Časový priebeh regulácie polohy z 0 na 260 cm (doba regulácie 3,1 sek.)Fig. 9 Time course of position control from 0 to 260 cm (regulation time 3,1 s)


Na nasledujúcom obrázku je pre ilustráciu zobrazený priebeh regulácie rýchlosti, pres-ná regulácia rýchlosti je nevyhnutná pre kvalitnú reguláciu polohy. Z časového priebehu regulácie rýchlosti (obr. 10) vyplýva, že maximálne preregulovanie je nulové a tiež je nulová regulačná odchýlka s dobou regulácie 13 sekúnd (Maruniak 2016).







2)

2)

1)

2)

3)

4)

3)

1)

4)

1)

3)

4)







2)

2)

1)

2)

3)

4)

3)

1)

4)

1)

3)

4)


Obr. 10 Časový priebeh regulácie rýchlosti z 0 na 500 ot/minFig. 10 Time course of speed control from 0 to 500 rpm

1)Speed [rpm], 2)Time, 3)Actual position, 4)Desired position

ZÁVER

Na reálnom servosystéme s asynchrónnym motorom sa realizovalo a overilo dosiahnu-tie nulového maximálneho preregulovania žiadanej polohy, čo je najdôležitejší parameter kvality regulácie polohy. Popísaný systém umožňuje veľmi efektívne navrhovať a overo-vať regulačné obvody rýchlosti a polohy s asynchrónnym motorom. Regulácia polohy je realizovaná postupným rozdelením regulačnej dráhy s prepínaním rýchlostí s klesajúcou úrovňou smerom k žiadanej polohe. Pri regulácii rýchlosti sa použil PID regulátor s funk-ciou autotune.

LITERATÚRA

BALÁTĚ, J. 2004. Automatické řízení. Praha: Johnson Controls, 2004. 664 s. ISBN 80-7300-148-9.BOŽEK, P., PIVARČIOVÁ, E., KORSHUNOV. A. I., 2015. Reverse Validation in the Robots Con-

trol. Applied Mechanics and Materials, 816 (2015), pp. 125-131, ISSN 1660-9336.JUHAS, M., SÁSIK, J. 2008.: Informačné a riadiace systémy,. Bratislava : Slovenská technická

univerzita v Bratislave 2008, 166 s .NAŠČÁK, Ľ., KOLEDA, P. 2014. Riadiace systémy strojov a zariadení. Zvolen: TUZVO, 2014.

172 s. ISBN 978-80-228-2667-9.MARUNIAK, M. 2016. Časovo optimálne riadenie polohy pomocou asynchrónneho motora. Zvo-

len: TUZVO 188s.SKALICKÝ, J. 2007. Řízení a regulace pro strojárenství a mechatroniku. Brno: Vysoké učení tech-

nické v Brne, 2007. 123 s.ŽALMAN, M. 2003. Akčné členy. Bratislava: Slovenská technická univerzita v Bratislave. 209 s.

Príspevok bol vypracovaný riešená v rámci riešenia projektu KEGA MŠ SR 003TU Z-4/2016 „Výskumné a výučbové laboratórium robotiky“.

Na nasledujúcom obrázku je pre ilustráciu zobrazený priebeh regulácie rýchlosti,

presná regulácia rýchlosti je nevyhnutná pre kvalitnú reguláciu polohy. Z časového priebehu regulácie rýchlosti (obr. 10) vyplýva, že maximálne preregulovanie je nulové a tiež je nulová regulačná odchýlka s dobou regulácie 13 sekúnd (Maruniak 2016).

Obr. 10 Časový priebeh regulácie rýchlosti z 0 na 500 ot/min Fig. 10 Time course of speed control from 0 to 500 rpm

1)Speed [rpm], 2)Time, 3)Actual position, 4)Desired position

ZÁVER Na reálnom servosystéme s asynchrónnym motorom sa realizovalo a overilo

dosiahnutie nulového maximálneho preregulovania žiadanej polohy, čo je najdôležitejší parameter kvality regulácie polohy. Popísaný systém umožňuje veľmi efektívne navrhovať a overovať regulačné obvody rýchlosti a polohy s asynchrónnym motorom. Regulácia polohy je realizovaná postupným rozdelením regulačnej dráhy s prepínaním rýchlostí s klesajúcou úrovňou smerom k žiadanej polohe. Pri regulácii rýchlosti sa použil PID regulátor s funkciou autotune. LITERATÚRA BALÁTĚ, J. 2004. Automatické řízení. Praha: Johnson Controls, 2004. 664 s. ISBN 80-7300-148-9. BOŽEK, P., PIVARČIOVÁ, E., KORSHUNOV. A. I., 2015. Reverse Validation in the Robots Control. Applied Mechanics and Materials, 816 (2015), pp. 125-131, ISSN 1660-9336. JUHAS, M., SÁSIK, J. 2008.: Informačné a riadiace systémy,. Bratislava : Slovenská technická univerzita v Bratislave 2008, 166 s . NAŠČÁK, Ľ., KOLEDA, P. 2014. Riadiace systémy strojov a zariadení. Zvolen: TUZVO, 2014. 172 s. ISBN 978-80-228-2667-9. MARUNIAK, M. 2016. Časovo optimálne riadenie polohy pomocou asynchrónneho motora. Zvolen: TUZVO 188s. SKALICKÝ, J. 2007. Řízení a regulace pro strojárenství a mechatroniku. Brno: Vysoké učení technické v Brne, 2007. 123 s. ŽALMAN, M. 2003. Akčné členy. Bratislava: Slovenská technická univerzita v Bratislave. 209 s.

2)

1)

3)

4)



VPLYV TERMICKEJ ÚPRAVY A BRÚSENIA NA ZMENU FARBY POVRCHU VYBRANÝCH DRUHOV DREVÍN

EFFECT OF THERMAL TREATMENT AND GRINDING ON SURFACE COLOR CHANGE OF SELECTED WOOD SPICIES

Peter Koleda1, Štefan Barcík1, Marek Vančo1

1Katedra výrobnej a automatizačnej techniky, Fakulta environmentálnej a výrobnej techniky, Tech-nická univerzita vo Zvolene, Študentská ulica 26, 960 53, Zvolen, Slovenská republika, [email protected]

Abstract: The article deals with the problem of evalution the change in color of wood after thermal modification. Examined samples of three woods - English oak, spruce and red meranti were treated at temperatures of 160, 180, 200 and 220 °C, one side of the sample was then machined by grinding. The color of the prepared samples was measured at 5 places in the CIE L*a*b* color model, and the color difference ΔE* of treated samples was compared and evaluated to the natural one. The bright-ness L* of the samples decreased significantly due to the increasing temperature, the coordinates a* and b* were changed only in a small interval. The thermal modification caused a change in color, which can almost always be classified as another color.

Key words: ThermoWood, CIE L*a*b* color space, color change

Abstrakt: Článok sa zaoberá problematikou hodnotenia zmeny farby dreva po termickej modifikácii. Skúmané vzorky troch drevín – dub zimný, smrek obyčajný a meranti červený boli teplotne upra-vené pri teplotách 160, 180, 200 a 220 °C, jedna strana vzorky bola následne opracovaná brúsením. Farba pripravených vzoriek sa merala na 5 miestach vo farebnom modeli CIE L*a*b* a vyhodno-coval sa farebný rozdiel DE* upravených vzoriek oproti prírodnej. Svetlosť vzoriek L* sa vplyvom zvyšujúcej sa teploty znižovala výrazne, súradnice a* a b* sa menili len v malom intervale. Teplotná modifikácia spôsobila zmenu farby, ktorá sa takmer v každom prípade dá klasifikovať ako iná farba.

Kľúčové slová: ThermoWood, CIE L*a*b* farebný model, zmena farby

ÚVOD

Farba je jeden z kvalitatívnych ukazovateľov, ktorý ovplyvňuje vnímanie zákazní-ka produktov vyrobených z dreva. Farba dreva je ukazovateľ, ktorý ovplyvňuje prvotný


kontakt človeka s produktom (Abrahão 2005). Je to charakteristika, ktorá je úzko prepoje-ná s výberom daného produktu vzhľadom na vizuál, dekoratívnosť a funkcionalitu.

Najviac rozšírená metóda vyhodnotenia farby alebo farebných zmien dreva je metóda využívajúca farebný trojosí priestor CIE L*a*b* (obr. 1). (Brischke et al. 2007; Baar and Gryc 2012; Bekhta and Niemz 2003; Čermák and Dejmal 2013; Dzurenda 2014). Táto metóda je určená na presné definovanie farieb a farebných zmien najčastejšie v kombiná-cii s kolorimetrami a spektrofotometrami. Je založená na podmienkach stanovených CIE (Commission Internationale de L’Eclairage), čo ju robí vhodnou na meranie rôznych pa-rametrov farby: osvetlenie (L*), chromatické súradnice (a* a b*), farebnosť (C*) a odtieň (h*) (Konica Minolta, 2007).

Obr. 1. Grafická reprezentácia modelu farebného priestoru CIE L*a*b* (green – zelená, blue – modrá, black – čierna, white – biela, yellow – žltá, red – červená, color axis – farebná os)

Fig. 1 Graphical representation of color space CIE L*a*b*

Hoci je farba výsledkom štruktúry ako aj kompozitov samotného dreva, počas výroby je ovplyvnená rôznymi procesmi. Jedným z procesov, ktorý postupne mení farbu dreva je termická modifikácia (ThermoWood), počas ktorého je drevo zohriate na danú teplotu počas určeného času. Zmena farby dreva závisí na type dreviny, teplote a čase pôsobenia (Hill 2006; Sahin et al. 2011). Najčastejšie sú teploty v intervale 150 - 260 ºC (Barcík and Gašparík 2014).

Vo všeobecnosti termická modifikácia mení farbu dreva, pretože priamo ovplyvňuje zložky dreva – lignín, celulózu a hemicelulózu. Hoci sú tieto zložky relatívne rezistentné, určitá teplota spôsobí ich degradáciu ako aj narušenie ich chemických väzieb (Kvietková et al., 2015). Významné a nezvratné zmeny v dreve začínajú pri teplotách 180 – 250 °C. (Bekhta and Niemz, 2003) uvádzajú, že termicky modifikované drevo pri teplote 200 °C má najväčšiu zmenu farby a najrýchlejšie sa farba mení v prvých hodinách modifikácie. Na druhej strane, (Patzelt et al., 2003) tvrdia, že nie je rozdiel v zmene farby modifikova-ného dreva medzi pôsobením vysokej teploty krátky čas a pôsobením nízkej teploty dlhší čas. Tmavšia farba termicky modifikovaného dreva je zapríčinená degradáciou hemicelu-lózy a následným vznikom látok z nej (Sehlstedt–Persson 2003, Sundqvist 2004). Uhoľ-natenie dreva začína na teplote 250 °C, kde sa objavujú oxidy uhlíka ako aj iné horľavé látky (Kačíková and Kačík 2011).

Obr. 1. Grafická reprezentácia modelu farebného priestoru CIE L*a*b* (green – zelená, blue – modrá, black – čierna, white – biela, yellow – žltá, red – červená, color axis – farebná os)

Fig. 1 Graphical representation of color space CIE L*a*b* Hoci je farba výsledkom štruktúry ako aj kompozitov samotného dreva, počas výroby

je ovplyvnená rôznymi procesmi. Jedným z procesov, ktorý postupne mení farbu dreva je termická modifikácia (ThermoWood), počas ktorého je drevo zohriate na danú teplotu počas určeného času. Zmena farby dreva závisí na type dreviny, teplote a čase pôsobenia (Hill 2006; Sahin et al. 2011). Najčastejšie sú teploty v intervale 150 - 260 ºC (Barcík and Gašparík 2014).

Vo všeobecnosti termická modifikácia mení farbu dreva, pretože priamo ovplyvňuje zložky dreva – lignín, celulózu a hemicelulózu. Hoci sú tieto zložky relatívne rezistentné, určitá teplota spôsobí ich degradáciu ako aj narušenie ich chemických väzieb (Kvietková et al., 2015). Významné a nezvratné zmeny v dreve začínajú pri teplotách 180 – 250 °C. (Bekhta and Niemz, 2003) uvádzajú, že termicky modifikované drevo pri teplote 200 °C má najväčšiu zmenu farby a najrýchlejšie sa farba mení v prvých hodinách modifikácie. Na druhej strane, (Patzelt et al., 2003) tvrdia, že nie je rozdiel v zmene farby modifikovaného dreva medzi pôsobením vysokej teploty krátky čas a pôsobením nízkej teploty dlhší čas. Tmavšia farba termicky modifikovaného dreva je zapríčinená degradáciou hemicelulózy a následným vznikom látok z nej (Sehlstedt–Persson 2003, Sundqvist 2004). Uhoľnatenie dreva začína na teplote 250 °C, kde sa objavujú oxidy uhlíka ako aj iné horľavé látky (Kačíková and Kačík 2011).

Cieľom tohto výskumu bolo vyhodnotiť vplyv rôznych teplôt počas termickej modifikácie a následnom brúsení na zmenu farby drevín dub zimný, smrek obyčajný a meranti červený. Finálna operácia obrábania má vplyv na kvalitatívne a tiež kvantitatívne vlastnosti výsledného povrchu (Vančo, 2017a, 2017b, Reinprecht, 2008, Kminiak and Gaff, 2016).

MATERIÁL A METÓDY Farebné zmeny po termickej úprave sa merali na troch druhoch dreva – dub zimný

(Quercus petraea L), smrek obyčajný (Picea Abies L) a meranti červený (Shorea acuminata). Dub zimný a smrek obyčajný boli vyťažené v lokalite Vlčí jarok (Budča), 440 m. n. n., meranti červený bol zakúpený v subdodávateľskej firme. Dub a smrek sú dreviny najčastejšie sa vyskytujúce v podmienkach strednej Európy. Drevina meranti v súčasnej dobe pre svoje vlastnosti často nahrádza dub najmä pre výrobky v exteriéry ako sú okná, záhradný nábytok, terasy, palubové podlahy a pod.

Z kmeňov duba a smreku boli vypílené radiálne dosky a tieto opracované na skúšobné vzorky s rozmermi 20 x 100 mm s dĺžkou približne 700 mm. Vzorky boli následne vysušené na zvyškovú vlhkosť 8 % a skladované tak, aby táto hodnota už následne nestúpala v nežiadúcej miere. Celý proces sa realizoval vo Výskumných a vývojových dielňach Technickej univerzity


Cieľom tohto výskumu bolo vyhodnotiť vplyv rôznych teplôt počas termickej modifi-kácie a následnom brúsení na zmenu farby drevín dub zimný, smrek obyčajný a meranti červený. Finálna operácia obrábania má vplyv na kvalitatívne a tiež kvantitatívne vlast-nosti výsledného povrchu (Vančo, 2017a, 2017b, Reinprecht, 2008, Kminiak and Gaff, 2016).

MATERIÁL A METÓDY

Farebné zmeny po termickej úprave sa merali na troch druhoch dreva – dub zimný (Quercus petraea L), smrek obyčajný (Picea Abies L) a meranti červený (Shorea acumi-nata). Dub zimný a smrek obyčajný boli vyťažené v lokalite Vlčí jarok (Budča), 440 m. n. n., meranti červený bol zakúpený v subdodávateľskej firme. Dub a smrek sú dreviny najčastejšie sa vyskytujúce v podmienkach strednej Európy. Drevina meranti v súčasnej dobe pre svoje vlastnosti často nahrádza dub najmä pre výrobky v exteriéry ako sú okná, záhradný nábytok, terasy, palubové podlahy a pod.

Z kmeňov duba a smreku boli vypílené radiálne dosky a tieto opracované na skúšobné vzorky s rozmermi 20 x 100 mm s dĺžkou približne 700 mm. Vzorky boli následne vysu-šené na zvyškovú vlhkosť 8 % a skladované tak, aby táto hodnota už následne nestúpala v nežiadúcej miere. Celý proces sa realizoval vo Výskumných a vývojových dielňach Technickej univerzity vo Zvolene. Vzorky dreviny meranti boli dodané subdodávateľskou firmou v požadovaných rozmeroch.

Opracované vzorky s rozmermi 20 x 100 x 700 mm boli tepelne modifikované v Arbo-réte FLD (ČZU Praha) v Kostelci nad Černými lesy. Na tepelnú modifikáciu bola použitá komora LAC S400/03 firmy KATRES s. r. o. určená k tepelnému ošetreniu dreva techno-lógiou ThermoWood, s parametrami uvedenými v tab. 1. Modifikácia prebiehala tak, aby bola ovplyvnená celá hrúbka vzorky.

Tabuľka 1 Parametre komory S400/3Table 1 Parameters of chamber S400/3



Hmotnosť5) [kg] 350Ventilátor6) 1

Príkon7) [kW] 6,0Maximálna nosnosť dna8) [kg] 70

1)Maximal temperature, 2)Capacity, 3)Outer dimensions – w×h×d, 4)Inner dimensions – w×h×d, 5)Wei-ght, 6)Fan, 7)Input power, 8)Bottom load capacity


Postup tepelnej úpravy pre jednotlivé teploty bol nasledovný:• aplikácia tepelných snímačov a snímača vlhkosti na vzorky,• ukladanie vzoriek do komory,• zatvorenie a zaistenie dverí komory,• nastavenie parametrov tepelnej úpravy pomocou PC programu - cieľová teplota, str-mosť [°C/hod] pre ohrev a chladenie,• tepelná úprava vzoriek,• odber vzoriek z komory.

Obr. 2 Komora S400/03 a vzorky pred tepelnou modifikáciouFig. 2 Chamber S400/03 and wood samples before thermal modification

Tepelná modifikácia prebiehala pri teplotách 160, 180, 200 a 220 °C v šiestich fázach:• fáza 1 – zvýšenie teploty na 40 °C,• fáza 2 – zvýšenie teploty na 130 °C, sušenie,• fáza 3 – tepelná úprava – ohriatie na pracovnú teplotu,• fáza 4 – tepelná úprava – pôsobenie pracovnej teploty 3 hodiny,• fáza 5 – chladenie na 130 °C a úprava vlhkosti ,• fáza 6 – chladenie na teplotu 60 °C s úpravou vlhkosti na úroveň 4 – 7 %. Po dosiahnutí

teploty 60 °C sa celý proces ukončil.

Vzhľadom na priestor, v ktorom boli skladované, mali vzorky vkladané do sušiarne teplotu približne 10 °C. Vzorky vyberané zo sušiarne po ukončení procesu tepelnej úpra-vy mali teplotu približne 40 °C. Priebehy fáz ohrevu, úpravy a chladnutia pre jednotlivé dreviny sú znázornené na obr. 3 – 5, časové intervaly pôsobenia v tab. 2 – 4.

vo Zvolene. Vzorky dreviny meranti boli dodané subdodávateľskou firmou v požadovaných rozmeroch.

Opracované vzorky s rozmermi 20 x 100 x 700 mm boli tepelne modifikované v Arboréte FLD (ČZU Praha) v Kostelci nad Černými lesy. Na tepelnú modifikáciu bola použitá komora LAC S400/03 firmy KATRES s. r. o. určená k tepelnému ošetreniu dreva technológiou ThermoWood, s parametrami uvedenými v tab. 1. Modifikácia prebiehala tak, aby bola ovplyvnená celá hrúbka vzorky.

Tabuľka 1 Parametre komory S400/3 Table 1 Parameters of chamber S400/3



Hmotnosť5) [kg] 350 Ventilátor6) 1

Príkon7) [kW] 6,0 Maximálna nosnosť dna8) [kg] 70

1)Maximal temperature, 2)Capacity, 3)Outer dimensions – w×h×d, 4)Inner dimensions – w×h×d, 5)Weight, 6)Fan, 7)Input power, 8)Bottom load capacity

Postup tepelnej úpravy pre jednotlivé teploty bol nasledovný: aplikácia tepelných snímačov a snímača vlhkosti na vzorky, ukladanie vzoriek do komory, zatvorenie a zaistenie dverí komory, nastavenie parametrov tepelnej úpravy pomocou PC programu - cieľová teplota, strmosť

[°C/hod] pre ohrev a chladenie, tepelná úprava vzoriek, odber vzoriek z komory.

Obr. 2 Komora S400/03 a vzorky pred tepelnou modifikáciou

Fig. 2 Chamber S400/03 and wood samples before thermal modification

Tepelná modifikácia prebiehala pri teplotách 160, 180, 200 a 220 °C v šiestich fázach:


Obr. 3 Fázy tepelnej modifikácie dreviny dub zimnýFig. 3 Phases of thermal modification of winter oak

Obr. 4 Fázy tepelnej modifikácie dreviny smrek obyčajnýFig. 4 Phases of thermal modification of spruce

Obr. 5 Fázy tepelnej modifikácie dreviny meranti červenýFig. 5 Phases of thermal modification of red meranti

• fáza 1 – zvýšenie teploty na 40 °C • fáza 2 – zvýšenie teploty na 130 °C, sušenie, • fáza 3 – tepelná úprava – ohriatie na pracovnú teplotu • fáza 4 – tepelná úprava – pôsobenie pracovnej teploty 3 hodiny, • fáza 5 – chladenie na 130 °C a úprava vlhkosti , • fáza 6 – chladenie na teplotu 60 °C s úpravou vlhkosti na úroveň 4 – 7 %.

Po dosiahnutí teploty 60 °C sa celý proces ukončil.

Vzhľadom na priestor, v ktorom boli skladované, mali vzorky vkladané do sušiarne teplotu približne 10 °C. Vzorky vyberané zo sušiarne po ukončení procesu tepelnej úpravy mali teplotu približne 40 °C. Priebehy fáz ohrevu, úpravy a chladnutia pre jednotlivé dreviny sú znázornené na obr. 3 – 5, časové intervaly pôsobenia v tab. 2 – 4.

Obr. 3 Fázy tepelnej modifikácie dreviny dub zimný Fig. 3 Phases of thermal modification of winter oak

Obr. 4 Fázy tepelnej modifikácie dreviny smrek obyčajný Fig. 4 Phases of thermal modification of spruce

0

50

100

150

200

250

0,0 5,0 10,0 15,0 20,0 25,0 30,0

Tem

pera

ture

(°C)

Time (h)

160 °C180 °C200 °C220 °C

0

50

100

150

200

250

0 5 10 15 20 25 30

Tem

pera

ture

(°C)

Time (h)

160 °C180 °C200 °C220 °C

• fáza 1 – zvýšenie teploty na 40 °C • fáza 2 – zvýšenie teploty na 130 °C, sušenie, • fáza 3 – tepelná úprava – ohriatie na pracovnú teplotu • fáza 4 – tepelná úprava – pôsobenie pracovnej teploty 3 hodiny, • fáza 5 – chladenie na 130 °C a úprava vlhkosti , • fáza 6 – chladenie na teplotu 60 °C s úpravou vlhkosti na úroveň 4 – 7 %.

Po dosiahnutí teploty 60 °C sa celý proces ukončil.

Vzhľadom na priestor, v ktorom boli skladované, mali vzorky vkladané do sušiarne teplotu približne 10 °C. Vzorky vyberané zo sušiarne po ukončení procesu tepelnej úpravy mali teplotu približne 40 °C. Priebehy fáz ohrevu, úpravy a chladnutia pre jednotlivé dreviny sú znázornené na obr. 3 – 5, časové intervaly pôsobenia v tab. 2 – 4.

Obr. 3 Fázy tepelnej modifikácie dreviny dub zimný Fig. 3 Phases of thermal modification of winter oak

Obr. 4 Fázy tepelnej modifikácie dreviny smrek obyčajný Fig. 4 Phases of thermal modification of spruce

0

50

100

150

200

250

0,0 5,0 10,0 15,0 20,0 25,0 30,0

Tem

pera

ture

(°C)

Time (h)

160 °C180 °C200 °C220 °C

0

50

100

150

200

250

0 5 10 15 20 25 30

Tem

pera

ture

(°C)

Time (h)

160 °C180 °C200 °C220 °C


Tabuľka 2 Časové intervaly tepelnej modifikácie dreviny dub zimnýTable 2 Timing of thermal modification of English oak

Pracovná teplota1) [°C]

Fáza2)

Spolu3) [h]

I. fáza [h]

II fáza [h]

III.fáza [h]

IV.fáza [h]

V. fáza [h]

VI.fáza [h]

160 0,8 8,2 3,0 3,0 1,2 1,8 18,0

180 0,8 8,2 5,0 3,0 2,0 1,8 20,8

200 0,8 8,2 7,0 3,0 2,8 1,8 23,6

220 0,8 8,2 9,0 3,0 4,1 1,8 26,9

Tabuľka 3 Časové intervaly tepelnej modifikácie dreviny smrek obyčajnýTable 3 Timing of thermal modification of spruce


Fáza2)

Spolu3) [h]

I. fáza [h]

II fáza [h]

III.fáza [h]

IV.fáza [h]

V. fáza [h]

VI.fáza [h]

160 1,0 6,9 3,0 3,0 1,2 1,8 16,9

180 1,0 7,5 4,5 3,0 2,0 1,8 19,8

200 1,0 6,9 6,4 3,0 2,8 1,8 21,9

220 1,0 7,5 8,2 3,0 3,6 1,8 25,1

Tabuľka 4 Časové intervaly tepelnej modifikácie dreviny meranti červenýTable 4 Timing of thermal modification of red meranti


Fáza2)

Spolu3) [h]

I. fáza2) [h]

II fáza [h]

III.fáza [h]

IV.fáza [h]

V. fáza [h]

VI.fáza [h]

160 1,0 9,0 3,0 3,0 1,2 1,8 19,0

180 1,0 8,2 5,0 3,0 2,0 1,8 21,0

200 1,0 8,2 7,0 3,0 2,8 1,8 23,8

220 1,0 8,2 9,0 3,0 3,6 1,8 26,61)Temperature of treating, 2)Phase, 3)Total

Na tepelne modifikovaných vzorkách sa jedna strana opracovala na brúske (repre-zentuje materiál po finálnej operácii), druhá zostala bez ďalšieho opracovania. Príklad pripravených vzoriek s vyznačenými miestami merania farebných zložiek dreviny meranti je na obr. 6


Obr. 6 Termicky upravené vzorky dreviny Meranti pred a po brúseníFig. 6 Thermal treated wood samples of red meranti before and after grinding

Farba sa merala pri teplote 22 °C na každej tepelne modifikovanej vzorke a tiež na vzorke natívneho dreva na opracovanej aj neopracovanej strane v piatich miestach, na ktorých sa farebný odtieň javil homogénny v rámci celého povrchu vzorky. Na meranie sa použil priemyselný snímač farby BFS 33M-GSS-F01-PU-02. Súradnice L* (svetlosť), a* (súradnica červená - zelená), b* (súradnica žltá - modrá) boli použité na určenie: ΔL*, Δa*, Δb* (napr. pre ΔL*=L*zmenené – L*prírodné) a celkovej zmeny farby ΔE* použitím CIE L*a*b* meracej metódy podľa ISO 11664-2 (2007), ISO 11664-4 (2008), a ISO 11664-6 (2013). Celková zmena farby ΔE* bola klasifikovaná podľa pravidiel rozloženia fareb-ných zmien vzhľadom na Cividini et al. (2007) (tab. 5).

Tabuľka 5 Klasifikácia zmeny farbyTable 5 Evaluation of color change

0.2 < ΔE* Neviditeľné zmeny1)

0.2 < ΔE* < 2 Malé zmeny2)

2 < ΔE* < 3 Zmeny farby viditeľné vysokokvalitným filtrom3)

3 < ΔE* <6 Zmeny kvaliti viditeľné filtrom strednej kvality4)

6 < ΔE* < 12 Veľké zmeny farby5)

ΔE* > 12 Iná farba6)

1)Invisible changes, 2)Small change, 3)Color changes visible by high-quality filter, 4)Color changes visible by medium-quality filter, 5)High color changes, 6)Different color

1)Temperature of treating, 2)Phase, 3)Total

Na tepelne modifikovaných vzorkách sa jedna strana opracovala na brúske (reprezentuje materiál po finálnej operácii), druhá zostala bez ďalšieho opracovania. Príklad pripravených vzoriek s vyznačenými miestami merania farebných zložiek dreviny meranti je na obr. 6

Obr. 6 Termicky upravené vzorky dreviny Meranti pred a po brúsení

Fig. 6 Thermal treated wood samples of red meranti before and after grinding

Farba sa merala pri teplote 22 °C na každej tepelne modifikovanej vzorke a tiež na vzorke natívneho dreva na opracovanej aj neopracovanej strane v piatich miestach, na ktorých sa farebný odtieň javil homogénny v rámci celého povrchu vzorky. Na meranie sa použil priemyselný snímač farby BFS 33M-GSS-F01-PU-02. Súradnice L* (svetlosť), a* (súradnica červená - zelená), b* (súradnica žltá - modrá) boli použité na určenie: ΔL*, Δa*, Δb* (napr. pre ΔL*=L*zmenené – L*prírodné) a celkovej zmeny farby E* použitím CIE L*a*b* meracej metódy podľa ISO 11664-2 (2007), ISO 11664-4 (2008), a ISO 11664-6 (2013). Celková zmena farby E* bola klasifikovaná podľa pravidiel rozloženia farebných zmien vzhľadom na Cividini et al. (2007) (tab. 5).

Tabuľka 5 Klasifikácia zmeny farby Table 5 Evaluation of color change

0.2 ΔE* Neviditeľné zmeny1) 0.2 ΔE* 2 Malé zmeny2) 2 ΔE* 3 Zmeny farby viditeľné vysokokvalitným filtrom3) 3 ΔE* 6 Zmeny kvaliti viditeľné filtrom strednej kvality4)

6 ΔE* 12 Veľké zmeny farby5) ΔE* > 12 Iná farba6)


Optoelektronický senzor farby BFS 33M-GSS-F01-PU-02 umožňuje rozoznať farbu predloženého produktu podľa vopred nahraných vzorov. Takto je možné rozpoznať 7 pro-duktov, senzor má 3 binárne výstupy, ktoré poskytujú informáciu o čísle produktu v binár-nom tvare. V priemyselnej oblasti často vzniká požiadavka na určenie podobnosti fareb-ného odtieňa rovnakých výrobkov, čo je možné aplikovať aj na rezive prírodnom i tepelne upravenom. Druhou funkciou senzora je jeho použitie ako senzora farby. Farebné zložky sa merali priemerovaním zo 64 hodnôt v presnom pracovnom režime. Citlivá časť senzora bola namontovaná v tienidle, ktoré eliminovalo vplyv vonkajšieho osvetlenia, vzdialenosť od priloženého povrchu je 2 cm. Senzor bol kalibrovaný vzorom dodávaným výrobcom s hodnotou zložky Y modelu CIE XYZ 83,7, umožňuje merať farebné zložky modelu CIE XYZ aj modelu CIE L*a*b*. Senzor má integrovaný zdroj osvetlenia s diódou s farebnou teplotou 5600 K. Svetlo z diódy a odrazené svetlo od meraného predmetu sú privedené a odvedené z priestoru merania pomocou optických káblov.

Obr. 7 Meranie farebných zložiek senzorom BFS 33M-GSS-F01-PU-02Fig. 7 Measuring of color coordinates by sensor BFS 33M-GSS-F01-PU-02

VYHODNOTENIE

Farebné zmeny boli vyhodnotené na základe zmeny farby počítanej podľa rovnice z ISO 11664-4 (2008) a ISO 11664-6 (2013),

(1)

kde ΔE* je zmena farby, ΔL*, Da*, a Db* sú rozdiely medzi počiatočnou a finálnou hodnotou (pred a po termickej úprave) parametrov L*, a* a b*. Zložky L* a* a b* boli vypočítané ako priemerné hodnoty z piatich miest meraní na každej strane dosiek.

Namerané hodnoty sa štatisticky vyhodnotili v programe Statistica 12, kde sa zisťo-vala smerodajná odchýlka a analýza rozptylu závislá na dvoch faktoroch – opracovanie povrchu dreva a teplotná modifikácia.

1)Invisible changes, 2)Small change, 3)Color changes visible by high-quality filter, 4)Color changes visible by medium-quality filter, 5)High color changes, 6)Different color

Optoelektronický senzor farby BFS 33M-GSS-F01-PU-02 umožňuje rozoznať farbu predloženého produktu podľa vopred nahraných vzorov. Takto je možné rozpoznať 7 produktov, senzor má 3 binárne výstupy, ktoré poskytujú informáciu o čísle produktu v binárnom tvare. V priemyselnej oblasti často vzniká požiadavka na určenie podobnosti farebného odtieňa rovnakých výrobkov, čo je možné aplikovať aj na rezive prírodnom i tepelne upravenom. Druhou funkciou senzora je jeho použitie ako senzora farby. Farebné zložky sa merali priemerovaním zo 64 hodnôt v presnom pracovnom režime. Citlivá časť senzora bola namontovaná v tienidle, ktoré eliminovalo vplyv vonkajšieho osvetlenia, vzdialenosť od priloženého povrchu je 2 cm. Senzor bol kalibrovaný vzorom dodávaným výrobcom s hodnotou zložky Y modelu CIE XYZ 83,7, umožňuje merať farebné zložky modelu CIE XYZ aj modelu CIE L*a*b*. Senzor má integrovaný zdroj osvetlenia s diódou s farebnou teplotou 5600 K. Svetlo z diódy a odrazené svetlo od meraného predmetu sú privedené a odvedené z priestoru merania pomocou optických káblov.

Obr. 7 Meranie farebných zložiek senzorom BFS 33M-GSS-F01-PU-02 Fig. 7 Measuring of color coordinates by sensor BFS 33M-GSS-F01-PU-02

VYHODNOTENIE Farebné zmeny boli vyhodnotené na základe zmeny farby počítanej podľa rovnice z ISO

11664-4 (2008) a ISO 11664-6 (2013),

2 2 2* * * *E L a b (1)

kde ΔE* je zmena farby, L*, a*, a b* sú rozdiely medzi počiatočnou a finálnou hodnotou (pred a po termickej úprave) parametrov L*, a* a b*. Zložky L* a* a b* boli vypočítané ako priemerné hodnoty z piatich miest meraní na každej strane dosiek.

Namerané hodnoty sa štatisticky vyhodnotili v programe Statistica 12, kde sa zisťovala smerodajná odchýlka a analýza rozptylu závislá na dvoch faktoroch – opracovanie povrchu dreva a teplotná modifikácia.

VÝSLEDKY A DISKUSIA Ako bolo spomenuté vyššie, zmeny farby boli vyhodnotené pomocou parametrov L*,

a*, b* a ΔE* prírodných a termicky modifikovaných drevín dub, smrek a meranti meraných

2 2 2* * * *E L a b



Ako bolo spomenuté vyššie, zmeny farby boli vyhodnotené pomocou parametrov L*, a*, b* a ΔE* prírodných a termicky modifikovaných drevín dub, smrek a meranti me-raných senzorom BFS 33M-GSS-F01-PU-02. Priemerné hodnoty L*, a* a b* a vypočí-taných hodnôt ΔE* sú uvedené v tab. 6 – 8, Vážené priemery nameraných parametrov v grafoch 8 – 10.

Tabuľka 6 Priemerné hodnoty súradníc farby a celková zmena farby dreviny dub zimnýTable 6 Average values of color coordinates and overall color change of English oak

Opr

acov

anie

1)


Súradnice farby3)Zmena farby4)

Vyhodnotenie5)

L* a* b* ΔE* Kritérium6) Popis7)

A

prírodný8) 69,5 4,9 16,1 – – –160 °C 58,7 6,5 16,2 10,9 6 < ΔE* < 12 Veľké zmeny farby180 °C 56,2 6,6 15,7 13,4 ΔE* > 12 Iná farba200 °C 42,7 8,3 13,8 27,1 ΔE* > 12 Iná farba 220 °C 32,9 5,2 6,5 37,8 ΔE* > 12 Iná farba

N

prírodný8) 70,0 4,7 16,2 – – –160 °C 58,2 7,5 15,0 12,2 ΔE* > 12 Iná farba180 °C 48,9 9,2 16,3 21,6 ΔE* > 12 Iná farba200 °C 42,5 9,0 13,5 27,9 ΔE* > 12 Iná farba220 °C 36,3 4,0 4,3 35,7 ΔE* > 12 Iná farba

Tabuľka 7 Priemerné hodnoty súradníc farby a celková zmena farby dreviny smrek obyčajnýTable 7 Average values of color coordinates and overall color change of spruce

Opr

acov

anie

1)



Vyhodnotenie5)


A

Prírodný8) 86,9 2,8 13,9 – – –160 °C 79,8 5,1 19,0 9,0 6 < ΔE* < 12 Veľké zmeny farby180 °C 79,0 5,2 19,3 9,8 6 < ΔE* < 12 Veľké zmeny farby200 °C 66,2 7,2 22,0 22,6 ΔE* > 12 Iná farba220 °C 54,7 8,7 22,1 33,8 ΔE* > 12 Iná farba

N

prírodný8) 84,0 3,0 15,0 – – –160 °C 73,6 7,2 20,9 12,6 ΔE* > 12 Iná farba180 °C 72,3 7,6 26,9 17,2 ΔE* > 12 Iná farba200 °C 49,3 11,2 20,4 36,0 ΔE* > 12 Iná farba220 °C 44,0 7,1 13,7 40,2 ΔE* > 12 Iná farba


Tabuľka 8 Priemerné hodnoty súradníc farby a celková zmena farby dreviny meranti červenýTable 8 Average values of color coordinates and overall color change of red meranti

Opr

acov

anie

1)



Vyhodnotenie5)


A

prírodný8) 72,3 8,0 14,1 – – –

160 °C 56,6 8,8 13,1 15,8 ΔE* > 12 Iná farba

180 °C 47,5 7,7 13,0 24,8 ΔE* > 12 Iná farba

200 °C 39,1 9,4 12,8 33,3 ΔE* > 12 Iná farba

220 °C 35,9 9,3 12,4 36,4 ΔE* > 12 Iná farba

N

prírodný8) 70,4 8,1 13,5 – – –

160 °C 49,3 10,0 15,7 21,3 ΔE* > 12 Iná farba

180 °C 37,0 10,4 12,4 33,6 ΔE* > 12 Iná farba

200 °C 35,4 8,6 10,1 35,2 ΔE* > 12 Iná farba

220 °C 36,5 8,3 11,2 34,0 ΔE* > 12 Iná farba1)Machining, 2)Treating temperature, 3)Color coordinates, 4)Color changer, 5)Evaluation, 6)Criteria, 7)

Description, 8)Native

Pri všetkých troch druhoch drevín je viditeľná zmena farby pri rôznych teplotách ter-mickej modifikácie, klasifikáciou zmeny farby ΔE* sa dá konštatovať, že sa jedná o inú farbu, resp. veľké zmeny farby. Najväčšia farebná zmena sa zistila na neopracovanej vzor-ke smreku obyčajného pri teplote 220 °C (ΔE* = 40,2). Súradnica L* sa menila vplyvom teploty najviac v porovnaní so súradnicami a* a b*, drevo sa so zvyšujúcou teplotou stávalo tmavším. Najsvetlejší farebný odtieň sa nameral na prírodnej opracovanej vzorke smreku obyčajného (svetlosť L* = 86,9), najtmavší na opracovanej vzorke duba zimné-ho po termickej modifikácii pri teplote 220 °C (L* = 32,9). Stmavnutie sa dá vysvetliť degradáciou hemicelulózy a extraktov alebo možnou polymerizačnou reakciou lignínu (Kamperidou et al. 2013). Vzorky opracované brúsením vykazovali o niečo vyššiu svetlo-sť, pretože sa touto operáciou odstránila časť povrchu dreva najviac ovplyvnená pôsobia-cou teplotou a teda časť, ktorá bola najviac stmavnutá. Zmena farby sa neprejaví v celom objeme skúšobnej vzorky a najviac viditeľná je na jej povrchu.

Z grafu vážených priemerov nameraných hodnôt súradníc L*, a* a b* môžeme vidieť rozptyl hodnôt a ich priebeh v závislosti na teplote. Väčší rozptyl hodnôt svetlosti L* pri niektorých teplotách je zapríčinený nehomogénnosťou farebného odtieňu po povrchu meranej vzorky. V niektorých miestach merania senzor farby zachytil svetlejší odtieň dre-va, v iných zase tmavší. Merania boli však realizované s prihliadnutím na tento fakt a so snahou o optimálny výber miest merania, napriek tomu sa táto vlastnosť na niektorých vzorkách prejavila výraznejšie.


Obr. 8 Vplyv tepelnej úpravy a opracovania na farebné zložky dreviny dub zimnýFig. 8 Effect of thermal modification and grinding on color coordinates of English oak

1)Wood: English oak, 2)Vertical bars denote 0,95 confidence interval, 3)Machined, 4)Unmachined

Hodnota súradnice a* je nižšia než súradnice b*. Súradnica a* vplyvom zvyšujúcej sa teploty narastala až do teploty 200 °C, pri teplote 220 °C klesla. Súradnica b* sa zvy-šujúcou teplotou znižuje, najväčšia diferencia je pozorovateľná pri zmene teploty z 200 na 220 °C.

Barcík a kol. (2015) merali farbu prístrojom Konica Minolta CM-600d dreviny dub v prírodnom stave a tiež po tepelnej modifikácii. Porovnanie ich výsledkov je nasledovné (v zátvorkách sú uvedené nami namerané hodnoty na neopracovanej strane) – prírodné: L* = 64,46 (70,0), a* = 6,77 (4,7), b* = 20,17 (16,2); 160 °C: L* = 57,91 (58,2), a* = 6,77 (7,5), b* = 18,84 (15,0); 180 °C: L* = 46,22 (48,9), a* = 6,35 (9,2), b* = 14,47 (16,3). Au-tori merali aj farbu tepelne modifikovaného dreva pri teplote 210 a 240 °C, takýto materiál sme ale v našom výskume nemali k dispozícii. Rovnako môžeme konštatovať, že rozdiely medzi nameranými hodnotami nie sú relevantné. Zmena farby ΔE* tepelne modifikova-ných vzoriek bola v našom prípade väčšia.

Svetlosť L* sa na vzorkách dreviny smrek obyčajný tiež znižuje s narastajúcou tep-lotou. Pri zmene teploty zo 160 na 180 °C je tento pokles veľmi malý, naproti tomu pri ďalšej zmene teploty na 200 °C je oveľa väčší, najmä u neopracovaného dreva. Je teda zrejmé, že termická modifikácia pri teplotách 160 a 180 °C sa významne neprejaví vo farebných vlastnostiach smrekového dreva. Na opracovaných vzorkách súradnice a* a b*


narastali zvyšujúcou sa teplotu takmer konštantne, na neopracovaných vzorkách narastali, resp. stagnovali po teplotu 200 °C, kedy nastal ich pokles.

Obr. 9 Vplyv tepelnej úpravy a opracovania na farebné zložky dreviny smrek obyčajnýFig. 9 Effect of thermal modification and grinding on color coordinates of spruce

1)Wood: Spruce, 2)Vertical bars denote 0,95 confidence interval, 3)Machined, 4)Unmachined

Babiak a kol. (2004) merali farbu spektrofotometrom MINOLTA typ CM 2600d rôz-nych drevín, medzi inými aj smreku obyčajného (Picea Abies L). Porovnanie hodnôt fa-rebného modelu CIE L*a*b*, ktoré namerali s našimi je nasledovné (v zátvorkách sú nami namerané hodnoty): L* = 82,53 (84,0), a* = 4,6 (3,0), b* = 21,39 (15,0). Rozdiel v nameraných farebných súradniciach je rádovo v jednotkách a môžeme konštatovať, že vzhľadom na charakter dreva a závislosti jeho vlastností na rôznych faktoroch sú tieto rozdiely takmer irelevantné.

Svetlosť L* sa na vzorkách dreviny meranti červený znižuje so zvyšujúcou sa teplotou, na neopracovaných vzorkách je však viditeľná najväčšia zmena do teploty 180 °C, násled-ne je svetlosť stála, dokonca s mierne rastúcou tendenciou. Súradnice a* a b* na opraco-vaných vzorkách boli takmer konštantné, na neopracovaných môžeme vidieť ich pomalý nárast do teploty 180, resp. 160 °C, a následný pokles.


Obr. 10 Vplyv tepelnej úpravy a opracovania na farebné zložky dreviny meranti červenýFig. 10 Effect of thermal modification and grinding on color coordinates of red meranti

1)Wood: Red meranti, 2)Vertical bars denote 0,95 confidence interval, 3)Machined, 4)Unmachined

ZÁVER

Termická modifikácia dreva mení jeho farbu do takej miery, že podľa hodnotiacej stupnice farebnej zmeny sa takmer vždy pri skúmaných teplotách jednalo o inú farbu. Modifikácia nemá veľký vplyv na zmenu súradníc a* a b*, najviac ovplyvňuje svetlosť dreva L*. Najväčšia zmena svetlosti bola pozorovaná pri vzorke neopracovanej dreviny smrek obyčajný, kde sa po termickej modifikácii teplotou 220 °C zmenila až o takmer 46 % oproti prírodnému drevu. Opracované vzorky vykazovali vyššiu svetlosť, pretože sa brúsením odstránila časť najtmavšieho povrchu vzorky.

Meranie farby a súradníc farby niektorého z farebných priestorov má čoraz väčší vý-znam vo vzťahu k spotrebiteľovi finálnych produktov z dreva. Poznaie zmeny farby na zá-klade teploty termickej modifikácie umožňuje vyhovieť v čo najväčšej miere estetickým požiadavkam zákazníka. Podľa želaného odtieňu a najmä svetlosti farby je možné vhodne zvoliť teplotu termickej modifikácie a dosiahnuť požadovaný farebný odtieň konečného produktu.


LITERATURE

ABRAHÃO, C. P., 2005. Estimation for some properties of the wood of Eucalyptus urophylla by spectrometry. Ph.D. Thesis, Federal University of Viçosa, Viçosa, Brazil. 182p. (in Portuguese).

BAAR, J., GRYC, V., 2012. The analysis of tropical wood discoloration caused by simulated sun-light. European Journal of Wood and Wood Products 70(1-3), pp. 263-269. ISSN 1436-736X.

BABIAK, M, KUBOVSKÝ, I., MAMOŇOVÁ, M., 2004. Farebný priestor vybraných domácich drevín. In: Interaction of Wood with Various Forms of energy. Zvolen, Technical University in Zvolen, pp. 113-117. ISBN 80-228-1429-6.

BARCÍK, Š., GAŠPARÍK, M., 2014. Effect of tool and milling parameters on the size distribution of splinters of planed native and thermally modified beech wood. BioResources 9(1), pp. 370-404. ISSN 1930-2126.

BARCÍK, Š., GAŠPARÍK, M., RAZUMOV, E. Y. 2015. Effect of temperature on the color changes of wood during thermal modification. Cellulose Chem. Technol. 49 (9-10). pp. 789-798. ISSN 2457-9459.

BEKHTA, P., NIEMZ, P., 2003. Effect of high temperature on the change in color, dimensional stability and mechanical properties of spruce wood. Holzforschung 57(5), pp. 539-546. ISSN 1437-434X.

BRISCHKE, C., WELZBACHER, C., BRANDT, K., RAPP, A., 2007. Quality control of thermally modified timber: Interrelationship between heat treatment intensities and CIE L*a*b* color data on homogenized wood samples. Holzforschung 61(1), pp. 19-22. ISSN 1437-434X.

ČERMÁK, P., DEJMAL, A., 2013. the effect of heat and ammonia treatment on color response of oak wood (Quercus Robur) and comparison of physical and mechanical properties. Maderas. Ciencia y tecnología 15(3), pp. 375-389. ISSN 0718-221X.

DZURENDA, L., 2014. Sfarbenie bukového dreva v procese termickej úpravy sýtou vodnou parou (Colouring of beech wood during thermal treatment using saturated water steam). Acta Faculta-tis Xylologiae Zvolen 56(1), pp. 13-22. (in Slovak). ISSN 1336-3824.

HILL, C. A. S., 2006. Wood modification: Chemical, thermal and other processes. John Wiley & Sons Ltd., Chichester, UK. ISBN 978-0-470-02172-9.

ISO 11664-2, 2007. Colorimetry -- Part 2: CIE standard illuminants. International Organization for Standardization.

ISO 11664-4, 2008. Colorimetry -- Part 4: CIE 1976 L*a*b* Colour space. International Organiza-tion for Standardization.

ISO 11664-6, 2013. Colorimetry -- Part 6: CIEDE2000 Colour-difference formula. International Organization for Standardization.

KAČÍKOVÁ D., KAČÍK F., 2011. Chemické a mechanické zmeny dreva pri termickej úprave (Che-mical and mechanical alterions of wood at the thermal treatment). Technical University in Zvo-len, 71 pp (in Slovak). ISBN 978-80-228-2249-7.

KAMPERIDOU, V., BARBOUTIS, I., VASILEIOU, V., 2013. Response of colour and hygroscopic properties of Scots pine wood to thermal treatment. Journal of Forestry Research 24(3), pp. 571-575. ISSN 1993-0607.

KMINIAK, R., GAFF, M. 2016 Roughness of surface created by transversal sawing of spruce, be-ech, and oak wood . BioResources, 2015, roč. 10, č. 2, s. 2873-2887. ISSN: 1930-2126.


Konica Minolta, 2007. Precise color communication: Color control from perception to instrumenta-tion. Konica Minolta Sensing Inc., Japan.

KVIETKOVÁ, M., GAŠPARÍK, M., GAFF, M. 2015. Effect of thermal treatment on surface qua-lity of beech wood after plane milling. BioResources, 2015, roč. 10, č. 3, s. 4226-4238. ISSN: 1930-2126.

PATZELT, M., EMSENHUBER, G., STINGL, R., 2003. Colour measurement as means of quality control of thermally treated wood. In: The European Conference on Wood Modification, Ghent, Belgium, pp. 213-218. ISBN 9080656526.

SAHIN, H. T., ARSLAN, M. B., KORKUT, S., SAHIN, C. 2011. Colour changes of heat-treated woods of red-bud maple, European hophornbeam and oak. Color Research & Application 36(6), pp. 462–466. ISSN 1520-6378.

SEHLSTEDT–PERSSON, M., 2003. Colour responses to heat treatment of extractives and sap from pine and spruce. In: The 8th International IUFRO Wood Drying Conference, Brasov, Romania, pp. 459-464. ISSN 0718-221X.

SUNDQVIST, B., 2004. Colour changes and acid formation in wood during heating. Doctoral The-sis. Lulea University of Technology. Skelleftea, Sweden. 154 p.

VANČO ET. AL. 2017a. Impact of Selected Technological, Technical, and Material Factors on the Quality of Machined Surface at Face Milling of Thermally Modified Pine Wood. BioResources 12(3), pp. 5140-5154. ISSN 1930-2126.

VANČO ET. AL. 2017b. The Effect of Selected Technical, Technological, and Material Factors on the Size of Juvenile Poplar Wood Chips Generated during Face Milling. BioResources 12(3), pp. 4881-4896. ISSN 1930-2126.

REINPRECHT, L., AND VIDHOLDOVÁ, Z. 2008. Termodrevo – príprava, vlastnosti a aplikácie. Technical university in Zvolen, Zvolen, Slovakia. ISBN: 978-80-228-1920-6.


Kontaktná osoba:Ing. Peter Koleda, PhD., tel.: +421 45 5206 869, e-mail: [email protected]



TEPELNÁ ÚPRAVA A JEJ VPLYV NA ENERGETICKÚ NÁROČNOSŤ ROVINNÉHO FRÉZOVANIA TERMICKY MODIFIKOVANÉHO DUBOVÉHO DREVA

THERMAL TREATMENT AND ITS EFFECT ON ENERGETIC EFFICIENCY OF THERMAL TREATED OAK WOOD FACE MILLING

Peter Koleda1, Štefan Barcík1, Marek Vančo1, Adriana Nociarová1

1Katedra výrobnej a automatizačnej techniky, Fakulta environmentálnej a výrobnej techniky, Technická univerzita vo Zvolene, Študentská ulica 26, 960 53, Zvolen, Slovenská republika, [email protected]

ABSTRACT: The paper examines the influence of the temperature of thermal modification on power in the plane milling of native and modified oak wood. Milling was performed under various cutting conditions - cutting speed, feed rate, and cutting edge angle on five samples of oak wood - native and thermally modified at temperatures of 160, 180, 210 and 240 °C. Analysis of variance and post-hoc Duncan test revealed the significance of the change in the value of the power at the temperature of the thermal modification.

Key words: TermoWood, milling, input power

ABSTRAKT: Článok skúma vplyv teploty termickej modifikácie na príkon pri rovinnom frézovaní rastlého a modifikovaného dubového dreva. Frézovanie sa realizovalo pri rôznych rezných podm-ienkach – rezná rýchlosť, rýchlosť posuvu, uhol čela frézy na piatich vzorkách dubového dreva – rastlé drevo a termicky modifikované pri teplotách 160, 180, 210 a 240 °C. Analýzou rozptylu a post-hoc Duncanovým testom sa preukázala významnosť zmeny hodnoty príkonu na teplote ter-mickej modifikácie.

Kľúčové slová: TermoWood, frézovanie, príkon

ÚVOD

Drevo má veľmi široké spektrum využitia a to predovšetkým v stavebníctve, nábyt-kárstve, papierenskom priemysle, doprave, ale aj v ďalších odvetviach. Veľmi dôležitou vlastnosťou dreva je jeho prirodzená trvanlivosť v rôznych exteriérových a v náročnejších interiérových expozíciách. Jednou z možností zmeny a zlepšenia vlastností drevných ma-


teriálov je tepelná modifikácia. Je založená na termických a hydrotermických úpravách dreva pri vysokých teplotách v rozmedzí 150 až 260 °C (Boonstra et al., 2007). Vysokými teplotami sa rozkladajú niektoré stavebné polyméry dreva a tvoria sa nové vo vode neroz-pustné látky a tiež látky s toxickým alebo odpudzujúcim účinkom proti biologickým škod-com dreva, ako sú plesne a huby. Pevnosť a niektoré mechanické vlastnosti sa u termicky upraveného dreva znižujú, čo je spôsobené vplyvom poklesu hustoty (Vančo, 2017), naru-šením hemicelulóz a zvýšením hydrofóbnosti povrchu (Barcík and Homola, 2004; Niemz et al., 2010). Podstatne menej sa znižujú mechanické vlastnosti, ak sa tepelná úprava dreva vykonáva v inertnom prostredí bez prístupu kyslíka - napríklad vo vákuu, v dusíku alebo v olejoch (Reinprecht 2008).

Pri teplotách nad 150 ÷ 170 °C sa okrem plastifikačných procesov začína výrazne meniť aj chemická štruktúra v upravovanom dreve. V štruktúrach polysacharidov, lignínu a sprievodných látok zanikajú hydrofilné funkčné skupiny a vykonávajú sa depolymeri-začné a kondenzačné reakcie v spojení s čiastočnou karbonizáciou dreva a s uvoľňovaním horľavých plynov. Tepelne upravené drevo je vďaka týmto zmenám odolnejšie voči bio-logickým škodcom a klesá jeho hygroskopicita. (Reinprecht, 2008; Zobel and Sprangue, 1998; Bengtsoon et al., 2003)

Obrábanie termicky modifikovaného dreva môže byť vykonané pomocou strojové-ho zariadenia a aj bežným ručným spôsobom. Avšak pri opracovaní termodreva nástroje musia byť dobre naostrené (rezné plochy sú hladšie, a tým sa znižuje rezná sila). Prob-lém pri obrábaní termodreva môže byť vznik jemného prachu, ktorý znečisťuje pracovné prostredie a môže vyvolať zdravotné problémy obslužného personálu. Preto, aby nedošlo k vdýchnutiu tohto prachu je nutné vzniknutú frakciu pri obrábaní termodreva zachytávať pomocou špeciálnych odsávačov. Ďalším nepríjemným faktom pri obrábaní termodreva je špecifický zápach, ktorý vzniká uvoľňovaním aromatických látok (Reinprecht, 2008).

Frézovaním nazývame obrábanie materiálu otáčajúcim sa nástrojom (frézou, frézo-vacou hlavou). Frézovaním sa získava kvalitný povrch, presné rozmery obrobku, rovin-ná, zaoblená alebo tvarovaná plocha. Frézovanie ako proces mechanického povrchové-ho opracovania obrobku je charakteristické tým, že je procesom trieskotvorným, kde sa hrúbka triesky mení od minimálnej po maximálnu, prípadne naopak. Dráha ostria tvorí na obrobku cykloid vzhľadom k tomu, že rezná rýchlosť je oveľa vyššia ako podávacia rýchlosť, môžeme reznú dráhu považovať za kružnicu (Lisičan, 1996; Prokeš, 1982).

V praxi je veľmi dôležité, aby celý proces obrábania dreva prebiehal s čo najmenšou energetickou náročnosťou avšak pri dosiahnutí požadovaných vlastností a kvality opraco-vaného povrchu (Thiede et al., 2012). Na energetickú náročnosť strojového zariadenia má vplyv viac faktorov, akými sú napríklad:• výber vhodného materiálu rezného nástroja,• geometria rezného nástroja,• optimálne rezné podmienky (rezná rýchlosť, rýchlosť posuvu, posuv na zub),• rezný výkon.

Rezný výkon a príkon sú základné kritériá pri hodnotení drevoobrábacích strojov. Prostredníctvom rezného výkonu je najčastejšie sledovaná energetická náročnosť procesu rezania (Barcík, 2008). Rezný výkon Pc je výkon, ktorý na základe reznej sily je potrebný na to, aby čepieľky nástroja mohli odrezávať triesky. Inými slovami je to výsledok skalár-neho súčinu vektora sily Fc a vektora reznej rýchlosti vc:


(1)

Rezný výkon môžeme definovať taktiež ako množstvo práce vynaloženej za určitý čas:

(2)

kde Ac je spotrebovaná práca [J], t je čas pôsobenia [s].

Pri známych technologických parametroch frézovania sa veľkosť rezného výkonu dá určiť vzťahom (Olteanu, 2013):

(3)

kde ap je hĺbka rezu [mm], ae je šírka rezu [mm], vf je rýchlosť posuvu [mm.min-1], kc je špecifická rezná sila [N.mm-2].

Príkon motora Pp je súčin napätia, prúdu a účinníku, t. j. výkon odobraný zo siete. Príkon je významný parameter nevyhnutný pre stanovenie energetických nákladov a pre určenie zaťaženia elektrických napájacích káblov:

(4)

kde U je elektrické napätie [V], I je elektrický prúd [A], cos φ je účinník [-].

Ak je stroj zapojený v trojfázovej sústave, príkon elektromotora vypočítame z nasle-dujúceho vzťahu ako súčet príkonov na jednotlivých fázach (Barcík 2009):

(5)

kde U1,2,3 sú fázové elektrické napätia [V], I1,2,3 sú elektrické prúdy [A], cos φ1,2,3 sú účinníky [-].

Cieľom experimentu je stanovenie závislosti celkového príkonu potrebného na frézo-vania vybraných druhov drevín na veľkosti teploty po termickej modifikácii.

MATERIÁL A METÓDY

Pri experimentálnych skúškach boli použité vzorky z dreviny duba letného (Quercus Robur L) s priemernou vekovou kategóriou 96 rokov z lokality Vlčí jarok (Budča, Slo-venská republika). Guľatinu o priemere 350 ÷ 400 mm zadovážil Školský lesný podnik

Obrábanie termicky modifikovaného dreva môže byť vykonané pomocou strojového zariadenia a aj bežným ručným spôsobom. Avšak pri opracovaní termodreva nástroje musia byť dobre naostrené (rezné plochy sú hladšie, a tým sa znižuje rezná sila). Problém pri obrábaní termodreva môže tvoriť vznik jemného prachu, ktorý znečisťuje pracovné prostredie a môže vyvolať zdravotné problémy obslužného personálu. Preto, aby nedošlo k vdýchnutiu tohto prachu je nutné vzniknutú frakciu pri obrábaní termodreva zachytávať pomocou špeciálnych odsávačov. Ďalším nepríjemným faktom pri obrábaní termodreva je špecifický zápach, ktorý vzniká uvoľňovaním aromatických látok (Reinprecht, 2008).

Frézovaním nazývame obrábanie materiálu otláčajúcim sa nástrojom (frézou, frézovacou hlavou). Frézovaním sa získava kvalitný povrch, presné rozmery obrobku, rovinná, zaoblená alebo tvarovaná plocha. Frézovanie ako proces mechanického povrchového opracovania obrobku je charakteristický tým, že je procesom trieskotvorným, kde sa hrúbka triesky mení od minimálnej po maximálnu, prípadne naopak. Dráha ostria tvorí na obrobku cykloid vzhľadom k tomu, že rezná rýchlosť je ďaleko vyššia ako podávacia rýchlosť, môžeme reznú dráhu považovať za kružnicu (Lisičan, 1996; Prokeš, 1982).

V praxi je veľmi dôležité, aby celý proces obrábania dreva prebiehal s čo najmenšou energetickou náročnosťou avšak pri dosiahnutí požadovaných vlastností a kvality opracovaného povrchu (Thiede et al., 2012). Na energetickú náročnosť strojového zariadenia má vplyv viac faktorov, akými sú napríklad:

výber vhodného materiálu rezného nástroja, geometria rezného nástroja, optimálne rezné podmienky (rezná rýchlosť, rýchlosť posuvu, posuv na zub), rezný výkon.

Rezný výkon a príkon sú základné kritériá pri hodnotení drevoobrábacích strojov. Prostredníctvom rezného výkonu je najčastejšie sledovaná energetická náročnosť procesu rezania (Barcík, 2008). Rezný výkon Pc je výkon, ktorý na základe reznej sily je potrebný na to, aby čepieľky nástroja mohli odrezávať triesky. Inými slovami je to výsledok skalárneho súčinu vektora sily Fc a vektora reznej rýchlosti vc:

ccc vFP . (1) Rezný výkon môžeme definovať taktiež ako množstvo práce vynaloženej za určitý čas:

tAP c

c , (2)

kde Ac je spotrebovaná práca [J], t je čas pôsobenia [s]. Pri známych technologických parametroch frézovania sa veľkosť rezného výkonu dá určiť vzťahom (Olteanu, 2013):

31060

cfep

ckvaa

P , (3)



cos IUPp , (4) kde U je elektrické napätie [V],







tAP c

c , (2)


31060

cfep

ckvaa

P , (3)










tAP c

c , (2)


31060

cfep

ckvaa

P , (3)










tAP c

c , (2)


31060

cfep

ckvaa

P , (3)




333222111 coscoscos IUIUIUP


vo Zvolene. Z guľatiny sa vymanipulovalo rezivo, pričom bola každá guľatina použitá na rôznu sériu vzoriek. Porez na ostro prebiehal vo vývojových dielňach Technickej uni-verzity vo Zvolene, kde sa rozrezaním guľatiny na kmeňovej pásovej píle získalo rezivo o hrúbke 25 mm. Následne sa vysušilo v sušiarni na 10 % vlhkosť. Ďalej nasledovalo roz-metanie na prírezy, čím sa získalo bočné tangenciálne rezivo so šírkou 110 mm. Zrovna-ním na zrovnávacej a hrúbkovacej fréze sa hrúbka upravila na 20 mm. Ďalej boli prírezy skrátené pomocou kotúčovej píly na dĺžku 500 mm a nasledovala tepelná úprava vo vyso-koteplotnej peci, v Lesníckej fakulte v Rusku. Z 10 prírezov sa 2 prírezy nechali neupra-vené, teda zostali 2 prírodné a ďalších 8 sa tepelne upravilo na príslušnú teplotu (160 °C, 180 °C, 210 °C, 240 °C). Priebeh procesu tepelnej úpravy je znázornený na obr. 1, časové intervaly jednotlivých fáz sú uvedené v tab. 1. Tepelne upravené vzorky mali pred experimentálnym meraním vlhkosť 3 – 6 %, meranú pomocou vlhkomeru Wagner L6006.

Obr. 1 Grafické zobrazenie procesu tepelnej úpravyFig. 1 Phases of thermal modification

V prvej fáze nastalo zvýšenie teploty na 100 °C vplyvom vodnej pary, mierne stúpanie na 160 °C a sušenie na vlhkosť 8 – 10 % po dobu 6 – 7 hod. V druhej fáze sa realizovala tepelná úprava zvýšením teploty na 160 – 240 °C s dobou trvania cca 5 hodín. V tretej fáze sa vzorky chladili a upravovala sa ich vlhkosť znížením teploty počas 2,5 – 3,5 hod, pri teplote 90 – 100 °C prebiehala vlhkostná stabilizácia rozptýlenou vodou (Barcík et al. 2014). Vysokoteplotná pec na termickú úpravu je znázornená na obr. 2, vzorky pripravené na frézovanie na obr. 3.

Tabuľka 1 Časové intervaly fáz tepelnej úpravyTable 1 Times of thermal modification

Teplota1) [°C] 1. fáza2) [hod] 2. fáza2) [hod] 3. fáza2) [hod]160 4 5 2180 5 5 2,5210 6 5 3240 7 5 3,5

1)Temperature, 2)Phase


Obr. 2 Zariadenie pre tepelnú úpravu – vysokoteplotná pecFig. 2 Equipment for thermal modification – high temperature furnace

Obr. 3 Experimentálne vzorky pred meranímFig. 3 Wood samples before measurement

Všetky praktické skúšky boli realizované na experimentálnom zariadení (obr. 4 a 5), ktoré je umiestnené vo vývojových dielňach TU vo Zvolene. Experiment sa uskutočnil pomocou nasledujúcich operácií a strojného vybavenia:• rovinné frézovanie – spodná vretenová fréza FVS,• podávanie materiálu do rezu – podávacie zariadenie Frommia,• meranie odobratého prúdu a napätia – analyzátor výkonu DW6090.


Obr. 4 Schéma experimentálneho zariadenia na meranie rezného príkonu: 1 – prepínač U, I, 2 – asynchrónny motor, 3 – analyzátor výkonu DW 6090, 4 – personálny počítač (notebook),

5 – Spodná vretenová frézka SVFFig. 4 Diagram of experimental equipment for power measuring: 1 – switch U, I, 2 – asynchronous

motor, 3 – power analyser DW 6090, 4 – laptop, 5 – milling machine SVF

Obr. 5 Za zapojené pracovisko a nalyzátor výkonu DW 6090Fig. 5 Wired workplace and Power analyser DW 6090

Pomocou stupňových remeníc je možné dosahovať otáčky od 3000/6000 do 4500/9000 ot.min-1. Podávacím mechanizmom Frommia s parametrami v tab. 3 so stupňovou zmenou podávacej rýchlosti bolo realizované podávanie materiálu do stroja.


Tabuľka 2 Technické parametre spodnej zvislej frézky FVSTable 2 Technical parameters of milling machine FVSParameter1) Hodnota2)

Prúdová sústava3) 360 / 220 VPríkon4) 4 kWKmitočet5) 50 HzPrechodový odpor6) 0,03 ΩVýrobca7) Maschinenfabrik Ferdinand Fromm.

1)Parameter, 2)Value, 3)Current system, 4)Input power, 5)Frequency, 6)Transient resistance, 7)Manufacturer

Tabuľka 3 Technické parametre podávacieho zariadenia FrommiaTable 3 Technical parameters of feeding device FromminaParametre1) Hodnota2)

Typ3) ZDM 252 / 137Napájacie napätie4) 380 VRýchlosti posuvu5) 2,5 / 10 / 15 / 30 m.min-1

Príkon6) 0,55 kWOtáčky7) 2800 m.min-1

Výrobca8) Maschinenfabrik Ferdinand Fromm.1)Parameter, 2)Value, 3)Type, 4)Input voltage, 5)Feed rate, 6)Input Power, 7)Spindle speed, 8)Manufacturer

Pre rovinné frézovanie bola použitá ako rezný nástroj dvojnožová frézovacia hlava na drevo s uhlom čela γ = 15°, 20° a 30° s vymeniteľnými nožmi (obr. 6). Do frézovacej hlavy boli osadené dva nože tak, aby pri obrábaní v zábere bol iba jeden klin, hĺbka záberu bola 1 mm. Druhý nôž sa nezúčastnil v procese obrábania a bol osadený do frézovacej hla-vy na doraz za účelom vyváženia nástrojov. V tab. 4 sú uvedené základné parametre frézy.

Tabuľka 4 Základné technické parametre frézovacej hlavyTable 4 Technical parameters of milling cutterParametre1) Hodnota2)

Priemer frézy3) 125 mmPriemer frézy s nožmi4) 130 mmŠírka frézy5) 45 mmPriemer upínacieho otvoru6) 30 mmPočet nožov7) 2 mmMaximálne otáčky8) 8000 mmVýrobca9) STATION

1)Parameter, 2)Value, 3)Milling head diameter, 4)Diameter of the tool with blades, 5)Milling head wi-dth, 6)Arbor hole diameter, 7)Number of blades, 8)Maximal rotary speed, 9)Manufacturer


Obr. 6 Frézovacie hlavy s uhlom čela 15°, 20° a 30°Fig. 6 Milling cutters with face angle of 15°, 20° a 30°

Meranie príkonu sa realizovalo meraním odberu prúdu I, aktuálnou hodnotou napätia U a účinníka cos φ v jednej fáze trojfázového prívodu elektrickej energie do frézy analy-zátorom výkonu DW 6090 (obr. 7), ktorý je určený pre meranie jednosmerného a strieda-vého výkonu, frekvencie, elektrického prúdu, napätia, odporu, účinníka, jeho technické parametre sú uvedené v tab. 5. Perióda merania príkonu je daná opakovanou frekvenciou merania analyzátora DW 6090 a rýchlosťou sériového prenosu. Výsledná rýchlosť pre-nosu je v priemere 3 údaje výkonu za sekundu. Pri vyhodnocovaní je potrebné filtrovať údaje predstavujúce nábeh rezného nástroja do materiálu a výstup z materiálu. Prepojenie analyzátora s počítačom je cez rozhranie RS 232 a prevodník USB/RS232 rýchlosťou 9600 Baudov, bez parity, počet dátových bitov je 8 a jeden STOP bit.

Tabuľka 5 Technické parametre analyzátora výkonu DW 6090Table 5 Technical parameters of power analyser DW 6090Parameter1) Hodnota2)

Napäťový rozsah3) 600 VAC/DCPrúdový rozsah4) 10 A priamo/1000 A cez prúdový meničVýkonový rozsah5) 6000 WRozsah pre účiník cosφ6) 0,01 ÷ 1,00Šírka pásma7) 40 ÷ 400 HzRozhranie8) RS232Presnosť 9) 1 ÷ 1,5 %Napájacie napätie10) 9 VDC

1)Parameter, 2)Value, 3)Voltage range, 4)Current range, 5)Power range, 6)Range of cosφ, 7)Bandwidth, 8)Interface, 9)Accuracy, 10)Supply voltage

Rezné podmienky pri frézovaní sú uvedené v tab. 6. Každá vzorka dubového dreva sa frézovala pri všetkých kombináciách uhla čela frézy, rezných rýchlostiach a podávacích rýchlostiach.


Tabuľka 6 Rezné podmienky experimentuTable 6 Cutting conditions

Rezné podmienky1) Hodnota2)

Uhlová geometria nástroja3) (°)

Uhol čela4) γ=15°,20°,30°Uhol klinu5) β=45°Uhol chrbta6) α=30°

Uhol rezu7) δ=75°

Tepelná úprava vzoriek8) T (°C)

Prírodný

T = 160

T = 168

T = 210

T = 240Rezná rýchlosť9) vc (m/s) 20

4060

Podávacia rýchlosť10) vf (m/min) 61015

Hĺbka úberu11) ap (mm) 11)Parameter, 2)Value, 3)Angle geometry of tool, 4)Face angle, 5)Wedge angle, 6)Clearance angle, 7)Cutting angle, 8)Temperature of thermal modification, 9)Spindle speed, 10)Feed rate, 11)Depth of cut


Namerané hodnoty celkového príkonu pri kombinácii všetkých technologických para-metrov frézovania boli spracované a štatisticky vyhodnotené. Analýza rozptylu namera-ných údajov je znázornená v grafe na obr. 7.

Obr. 7 Vplyv tepelnej úpravy na celkový príkonFig. 7 Effect of thermal modification on input power


Najväčšia stredná hodnota príkonu bola nameraná na vzorke prírodného dreva – 2925 W. Pri teplote 160 °C táto hodnota nevýrazne klesla (o 0,3 %). Najväčšia diferencia bola zaznamenaná pri ďalšej vzorke s teplotou 180 °C, kde nastal pokles o takmer 35 W, čo predstavuje 1,2 % so zmenou 1,75 W/°C. Nasledovné vzorky mali rozdiel teplôt ter-mickej úpravy 30 °C. Pri vzorke s teplotou 210 °C nastal mierny pokles rezného príkonu o 0,3 % a pri vzorke 240 °C nárast o 0,5 % na hodnotu 2888 W.

Prírodné drevo nemá termicky degradovanú štruktúru a preto je aj príkon potrebný na jeho frézovanie najväčší. Termickou úpravou sa znižujú mechanické vlastnosti dreva, narúšajú sa hemicelulózy, znižuje sa hustota a drevo sa stáva menej pevným. Vplyv zmeny technických vlastností termicky upraveného dreva je najviac viditeľný medzi vzorkami dreva upravenými teplotami 160 a 180 °C, kde s nárastom teploty sa najviac prejavilo zhoršenie týchto vlastností a zníženie výkonu potrebného na frézovanie. (Wilkowski et al., 2011) skúmali energetickú náročnosť rastlého a termicky modifikovaného dubového dre-va na teplote 165 °C pri posuvnej rýchlosti 3 m.min-1, hĺbke rezu 2 mm, rotačnej rýchlosti frézy 3000 ot.min-1 s frézovacou hlavou s jedným nožom v zábere. Rovnako sa preukázalo zníženie potrebného príkonu a to z hodnoty 1099 W na 1033 W. Podobne aj (Kubš et al. 2016) preukázali pokles rezného výkonu pri frézovaní bukového prírodného a termicky modifikovaného dreva.

Pomocou post-hoc Duncanovho testu sa dá vyhodnotiť hladina štatistickej význam-nosti a štatistického rozdielu vplyvu jednotlivých teplotných úprav na príkon (tab. 7).

Tabuľka 7 Zobrazenie hladín významnosti Duncanovho testu – závislosť príkonu od tepelnej úpravyTable 7 Duncan‘s significance levels - dependency of power vs. heat treatment

Tepelná úprava1) T [°C] N 160 180 210 240Priemerný príkon1) P [W] 2925 2917 2882 2874 2888

N 0,119 0,000 0,000 0,000160 0,119 0,000 0,000 0,000180 0,000 0,000 0,138 0,283210 0,000 0,000 0,138 0,014240 0,000 0,000 0,283 0,014

1)Thermal treatment, 2)Average power

Pravdepodobnosť podobnosti medzi prírodným drevom a drevom upraveným pri tep-lote 160 °C je 0,119, čo prekračuje hranicu 5 % a medzi týmito hodnotami teda nie je šta-tisticky významný rozdiel. Naproti tomu je štatisticky významný rozdiel (p < 5 %) medzi prírodným drevom a ostatnými teplotne modifikovanými vzorkami okrem teploty 160 °C. Štatisticky významný rozdiel je aj medzi vzorkou upravenou teplotou 160 °C a ostatnými teplotne upravenými vzorkami a tiež medzi vzorkami upravenými teplotami 210 a 240 °C.

Výsledky zaznamenaných hodnôt pri meraní energetickej náročnosti počas frézovania jednej vzorky sú v niektorých prípadoch navzájom odlišné. Na týchto odlišnostiach sa môže z určitej časti podieľať štruktúra dreva skúmaných vzoriek, pretože experimentálne vzorky boli vymanipulované z rôznych guľatín a pravdepodobne boli vymanipulované z rôznych častí kmeňa. V niektorých prípadoch mohli byť odchýlky spôsobené tým, že


obrábací proces prebiehal rýchlejšie pri väčších rezných rýchlostiach a taktiež s vyššími rýchlosťami posuvu a tým pádom meracie zariadenie pri meraní zaznamenávalo menší počet údajov. Ďalej mohli byť odchýlky spôsobené aj nerovnomernou termickou úpravou vzoriek dubového dreva, napríklad stred vzorky s tepelnou úpravou 240 °C bol svetlejší ako boli jej kraje.

ZÁVER

Analýza vplyvu tepelnej modifikácie na výkon pri rovinnom frézovaní dubového dre-va preukázala závislosť energetickej náročnosti frézovania na teplote, ktorou bolo dubové drevo upravené. Najvyššie energetické nároky boli zistené pri frézovaní rastlého dreva, čo zodpovedá tomu, že tepelnou modifikáciou sa zhoršujú mechanické vlastnosti dreva, znižuje sa jeho pevnosť a tým je príkon potrebný na jeho opracovanie nižší. Optimálne teploty termickej modifikácie z hľadiska energetickej náročnosti boli 180 a 210 °C. Keďže sa termicky modifikovaným drevom nahrádzajú exotické dreviny s porovnateľnými vlast-nosťami pre konštrukciu exteriérových drevených výrobkov, je možné konštatovať, že sa dosiahne zníženie nákladov na tieto výrobky nielen voľbou lacnejšej dreviny s následnou termickou modifikáciou, ale aj nižšou spotrebou elektrickej energie potrebnej na operácie obrábania.

V ďalšom výskume predpokladáme analýzu vplyvu rezných podmienok frézovania dubového a iných drevín na energetickú náročnosť procesu obrábania.

LITERATURE

BARCÍK, Š, HOMOLA, T., 2004. Vplyv vybraných parametrov na kvalitu obrobeného povrchu pri rovinnom frézovaní juvenilného borovicového dreva. In: Trieskové a beztrieskové obrábanie dreva 2004: zborník prednášok, Starý Smokovec, Slovakia, pp. 31-36. ISBN 80-228-1385-0.

BARCÍK, Š., GAŠPARÍK, M., HOUSKA, A., RAZUMOV, E., JU., AND SEDLECKÝ, M., 2014. Vliv technologických faktoru na kvalitu opracování povrchu při frézování termicky modifiko-vaného borovicového dřeva. In: Trieskové a beztrieskové obrábanie dreva 2014: zborník pred-nášok, Zvolen, Slovakia pp. 11-21. ISSN 1339-8350.

BARCÍK, Š.; ŘEHÁK, T., 2009. Vliv vybraných technicko – technologických a materiálových fak-torů na energetickou náročnost při rovinném frézování. Praha: Česká zemědělská univerzita v Praze, 2009. 84 s.

BENGTSOON, C., JERMER, J., CLANG, A., AND EK-OLAUSSON, B., 2003. Investigation of some technical properties of heat-treated wood. International Research Group on Wood Protec-tion, Brisbane, Australia.

Distrelec – technická dokumentácia [online]. [cit.2017-02-12]. Dostupné na internete: ˂https://www.distrelec.sk/sk/wattmetr-lutron-dw 6090 ˃

International ThermoWood Association [online]. 2013 [cit. 2016.06.01]. Dostupné na internete: ˂http://www.thermowood.fi˃.

KUBŠ, J., GAFF, M., BARCÍK, Š., 2016. Factors Affecting the Consumption of Energy during the Milling of Thermally Modified and Unmodified Beech Wood. BioResources 11(1), pp. 736-747. ISSN 1930-2126.

LISIČAN, J., 1982. Teória a technika spracovania dreva. Zvolen: MAT-CENTRUM, 1996. 622 s. 978-80-967-3156-5


LISIČAN, J., 2007. Teória a technika spracovania dreva, Mat centrum, Zvolen, Slovakia, pp. 102-104.

NIEMZ, P., HOFFMANN, T., AND RÉTFALVI, T., 2010. Investigation of chemical changes in the structure of thermally modified wood. Maderas Ciencia y Tecnologia 12(2), 69-78. ISSN 0718-221X.

OLTEANU, E., L., BÎŞU, C., F., TĂNESE, I. 2013. Determination of power consumption in Mil-ling. In: U.P.B. Scientific Bulletin, 75(4) 2013 pp. 211-220 ISSN 1454-2358

POWER ANALYSER manuál [online]. [cit.2017-02-12]. Dostupné na internete: ˂http://www.sunwe.com.tw/lutron/DW-6090Aeop.pdf˃

PROKEŠ, S., 1982. Obrábění dřeva a nových hmot ze dřeva. 3. vyd., Praha: SNZL, 1982, ISBN 40 – 833 – 82.

REINPRECHT, L.; VIDHOLDOVÁ, Z., 2008 Termodrevo – príprava, vlastnosti a aplikácie. Zvo-len: Technická univerzita vo Zvolene, 2008. 89 s. ISBN 978-80-228-1920-6.

THIEDE, S., BOGDANSKI, G., AND HERRMANN, C., 2012. A systematic method for increasing the energy and resource efficiency in manufacturing companies. In: 1st CIRP Global Web Con-ference: Interdisciplinary Research in Production Engineering, pp. 18-33.

VANČO, M., JAMBEROVÁ, Z., BARCÍK, Š., GAFF, M., ČEKOVSKÁ, H., KAPLAN, L, 2017. The Effect of Selected Technical, Technological, and Material Factors on the Size of Juvenile Poplar Wood Chips Generated during Face Milling. BioResources 12(3), pp. 4881-4896. ISSN 1930-2126.

WILKOWSKI J., GRZEŚKIEWICZ M., CZARNIAK P., SIWEK I., JAVOREK L., PAULINY D.. 2011 Influence of thermal modification of oak wood on cutting forces during milling. Annals of Warsaw University of Life Sciences – SGGW Forestry and Wood Technology No 76, 2011: 203-207 ISSN 1898-5912.

ZOBEL, B. J., AND SPRAGUE, J. R., 1998. Juvenile Wood in Forest Trees, Springer-Verlag, Ber-lin: Germany, 1998. ISBN 978-3-642-72126-7


Kontaktná osoba:Ing. Peter Koleda, PhD., tel.: +421 45 5206 869, e-mail: [email protected]



VPLYV TEPLOTY OKOLIA NA KONTROLU ROZMEROV KOMPONENTOV SPAĽOVACÍCH MOTOROV

EXTERNAL TEMPERATURE INFLUENCE ON THE INSPECT OF DIMENSION OF COMBUSTION ENGINE COMPONENTS

Veronika Ľuptáčiková, Miroslava Ťavodová

Katedra výrobnej techniky a manažmentu kvality, Fakulta environmentálnej a výrobnej techniky, Technická univerzita, Študentská, č. 26, 960 53, Zvolen, Slovensko, e-mail: [email protected], [email protected]

ABSTRACT: The article describes an experiment focused on the assessment of the influence of ambient temperature on the dimensional control of selected components in repairs of locomotive combustion engines. These were K6S230-DR locomotive engine oil pump components, namely the drive and driven wheels, the front and rear caps. The dimensions of the selected parts were chec-ked by means of suitable workshops and instruments directly in the repair workshop. During the measurement, we simulated the conditions that may arise during the year in the workshop. For the experiment, we changed the temperature of the parts, while the ambient temperature remained unch-anged. This was easier and more accessible than simulating the various ambient temperatures in the workshop. The measured dimensions were compared to the tolerance dimensions in the drawings of the technical documentation of the components. In the results and in the end, we analysed the effect of material expansion on the required dimensional accuracy of the components.

Key words: component,inspect of dimension, instruments, temperature expansion, maintenance.

ABSTRAKT: V článku je opísaný experiment zameraný na zisťovanie vplyvu teploty okolia na rozmerovú kontrolu vybraných komponentov pri opravách spaľovacích motorov lokomotív. Išlo o komponenty olejového čerpadla motora lokomotívy K6S230-DR, konkrétne hnacie a hnané kole-so, predné a zadné veko. Rozmery vybraných dielov boli kontrolované pomocou vhodných dielen-ských meradiel a prístrojov priamo v opravárenskej dielni závodu. Počas merania sme simulovali podmienky, ktoré môžu počas roka v dielni vzniknúť. Pre uskutočnenie experimentu sme menili tep-lotu dielov, zatiaľ čo teplota okolia ostávala nemenná. Tento postup bol jednoduchší a dostupnejší, ako simulovať rôzne teploty okolia v dielni. Namerané rozmery boli porovnané s rozmermi s danou toleranciou na výkresoch technickej dokumentácie komponentov. Vo výsledkoch a v závere sme analyzovali vplyv rozťažnosti materiálu na požadovanú rozmerovú presnosť komponentov.

Kľúčové slová:komponent, kontrola rozmerov, meradlá, teplotná rozťažnosť, údržba.


ÚVOD

Opravy a údržba železničných koľajových vozidiel sú zamerané na motorové rušne, motorové vozne, osobné prívesné vozne, železničné podvozky a pod.(Švestka 2016). Vý-mena komponentov v zostavách prebieha v rôznych ročných obdobiach, pričom opravá-renské haly a dielne nezabezpečujú dodržanie konštantnej a stabilnej tepoty ako je to napr. v laboratóriu. Diely a komponenty sú voľne uskladnené v dielňach a skladoch. Rozdiely okolitej teploty medzi ročnými obdobiami môžu byť aj 20°C.Tepelná rozťažnosť je zväč-šovanie veľkosti látok (pevných látok, kvapalín a plynov) vplyvom tepla. V širšom zmysle teplotné účinky sú účinky spôsobené redistribúciou vnútornej energie v systéme. Meranie dielov by malo byť vykonávané kalibrovanými, prípadne overenými meradlami a prístroj-mi pre dodržanie validity merania (Tichá 2004; Čičo et al. 2013).

Simuláciou zmeny teploty dielov, následného merania učených rozmerov vybraných komponentov a porovnaním s rozmermi na výkresoch technickej dokumentácie kompo-nentov bude analyzovaný vplyv rozťažnosti materiálu na požadovanú presnosť kompo-nentov.V pracovnej činnosti sa v súčasnej dobe vyžaduje dosiahnutie maximálneho vý-konu, čo však nie je možné bez vytvorenia optimálnych pracovných podmienok (Hnilica 2011). Proces zdokonaľovania techniky je trvalý a stále dynamickejší. Zložitejšia technika a náročnejšie technológie však zväčšujú i možnosť vzniku havárií a mimoriadnych uda-lostí, ktoré môžu mať na človeka a spoločnosť ďalekosiahle negatívne následky (Hnilica &Černeyová 2011). Železničná doprava patrí medzi rizikové odvetvia dopravy. Dodržia-vanie stanovených postupov pri údržbe a opravách dielov a následne celých celkov je závislé od ľudského faktora, nie len od presnosti meradiel a prístrojov (Sujová & Čierna 2015).Vplyv teploty na rozmerovú rozťažnosť komponentov bolo potrebné vyriešiť na zá-klade konkrétneho podnetu zo spoločnosti ŽOS Zvolen, a. s..

MATERIÁL A METÓDY

Spaľovacie motory lokomotív či motorových vozňov sú principiálne zhodné s auto-mobilovými motormi (alebo skôr s motormi nákladných automobilov). Niektoré lokomo-tívy a motorové vozne používajú priamo automobilový motor. Dnes sa používajú výhrad-ne naftové (vznetové) motory, doba benzínových (zážihových) agregátov pominula ešte v prvej polovici 20. storočia. Oproti benzínovým motorom majú naftové motory vyššiu účinnosť, ktorá sa pohybuje od 30 do 42 %, zatiaľ čo benzínové motory dosahujú účinnosť len 20 až 33 % (Švestka 2016).

Pod pojmom meranie rozumieme experimentálny postup, pri ktorom sa zisťuje špeci-fikovaná hodnota fyzikálnej veličiny ako násobok jednotky, či vzťažnej hodnoty. Meraním rozmerov dielov zisťujeme kvantitatívne ich charakteristiky (Čmarada& Šuriansky 2013, Ťavodová 2011). Pri každom meraní sa dopúšťame chýb. Sú následkom nedokonalosti našich zmyslov, nepresnosti meracích prístrojov a nemožnosti splniť presne tie isté pod-mienky merania, ako napr. miestna a časová stálosť teploty, nepremennosť tlaku vzduchu a podobne. (Mikleš 1996; Ťavodová 2009).


Teplotná rozťažnosť materiálu je objemová odpoveď materiálu na zvyšujúcu sa tep-lotu. Atómy materiálu pri zvyšovaní teploty kmitajú vo väčších vzdialenostiach od rov-novážnych polôh a tým dochádza k zmene objemu materiálu (Oslanec 2008, Kalincová 2010). Lineárny koeficient dĺžkovej rozťažnosti α je definovaný výrazom (1):

(1)

v malom rozsahu teplôt je α konštantné, takže (2):

(2)

kde:L0– dĺžka pri referenčnej teplote (mm). L – dĺžka pri teplote t (°C).

Pri meraní geometrických veličín je referenčná teplota t = 20 °C (Labuda 2014).Ak počítame hodnotu ako aritmetický priemer, môžeme očakávať, že častejšie sa

priblížime k správnej hodnote, a to akýmkoľvek výpočtom. Inak povedané, aritmetický priemer dáva najpravdepodobnejšiu hodnotu meranej veličiny – poskytuje nám najväčšiu nádej, že dôjdeme k správnej hodnote (Ťavodová 2009).Priemerná hodnota meraní sa určí zo vzorca (3):

(3)

kde:xi – nameraná hodnota i-teho merania

pracovnej činnosti sa v súčasnej dobe vyžaduje dosiahnutie maximálneho výkonu, čo však nie je možné bez vytvorenia optimálnych pracovných podmienok (Hnilica 2011). Proces zdokonaľovania techniky je trvalý a stále dynamickejší. Zložitejšia technika a náročnejšie technológie však zväčšujú i možnosť vzniku havárií a mimoriadnych udalostí, ktoré môžu mať na človeka a spoločnosť ďalekosiahle negatívne následky (Hnilica &Černeyová 2011). Železničná doprava patrí medzi rizikové odvetvia dopravy. Dodržiavanie stanovených postupov pri údržbe a opravách dielov a následne celých celkov je závislé od ľudského faktora, nie len od presnosti meradiel a prístrojov (Sujová & Čierna 2015).Vplyv teploty na rozmerovú rozťažnosť komponentov bolo potrebné vyriešiť na základe konkrétneho podnetu zo spoločnosti ŽOS Zvolen, a. s..

MATERIÁL A METÓDY Spaľovacie motory lokomotív či motorových vozňov sú principiálne zhodné s

automobilovými motormi (alebo skôr s motormi nákladných automobilov). Niektoré lokomotívy a motorové vozne používajú priamo automobilový motor. Dnes sa používajú výhradne naftové (vznetové) motory, doba benzínových (zážihových) agregátov pominula ešte v prvej polovici 20. storočia. Oproti benzínovým motorom majú naftové motory vyššiu účinnosť, ktorá sa pohybuje od 30 do 42 %, zatiaľ čo benzínové motory dosahujú účinnosť len 20 až 33 % (Švestka 2016).

α je definovaný výrazom (1):

𝛼𝛼 = 1𝐿𝐿0

𝑑𝑑𝐿𝐿𝑑𝑑𝑑𝑑 (1)


𝐿𝐿 = 𝐿𝐿0. (1 + 𝛼𝛼. 𝑡𝑡) (2) kde: L0- dĺžka pri referenčnej teplote (mm). L - dĺžka pri teplote t (°C).

Pri meraní geometrických veličín je referenčná teplota t=20 °C (Labuda 2014). Ak počítame hodnotu ako aritmetický priemer, môžeme očakávať, že častejšie sa


�̅�𝑥 = 1𝑛𝑛∑ 𝑥𝑥𝑖𝑖𝑛𝑛

𝑖𝑖=1 (3)

kde: xi – nameraná hodnota i-teho merania x̅- priemerná hodnota z n nameraných hodnôt n – počet nezávislých meraní

Tolerancia je lineárny rozmer, ktorý charakterizuje tolerančnú zónu. Tolerancia aplikovaná na prvok definuje tolerančnú zónu, v ktorej sa musí tento prvok nachádzať. Pri každej zostave niekoľkých súčastíočakávame určitú presnosť ako celku. Túto presnosť docielime len ak budeme uvažovať tolerancie čiastkových členov a ich vhodnou kombináciou vznikne zostava, ktorá bude vyhovovať našim požiadavkám.

– priemerná hodnota z n nameraných hodnôtn – počet nezávislých meraní

Tolerancia je lineárny rozmer, ktorý charakterizuje tolerančnú zónu. Tolerancia apliko-vaná na prvok definuje tolerančnú zónu, v ktorej sa musí tento prvok nachádzať. Pri každej zostave niekoľkých súčastí očakávame určitú presnosť ako celku. Túto presnosť docieli-me len ak budeme uvažovať tolerancie čiastkových členov a ich vhodnou kombináciou vznikne zostava, ktorá bude vyhovovať našim požiadavkám.

Spaľovací motor lokomotívy sa skladá z viacerých častí a podskupín. Pre experiment sme vybrali časť motora lokomotívy K6S230–DR, konkrétne olejové čerpadlo.

Prvotné meranie komponentov pre zistenie skutočných rozmerov prebiehalo v strojár-skej dielni podniku. Časti olejového čerpadla - predné veko, zadné veko, hnacie koleso a hnané koleso sme si pripravili na pracovný stôl a podľa merného listu, ktorý je súčasťou technickej a výkresovej dokumentácie zostavy sme kontrolovali určené rozmery. Príklad merania diery Ø55 H7 je zobrazený na Obr. 1. Výsledky sú zaznamenané v tabuľke 3.












𝑖𝑖=1 (3)














𝑖𝑖=1 (3)














𝑖𝑖=1 (3)




Obr.1 Meranie diery Ø55 H7 Fig. 1 Measurement of holes Ø55 H7(Ľuptáčiková 2016)

Merali sme pomocou vybraných dielenských meradiel a prístrojov (tabuľka 1). Všetky dielenské meradlá a meracie zariadenia boli kalibrované. Okolitá teplota v dielni bola 26 °C.

Tabuľka 1 Meradlá a meracie zariadenia použité pri meraní Table 1 Measuring instruments and measuring devices used for measurementMeradlá a meracie zariadenia Rozsah PresnosťSubito1) SOMET 55 – 155 mm 0,01 mmSubito MITUTOYO 250 – 400 mm 0,01 mmMikrometer2) SOMET 50 – 75 mm 0,01 mmMikrometer SOMET 100 – 125 mm 0,01 mmMikrometer SOMET 125 – 150 mm 0,01 mmČíselníkový odchýlkomer3) SOMET 0 – 3 mm 0,01 mmMultimeter4) FLUKE -200 – + 1350 °C 1,0 %

1) Inside micrometer instruments, 2) Micrometer instruments, 3) Dial indicator, 4)Multimeter, 5)Measu-ring instruments and measuring devices, 6) Range, 7) Precision

Na Obr. 2 sú zobrazené komponenty, ktoré sme počas experimentu merali. Jednotlivé rozmery sú označené písmenami (A,B,C,D).

Ďalšie merania sme vykonali simulovaním zmeny teploty. Nemenili sme však okolitú teplotu, ale teplotu meraných komponentov. Bolo to z dôvodu zjednodušenia experimentu ako aj náročnosti úkonov, ktorú by si vyžadovalo zabezpečenie zmeny okolitej teploty ako aj jej meranie. Pre zvýšenie teploty sme použili elektrickú piecku. Podchladenie kom-ponentov sme simulovali použitím práškového hasiaceho zariadenia. Potom sme mera-nie všetkých komponentov a rozmerov zopakovali. Zistené rozmery sme zaznamenávali do tabuliek.


Obr. 2 Merané rozmery dielov a) hnacie koleso b) hnané koleso c) predné veko d) zadné veko Fig.2 Measured dimensions of parts a) Powered wheel b) Drivedwheel c) Front cover

d) Rear cover (Ľuptáčiková 2016)

VÝSLEDKY

V tabuľke 2 sú zaznačené rozmery komponentov podľa výkresovej dokumentácie, poskytnuté spoločnosťou ŽOS a.s.

Tabuľka 2 Rozmery a materiál hodnotených komponentov Table 2 Dimensions and material of rated components

Komponent5) Materiál6)Označenie meraného rozmeru7)

Rozmer na výkrese8)

(mm)

Maximálny rozmer9)

(mm)

Minimálny rozmer10)

(mm)

Hnacie koleso1) 17 346

X5CrNi

Mo17-12-2

A Ø 54,94 Ø 54,925B Ø 137,05 Ø 137,00C Ø 137,05 Ø 137,00D Ø 59,94 Ø 59,925

Hnané koleso2)

A Ø 54,94 Ø 54,925B Ø 137,05 Ø 137,00C Ø 137,05 Ø 137,00D Ø 54,94 Ø 54,925

Predné veko3)

11 600 E335

A Ø 55,03 Ø 55,00B Ø 55,03 Ø 55,00

Zadné veko4) A Ø 55,03 Ø 55,00B Ø60,03 Ø 60,00

1)Poweredwheel,2)Drived wheel, 3) Front cover, 4) Rear cover, 5) Component, 6) Material, 7) Marking the measured dimension, 8) Dimension on the drawing, 9) Maximum dimension, 10) Minimum dimension


Teplotu komponentov sme merali pomocou multimetra FLUKE. Po nameraní všetkých hodnôt sme pomocou elementárnych výpočtov (4) – (11) zisťovali, či namerané hodnoty spĺňajú predpísané tolerancie. Ako príklad výpočtu bol vybraný komponent hnacie koleso.

Priemerný rozmer časti A pri bežnej teplote (4):

(4)

Priemerný rozmer časti A pri simulovanom ohriatí (5):

(5)

Priemerný rozmer časti A pri simulovanom ochladení (6):

(6)

Výpočet horného a dolného medzného rozmeru pre rozmer A (7):

(7)

Výpočet dolného medzného rozmeru pre rozmer A (8):

(8)

Porovnanie priemerného rozmeru s horným a dolným medzným rozmerom pri bežnej teplote (9):

(9)

Porovnanie priemerného rozmeru s horným a dolným medzným rozmerom pri simu-lovanom ohriatí (10):

(10)

V tabuľke 3 sú zobrazené priemerné rozmery meraných častí pri bežných podmien-kach, pri simulovanom oteplení, ako aj pri simulovanom ochladení.

11 600 E335

B ∅ 55 𝐻𝐻7 Ø 55,03 Ø 55,00

Zadné veko4) A ∅ 55 𝐻𝐻7 Ø 55,03 Ø 55,00 B ∅ 60 𝐻𝐻7 Ø60,03 Ø 60,00


Teplotu komponentov sme merali pomocou multimetra FLUKE. Po nameraní všetkých hodnôt sme pomocou elementárnych výpočtov (4) – (11) zisťovali, či namerané hodnoty spĺňajú predpísané tolerancie. Ako príklad výpočtu bol vybraný komponent hnacie koleso. Priemerný rozmer časti A pri bežnej teplote (4):

�̅�𝑥 = ∑ 𝑥𝑥𝑛𝑛𝑖𝑖𝑛𝑛 = 54,95+54,92+94,93+54,95+54,93+54,93

6 = 54,935 𝑚𝑚𝑚𝑚 (4)


�̅�𝑥 = ∑ 𝑥𝑥𝑛𝑛𝑖𝑖𝑛𝑛 = 54,93+54,94+54,94+54,93+54,94+54,95

6 = 54,938 𝑚𝑚𝑚𝑚 (5)


�̅�𝑥 = ∑ 𝑥𝑥𝑛𝑛𝑖𝑖𝑛𝑛 = 54,92+54,92+54,93+54,95+54,93+54,90

6 = 54,928 𝑚𝑚𝑚𝑚 (6)


55 − 0,06 = 54,94 𝑚𝑚𝑚𝑚 (7) Výpočet dolného medzného rozmeru pre rozmer A (8):

55 − 0,075 = 54,925 𝑚𝑚𝑚𝑚 (8) Porovnanie priemerného rozmeru s horným a dolným medzným rozmerom pri bežnej teplote (9):

54,925 < 54,935 < 54,94 → 𝑂𝑂𝑂𝑂 (9) Porovnanie priemerného rozmeru s horným a dolným medzným rozmerom pri simulovanom ohriatí (10):

54,925 < 54,938 < 54,94 → 𝑂𝑂𝑂𝑂 (10) V tabuľke 3 sú zobrazené priemerné rozmery meraných častí pri bežných podmienkach,

pri simulovanom oteplení, ako aj pri simulovanom ochladení.

11 600 E335

B ∅ 55 𝐻𝐻7 Ø 55,03 Ø 55,00




�̅�𝑥 = ∑ 𝑥𝑥𝑛𝑛𝑖𝑖𝑛𝑛 = 54,95+54,92+94,93+54,95+54,93+54,93

6 = 54,935 𝑚𝑚𝑚𝑚 (4)


�̅�𝑥 = ∑ 𝑥𝑥𝑛𝑛𝑖𝑖𝑛𝑛 = 54,93+54,94+54,94+54,93+54,94+54,95

6 = 54,938 𝑚𝑚𝑚𝑚 (5)


�̅�𝑥 = ∑ 𝑥𝑥𝑛𝑛𝑖𝑖𝑛𝑛 = 54,92+54,92+54,93+54,95+54,93+54,90

6 = 54,928 𝑚𝑚𝑚𝑚 (6)







11 600 E335

B ∅ 55 𝐻𝐻7 Ø 55,03 Ø 55,00




�̅�𝑥 = ∑ 𝑥𝑥𝑛𝑛𝑖𝑖𝑛𝑛 = 54,95+54,92+94,93+54,95+54,93+54,93

6 = 54,935 𝑚𝑚𝑚𝑚 (4)


�̅�𝑥 = ∑ 𝑥𝑥𝑛𝑛𝑖𝑖𝑛𝑛 = 54,93+54,94+54,94+54,93+54,94+54,95

6 = 54,938 𝑚𝑚𝑚𝑚 (5)


�̅�𝑥 = ∑ 𝑥𝑥𝑛𝑛𝑖𝑖𝑛𝑛 = 54,92+54,92+54,93+54,95+54,93+54,90

6 = 54,928 𝑚𝑚𝑚𝑚 (6)







11 600 E335

B ∅ 55 𝐻𝐻7 Ø 55,03 Ø 55,00




�̅�𝑥 = ∑ 𝑥𝑥𝑛𝑛𝑖𝑖𝑛𝑛 = 54,95+54,92+94,93+54,95+54,93+54,93

6 = 54,935 𝑚𝑚𝑚𝑚 (4)


�̅�𝑥 = ∑ 𝑥𝑥𝑛𝑛𝑖𝑖𝑛𝑛 = 54,93+54,94+54,94+54,93+54,94+54,95

6 = 54,938 𝑚𝑚𝑚𝑚 (5)


�̅�𝑥 = ∑ 𝑥𝑥𝑛𝑛𝑖𝑖𝑛𝑛 = 54,92+54,92+54,93+54,95+54,93+54,90

6 = 54,928 𝑚𝑚𝑚𝑚 (6)







11 600 E335

B ∅ 55 𝐻𝐻7 Ø 55,03 Ø 55,00




�̅�𝑥 = ∑ 𝑥𝑥𝑛𝑛𝑖𝑖𝑛𝑛 = 54,95+54,92+94,93+54,95+54,93+54,93

6 = 54,935 𝑚𝑚𝑚𝑚 (4)


�̅�𝑥 = ∑ 𝑥𝑥𝑛𝑛𝑖𝑖𝑛𝑛 = 54,93+54,94+54,94+54,93+54,94+54,95

6 = 54,938 𝑚𝑚𝑚𝑚 (5)


�̅�𝑥 = ∑ 𝑥𝑥𝑛𝑛𝑖𝑖𝑛𝑛 = 54,92+54,92+54,93+54,95+54,93+54,90

6 = 54,928 𝑚𝑚𝑚𝑚 (6)







11 600 E335

B ∅ 55 𝐻𝐻7 Ø 55,03 Ø 55,00




�̅�𝑥 = ∑ 𝑥𝑥𝑛𝑛𝑖𝑖𝑛𝑛 = 54,95+54,92+94,93+54,95+54,93+54,93

6 = 54,935 𝑚𝑚𝑚𝑚 (4)


�̅�𝑥 = ∑ 𝑥𝑥𝑛𝑛𝑖𝑖𝑛𝑛 = 54,93+54,94+54,94+54,93+54,94+54,95

6 = 54,938 𝑚𝑚𝑚𝑚 (5)


�̅�𝑥 = ∑ 𝑥𝑥𝑛𝑛𝑖𝑖𝑛𝑛 = 54,92+54,92+54,93+54,95+54,93+54,90

6 = 54,928 𝑚𝑚𝑚𝑚 (6)







11 600 E335

B ∅ 55 𝐻𝐻7 Ø 55,03 Ø 55,00




�̅�𝑥 = ∑ 𝑥𝑥𝑛𝑛𝑖𝑖𝑛𝑛 = 54,95+54,92+94,93+54,95+54,93+54,93

6 = 54,935 𝑚𝑚𝑚𝑚 (4)


�̅�𝑥 = ∑ 𝑥𝑥𝑛𝑛𝑖𝑖𝑛𝑛 = 54,93+54,94+54,94+54,93+54,94+54,95

6 = 54,938 𝑚𝑚𝑚𝑚 (5)


�̅�𝑥 = ∑ 𝑥𝑥𝑛𝑛𝑖𝑖𝑛𝑛 = 54,92+54,92+54,93+54,95+54,93+54,90

6 = 54,928 𝑚𝑚𝑚𝑚 (6)








Tabuľka 3 Namerané rozmery komponentov – bežné podmienky, simulované ohriatie a simulované ochladenieTable 3 Measured component dimensions – common conditions, simulated heating and simulated cooling

Kom-ponent5)

Označenie meraného rozmeru6)

Bežné podmienky7) Simulované oteplenie8) Simulované ochladenie9)

Teplota kom-ponentu10) (°C)

Priemerné rozmery11) (mm)

Teplota kompo-nentu10) (°C)

Priemerné rozmery11)

(mm)

Teplota kom-ponentu10)

(°C)

Priemerné rozmery11) (mm)

Hnacie koleso1)

A

23,7

Ø 54,935

33,1

Ø 54,938

12,2

Ø 54,928

B Ø 137,047 Ø 137,047 Ø 137,032

C Ø 137,037 Ø 137,043 Ø 137,03

D Ø 59,93 Ø 59,937 Ø 59,928

Hnané koleso2)

A

24,9

Ø 54,93

33,4

Ø 54,938

12,5

Ø 54,927

B Ø 137,037 Ø 137,047 Ø 137,033

C Ø 137,04 Ø 137,045 Ø 137,03

D Ø 54,932 Ø 54,938 Ø 54,927

Predné veko3)

A25,3

Ø 55,02533,0

Ø 55,02813,1

Ø 55,013

B Ø 55,022 Ø 55,027 Ø 55,003

Zadné veko4)

A25,3

Ø 55,02533,3

Ø 55,02713,3

Ø 55,012

B Ø 60,023 Ø 60,020 Ø 60, 017

1)Poweredwheel,2)Drived wheel, 3) Front cover, 4) Rear cover, 5) Component, 6) Marking the measured dimension, 7) Common criteria, 8) Simulated warming, 9) Simulated refrigeration, 10) Component tem-perature, 11) Average dimensions

Zistenia, či rozmery po simulácii vyhovujú alebo nevyhovujú predpísaným toleran-ciám, sú zobrazené v tabuľke 4. Vyjadrenie k stavu presnosti rozmerov je zaznamenané v poslednom stĺpci tabuľky, OK – vyhovuje – rozmery sú v tolerancii, NOK – nevyhovuje – rozmery nie sú v tolerancii.


Tabuľka 4 Porovnanie rozmerov predpísaných na výkrese s nameranými rozmermi – pri bežných podmienkach, simulovanom oteplení a simulovanom ochladeníTable 4 Comparison of the dimensions prescribed in the drawing with the measured dimensions –under normal conditions, simulated warming and simulated cooling

Kom-ponent5)

Označenie meraného rozmeru6)

Rozmer na výkrese7)

(mm)

Rozmery – bežné

podmienky8) (mm)

Rozmery – simulované oteplenie9)

(mm)

Rozmery – simulované ochladenie10)

(mm)

OK/NOK

Hnacie koleso1)

A Ø 54,935 Ø 54,938 Ø 54,928 OKB Ø 137,047 Ø 137,047 Ø 137,032 OKC Ø 137,037 Ø 137,043 Ø 137,03 OKD Ø 59,93 Ø 59,937 Ø 59,928 OK

Hnané koleso2)

A Ø 54,93 Ø 54,938 Ø 54,927 OKB Ø 137,037 Ø 137,047 Ø 137,033 OKC Ø 137,04 Ø 137,045 Ø 137,03 OKD Ø 54,932 Ø 54,938 Ø 54,927 OK

Predné veko3)

A Ø 55,025 Ø 55,028 Ø 55,013 OKB Ø 55,022 Ø 55,027 Ø 55,003 OK

Zadné veko4)

A Ø 55,025 Ø 55,027 Ø 55,012 OKB Ø 60,023 Ø 60,020 Ø 60, 017 OK

1)Poweredwheel,2)Drived wheel, 3)Front cover, 4)Rear cover, 5)Component, 6)Marking the measured dimension, 7)Dimension on the drawing, 8)Dimensions – Common criteria, 9) Dimensions – Simula-ted warming, 9)Dimensions – Simulated cooling

DISKUSIA

Spoľahlivosť je všeobecná vlastnosť spočívajúca v schopnosti plniť požadované funk-cie pri zachovaní hodnôt stanovených prevádzkových ukazovateľov v daných medziach a v čase podľa stanovených technických podmienok. Technickými podmienkami rozumie-me špecifické technické vlastnosti, predpísané pre požadovanú funkciu výrobku, spôsob jeho prevádzky, skladovania, prípravy, údržby a opráv (Mrenica & Sujová, 2008).

Charakteristickým znakom montážnych procesov je spojovanie dvoch alebo viac sú-čiastok do montážnych podskupín, skupín a do vyšších celkov. Pre spojovanie súčiastok sú obvykle využívané také technológie, ktoré zabezpečujú priame spojenie bez prídav-ných súčastí alebo materiálov. Okrem vlastného spájania patria do montáže obvykle aj ďalšie činnosti, ako je napríklad kontrola (Petrů&Čep 2012).

Chyby a riziká sa vyskytujú vo všetkých aspektoch spoločenského života, v prírod-ných prostrediach, ako aj v technických procesoch (Sujová & Čierna 2015). Požiadavky na kvalitu montáže sú rovnocenné požiadavkám na montované zariadenia. Nekvalitná montáž môže znehodnotiť kvalitné súčiastky. Naopak kvalitná montáž môže technológiu výroby súčiastky zhodnotiť a jednoduchými technologickými zásahmi sa vylúčia prípad-né chyby vzniknuté pri reparácii súčiastky. Práve z tohto dôvodu je kontrola kvality pri montáži dôležitá a je potrebné ju pravidelne kontrolovať (Petrů&Čep 2012).

Počas merania vo firme ŽOS Zvolen, a. s. sme pracovali s ich internými predpismi, v ktorých boli zaznačené rozmery, ktoré je potrebné kontrolovať spolu s toleranciami,


ktoré nesmieme prekročiť. Firma má v interných listoch pre meranie olejového čerpadla určené, že šírka hnacieho a hnaného kolesa musí byť o 0,07 až 0,158 mm menšia ako je výška telesa olejového čerpadla. Šírka hnacieho a hnaného kolesa musí byť rovnaká. V in-terných predpisoch je tiež určené, že je potrebné skontrolovať po zamontovaní hnacieho kolesa do zadnej príruby axiálnu vôľu a koleso sa nesmie zachytávať o zadnú prírubu.

Z vyššie uvedených dôvodov vyplýva, že je potrebné pri opravách spaľovacích moto-rov kontrolovať, či montované komponenty zodpovedajú predpísaným rozmerom. S tým-to súvisí aj teplota okolia, pri ktorej sú tieto komponenty merané. Počas experimentu sme zistili, že aj pri zmene okolitej teploty sa rozmery komponentov nezmenia mimo povolené tolerancie, čo je zobrazené v tabuľke 2. Podľa hodnôt, zaznamenaných v tabuľke 4, mô-žeme vysloviť predpoklad, že priamy ohrev komponentu vyvolal ešte väčšiu rozťažnosť materiálu ako dlhodobé pôsobenie okolitej teploty na komponent a pri tom bol rozmerovo stále v požadovanej tolerancii. To potvrdzuje závery, že okolitá teplota neovplyvní rozme-ry komponentov natoľko, aby to malo zásadný vplyv na rozmerovú presnosť celého uzla.

ZÁVER

Počas merania a kontroly vplýva na komponenty okolité prostredie, okrem iného aj teplota. Meraním sme zistili, že diely aj pri zmenenej teplote vyhovujú predpísaným tole-ranciám. Zmena rozmerov pri malom intervale teplôt, aké môžu nastať počas roka v diel-ni, nemá výrazný vplyv na zmenu rozmerov a neovplyvní funkčnosť olejového čerpadla ako celku.

LITERATÚRA

ČIČO, P., KOTUS, M., BUJNA, M, 2013. Údržba a oprava strojov. 2. preprac. vyd. Nitra : Sloven-ská poľnohospodárska univerzita, 178 s. ISBN 978-80-552-1019-3.

ČMARADA, M., ŠURIANSKY, J., 2013. Bezkontaktné meranie geometrických rozmerov strojár-skych súčiastok v reálnom čase. Actafacultatistechnicae. roč. 18, č. 1, s. 29 – 38.

HNILICA, R., 2011. Návrh spôsobu hodnotenia kombinovaných účinkov rizikových faktorov. Ac-tafacultatistechnicae. roč. 16, č. 2, s. 31– 37.

HNILICA, R., ČERNEYOVÁ, M., 2011. Vplyv adaptérov na pohodu obsluhy lesných strojov. In Bezpečnosť - Kvalita - Spoľahlivosť [elektronický zdroj], 5. medzinárodná vedecká konferencia. Košice, Technická univerzita v Košiciach, 2011. ISBN 978-80-553-0612-4. s. 68-74.

KALINCOVÁ, D., 2010. Technické materiály.Vyd.1, Technická univerzita vo Zvolene. ISBN 978-80228-2086-8, 190 strán.

LABUDA, J., 2014.Metrológia a skúšobníctvo. [online]. [cit. 27. 5. 2017]. Dostupné na internete: <https://www.sutn.sk/files/Spravy/Metrologia/Prispevky_Metrologia_1_2014_web.

pdf˃.ĽUPTÁČIKOVÁ, V., 2016.Vplyv teploty okolia na rozmerovú kontrolu dielov pri opravách spaľo-

vacích motorov. Diplomová práca, Zvolen: TU vo Zvolene. FEVT-5763-16925. 55 s.MARTÍNEZ, I., 2016. Thermaleffects on Materials. [online]. [cit. 20. 5. 2017]. Dostupné na inter-

nete: <http://webserver.dmt.upm.es/~isidoro/ot1/Thermal%20effects%20on%20materials.pdf˃.MIKLEŠ, M., 1996. Metrológia. Zvolen: TU vo Zvolene. ISBN 80-228-0496-7.


MRENICA, M., SUJOVÁ, E., 2008Bezpečnosť technických systémov. Zvolen: Technická univerzita vo Zvolene, 2008. 184s. ISBN 978-80-228-1960-2 .

OSLANEC, P., 2008. Teplotná rozťažnosť materiálov. [online]. [cit. 26. 5. 2017]. Dostupné na in-ternete: <http://www.materialing.com/teplotna_roztaznost_materialov˃.

PETRŮ, J., ČEP, R., 2012. Základy montáže. [online]. [cit. 2. 6. 2017]. Vyd. 1. Ostrava: Fakulta strojní, Vysoká škola báňská – Technická univerzita Ostrava, ISBN 978-80-248-2773-5. Do-stupné na internete: <http://projekty.fs.vsb.cz/459/ucebniopory/Zaklady_montaze.pdf ˃.

TICHÁ, Š., 2004.Strojírenskámetrologie. Ostrava. ISBN 978-80-248-0671-6.ŤAVODOVÁ, M., 2009. Kalibrácia meradiel ako nástroj zabezpečovania kvality. Actafacultatis-

technicae. roč. 13, č. 1, s. 113 – 123. ŤAVODOVÁ, M., 2011. Posúdenie spôsobilosti meradla. Actafacultatistechnicae. roč. 16, č. 1, s.

143 – 151.SUJOVÁ, E. - ČIERNA, H. - MOLENDA, M. 2016 Evaluation of humanreliability in selectedac-

tivities in therailwayindustry. In Management systems in productionengineering. 2016. s. 191--197. ISSN 2299-0461.

ŠVESTKA, D., 2016.Atlas lokomotiv:Spalovací motory, přenosy výkonu [online]. [cit. 26. 5. 2017]. Dostupnosť na internete: <http://www.atlaslokomotiv.net/page-motory.html˃.

Príspevok bol vypracovaný v rámci riešenia projektu VEGA 1/0531/15 „Zvyšovanie životnosti nástrojov a konštrukčných častí mechanizmov využívaných v lesníckych technológiách“


ZAŤAŽENIE HOBĽOVACIEHO ZUBA PÍLOVEJ REŤAZE ZO STATICKÉHO HLADISKA

LOAD OF PLANING TOOTH OF THE SAW CHAIN FROM A STATIC POINT OF VIEW

Andrej Mazáň1, Marek Vančo1, Jozef Krilek2

1Katedra riadenia strojov a automatizačnej techniky, Fakulta Environmentálnej a výrobnej technik, Technická Univerzita vo Zvolene, Študentská 26, 960 53, Zvolen, Slovensko, [email protected] environmentálnej a lesníckej techniky, Fakulta environmentálnej a výrobnej techniky,Technická univerzita vo Zvolene, Študentská 26., 960 53, Zvolen, Slovensko, [email protected]

ABSTRACT: The paper deals with the strength analysis planning tooth of the saw chain. The type of saw chain analysed is Rapid duo from STIHL. The article provides a procedure for determining the individual forces acting on cutting tooth of the saw chain (planing tooth). Parameters used to generate the analysis: cutting speed vc = 6.8 (m·s-1), feed speed vf = 0.02 (m·s-1), the used wood is pine. The stress-strain analysis performed in the CREO Simulate software confirms the accuracy of the design by not exceeding the allowable stress.

Key words: saw chain, strength analysis, planning tooth

ABSTRAKT: Príspevok sa zaoberá pevnostnou analýzou hobľovacieho zuba pílovej reťaze. Typ analyzovanej pílovej reťaze je Rapid duo od spoločnosti STIHL. Článok uvádza postup pre určenie jednotlivých síl pôsobiacich na rezný článok pílovej reťaze (hobľovací zub). Použité parametre pre vytvorenie analýzy: rezná rýchlosť vc = 6,8 (m·s-1), posuvná rýchlosť vf = 0,02 (m·s-1), typ dreviny borovica. Napäťovo-deformačná analýza vykonaná v softvéry CREO Simulate potvrdzuje správno-sť daného návrhu a to neprekročením dovoleného napätia.

Kľúčové slová: pílová reťaz, napäťová analýza, hobľovací zub

ÚVOD

Článok popisuje vyhotovenie napäťovej analýzy pílovej reťaze pre pozdĺžne a prieč-ne pílenie. Prostredníctvom softwaru PTC Creo a jeho moduloch (Parametric a Simula-tion) bude vytvorená analýza na základe ktorej sa zistí potenciálny priebeh napätí v rezacej časti pílovej reťaze pri procese pílenia materiálu. Vzhľadom na druh píleného materiálu sa používajú sekacie alebo hobľovacie reťaze. V tomto príspevku budeme vytvárať analýzu pre rezací článok hobľovacej reťaze (hobľovací zub).

Vybrali sme pílovú reťaz od spoločnosti STIHL. Andreas Stihl AG & CoMPany je nemecká spoločnosť vyrábajúca motorové píly, ich príslušenstvo a ďalšie ručné stroje



a náradie. Spoločnosť sídli v Waiblingen, Baden-Württemberg, neďaleko mesta Stuttgart v Nemecku. Firma bola založená v roku 1926.

Konkrétne sa bude jednať o pilovú reťaz Rapid Duro z tvrdo kovu, ktorá pri častom používaní a extrémne vysokom namáhaní (napr. znečistené, zmrznuté drevo) si zachováva ostrosť. Rozstup reťaze je 3/8“.

MATERIÁL A METÓDY

Rezacia reťaz je mnohorezný klinový nástroj, ktorý tvorený článkovým nekonečným pásom s rezacími reznými klinmi (zubmi). Stredové články majú obyčajne vodiace pätky ktoré zabezpečujú pohyb reťaze v drážke vodiacej lišty. Rezacia reťaz svojimi rezací-mi zubami vytvára reznú škáru s určitou šírkou. Pre dosiahnutie reznej škáry musia byť jednotlivé zuby konštrukčne prispôsobené a zostavené do určitých pracovných skupín, ktoré ako samostatné skupiny majú možnosť vytvorenia príslušnej reznej škáry do šírky a do hĺbky (Mikleš, 2011).

Jednotlivé články reťaze boli vymodelované podľa rozmerov reťaze STIHL pre reťa-zovú pílu v programe PTC Creo Parametric 3.0.

Stručné predstavenie jednotlivých častí a parametrov pílovej reťaze:Rozstup – vzdialenosť medzi ktorýmikoľvek tromi po sebe nasledujúcimi nitmi delená

dvomi. Rozstup je zvyčajne uvádzaný v anglických palcoch. Vyrábané rozstupy reťazí:

a) 1/4“ b) 0.325“ c) 3/8“ d) 0.404“.Hrúbka vodiacich článkov reťaze – týmto pojmom sa rozumie hrúbka článku, ktorý

je vedený v drážke vodiacej lišty. Priemyselné normy hrúbok článkov sú: .043(1,1 mm), .050(1,3 mm), .058(1,5 mm), .063(1,6 mm).

Obr. 1. Rozstup reťaze a hrúbka vodiaceho článkuFig. 1. Chain spacing and thickness of the drive link

Na obr. 1 sú znázornené hlavné časti hobľovacieho zuba pílovej reťaze.

Vodiaci článok – slúži na vedenie pílovej reťaze v drážke lišty, ďalšou funkciou je čistenie drážky vodiacej lišty od pilín.

Hobľovací (rezací) zub – pracovný článok pílovej reťaze, pozostávajúcu z reznej časti a obmedzovacieho zubu – obmedzovača. V reznej časti prechádza chrbtové ostrie na boč-né ostrie. Pred chrbtovým ostrím sa nachádza obmedzovací zub a určuje hrúbku triesky. Musí byť nižší ako chrbtové ostrie (Mikleš et al, 2010).


Obr. 2. Časti pílovej reťazeFig. 2. Parts of saw chain

Spojovací článok – spojovacie články spájajú pomocou nitov ostatné časti v uzavretú reťaz.

Medzi základné geometrické parametre patria uhol chrbta α, uhol ostria β, uhol čela γ. Súčet uhla chrbta a uhla ostria sa nazýva uhol rezu δ, od neho závisí rezná sila (Marko, 2000).

Geometrické parametre Označenie Veľkosť

parametraUhol skonu (°)

Horizontálnej reznej hrany

Vertikálnej hrany

εψ

30 – 3585 – 90

Uhlo rezného klina (°)

Horizontálnej reznej hrany

Vertikálnej hrany

β1β2

5055 – 60

Uhol chrbta (°)Horizontálnej reznej hranyVertikálnej

reznej hrany

α1α2

5 – 92 – 3

Zníženie obmedzovačahobľovacieho

zuba (mm)

h1 0,5 – 2

Obr. 3. Geometrické parametre a popis hobľovacieho zubaFig. 3. Geometric parameters and a description of the planing tooth


Funkcia hobľovacieho článku pílovej reťaze je daná jeho konštrukciou a tvarom. Jed-nou so základných charakteristík hobľovacieho zuba je tvar profilu (Mikleš et al,2010; Kuvik et al, 2017):

Obr. 4. Typy hoblovacích zubov a) okrúhly, b) polo okrúhly, c) hranatý

Fig. 4. Types of the planing tootha) round, b) half round, c) square

MATERIÁL PÍLOVEJ REŤAZE

Vlastnosti materiálov, resp. materiálové zloženie pílových reťazí sa v praxi nezisťujú. Každý výrobca má svoje vlastné zloženie materiálu a spôsob jeho výroby má patentovaný, alebo ho tají. Napríklad spoločnosť Oregon vyrába pílové reťaze z ich patentovanej ocele, s označením OCS-01. V súčasnej dobe, keď si zákazník určuje požiadavky na chemické zloženie materiálu na základe požadovaných vlastností výrobkov, je možné označiť nor-my za orientačné a nezáväzné ako pri výrobe, tak aj pre zákazníkov. Z toho dôvodu nie je možné presne určiť akosť materiálov pílových reťazí. Ale je možné konštatovať, že sa jedná o modifikácie ocelí tried 12 061, alebo 14 180 (Kalincová, 2010)

SILY PÔSOBIACE NA PÍLOVÚ REŤAZ PRI REZANÍ

Na proces rezania dreva hobľovacími reťazami majú vplyv mnohé faktory z ktorých najdôležitejšie sú: hrúbka triesky, druh rezaného dreva, vlhkosť rezaného dreva, rezná rýchlosť, napnutie reťaze, geometria zubov, stupeň otupenia hrotu zubov a pod; uvedené faktory vplývajú na veľkosť a smery síl, ktoré pôsobia na jednotlivé časti reťaze (Maciak, 2015).

Na obr. je znázornená rezná jednotka s hobľovacím zubom pri priečnom rezaní. Prácu spojenú s tvorbou hoblín a ich transportom vykonáva dvojica zubov – pravý a ľavý. Boční hrot znázorneného zuba prerezáva vlákna na pravej strane reznej škáry v úseku 2-3, chrb-tový hrot potom prerezáva vlákna v úseku 1-2. Nasledujúci zub, ktorého profil je znázor-


nený čiarkovane, prerezáva vlákna zodpovedajúcim spôsobom v úsekoch 2‘- 3‘ a 1‘- 2‘. Pre dosiahnutie úplného oddelenia prerezaných vlákien, sa chrbtové hroty rezných zubov vzájomne trochu prekrývajú v úseku 1 - 1‘.

Obr. 5. Silové pomery na hobľovacom zubeFig. 5. Force Ratios on the planing tooth

Čím je rezný odpor F‘1 a F‘2 a zaťahovacie sily F1 a F2 väčšie, tým hlbšie je obme-dzovacia pätka vtláčaná do dna reznej škáry. Súčasne sa zmenšuje hrúbka triesky, pretože sa menia rozdiely výšok obmedzovacej pätky a rezného hrotu.

Zmenšovaním hrúbky triesky sa zmenšujú sily F‘1 a F‘2 a aj sily Q1 a Q2. Sila na-pnutia reťaze FA spôsobuje návrat rezného zuba do pôvodnej polohy. V dôsledku toho koná rezný zub pri rezaní dreva zložitý kmitavý pohyb v rovine rezu a hrot zubu pri prerezávaní drevných vlákien vytvára vlnitý povrch (Douda, 1974; Mikleš, et al, 2010).

Z podmienok rovnováhy vyplýva vzťah:

(1)

kde: sily zaťažujúce A a B (N),Fp tlačná sila obmedzovacie pätky na dno reznej škáry jednotky (N),F rezný odpor bočného a chrbtovej hrotu (N),Fo tlačná sila bočných článkov na vodiacu lištu (N), - reakcie spôsobené tlakom vodiacich pätiek reťaze na vodiacu lištu (N),f2 súčiniteľ trenia oceľ o oceľ pri čiastočnom mazaní,f3 súčiniteľ trenia ocele o nerovný povrch dreva.

Diferencie medzi silami FA a FB, ktoré rozťahujú články reznej jednotky hobľovacej reťaze, sa rovnajú reznému odporu a súčtu strát spojených s prekonaním trenia reťaze v lište a reznej škáre. Platí tu vzťah:

𝐹𝐹𝐴𝐴 = 𝐹𝐹𝐵𝐵 + 𝐹𝐹1′ + 𝐹𝐹2′ + 𝐹𝐹𝑝𝑝𝑓𝑓3 + 𝐹𝐹0𝑓𝑓2 + 4𝑄𝑄 34 𝑓𝑓2 + 𝑄𝑄4𝑓𝑓2 (1)

= 𝐹𝐹𝐵𝐵 + 𝐹𝐹′ + 𝐹𝐹𝑝𝑝𝑓𝑓3 + 𝑓𝑓2(𝐹𝐹0 + 𝑄𝑄3 + 𝑄𝑄4) (N)

kde: 𝐹𝐹𝐴𝐴 a 𝐹𝐹𝐵𝐵 sily zaťažujúce A a B (N), Fp tlačná sila obmedzovacie pätky na dno reznej škáry jednotky (N), F rezný odpor bočného a chrbtovej hrotu (N), Fo tlačná sila bočných článkov na vodiacu lištu (N), 𝐹𝐹𝐵𝐵 + 𝐹𝐹′1 + 𝐹𝐹′2 - reakcie spôsobené tlakom vodiacich pätiek reťaze na vodiacu lištu (N), f2 súčiniteľ trenia oceľ o oceľ pri čiastočnom mazaní, f3 súčiniteľ trenia ocele o nerovný povrch dreva.

Diferencie medzi silami FA a FB, ktoré rozťahujú články reznej jednotky hobľovacej

reťaze, sa rovnajú reznému odporu a súčtu strát spojených s prekonaním trenia reťaze v lište a reznej škáre. Platí tu vzťah:

𝐹𝐹𝑝𝑝 = 𝐹𝐹𝐴𝐴 − 𝐹𝐹𝐵𝐵 = 𝐹𝐹′ + 𝑓𝑓2(𝐹𝐹0 + 𝑄𝑄3 + 𝑄𝑄4) + 𝐹𝐹𝑝𝑝𝑓𝑓3 (N) (2)

Trenie medzi obmedzovacou pätkou a dnom reznej škáry závisí predovšetkým na

reznom odpore, napnutí reťaze a hodnote výškového rozdielu medzi obmedzovačom a chrbtovým hrotom.

VÝSLEDKY Jednotlivé časti reťaze boli vymodelované podľa rozmerov reťaze STIHL pre reťazovú

pílu v programe PTC Creo Parametric 3.0. Keďže sa jedná o model reťaze pre motorovú pílu, tak bolo potrebné upraviť rezné podmienky tak, aby zodpovedali podmienkam pri pílení na reťazovej píle. Na jednotlivých modeloch boli odobraté stupne voľnosti tak, aby to čo najviac odpovedalo reálnemu uloženiu. Analýza bude vytvorená pre prvý a posledný zub v zábere (Toogood, 2015; Shih, 2014). Rezné podmienky Merná rezná práca k = 33,3·106 (MJ·m-3) pri pílení borovice, Dĺžka reznej škáry H = 400 (mm), Šírka reznej škáry b = 0,008 (m), Posuvná rýchlosť vf = 0,02 (m·s-1), Rezná rýchlosť vc = 6,8 (m·s-1), Rozstup zubov lz = 37,1 (mm), Počet zubov v zábere z = H/lz = 400/37,1 = 10,8 ≈ 10.

Tabuľka 1. Hodnoty pri rezacom procese Table 1. Values for the cutting process

Celková hodnota Hodnota na jeden zub Fvz Rezná sila

Fr (N) 313,3 31,3

Sila na posuv lišty do dreva Fu (N) 219,3 21,9

Napínacia sila Fp (N) 94 -













Fr (N) 313,3 31,3















Fr (N) 313,3 31,3




(2)

Trenie medzi obmedzovacou pätkou a dnom reznej škáry závisí predovšetkým na rez-nom odpore, napnutí reťaze a hodnote výškového rozdielu medzi obmedzovačom a chrb-tovým hrotom.

VÝSLEDKY

Jednotlivé časti reťaze boli vymodelované podľa rozmerov reťaze STIHL pre reťazo-vú pílu v programe PTC Creo Parametric 3.0. Keďže sa jedná o model reťaze pre motoro-vú pílu, tak bolo potrebné upraviť rezné podmienky tak, aby zodpovedali podmienkam pri pílení na reťazovej píle. Na jednotlivých modeloch boli odobraté stupne voľnosti tak, aby to čo najviac odpovedalo reálnemu uloženiu. Analýza bude vytvorená pre prvý a posledný zub v zábere (Toogood, 2015; Shih, 2014).Rezné podmienky Merná rezná práca k = 33,3·106 (MJ·m-3) pri pílení borovice,Dĺžka reznej škáry H = 400 (mm),Šírka reznej škáry b = 0,008 (m), Posuvná rýchlosť vf = 0,02 (m·s-1), Rezná rýchlosť vc = 6,8 (m·s-1), Rozstup zubov lz = 37,1 (mm),Počet zubov v zábere z = H/lz = 400/37,1 = 10,8 ≈ 10.

Tabuľka 1. Hodnoty pri rezacom proceseTable 1. Values for the cutting process

Celková hodnota Hodnota na jeden zub Fvz

Rezná sila Fr (N)

313,3 31,3

Sila na posuv lišty do drevaFu (N)

219,3 21,9

Napínacia sila Fp (N)

94 –

Vytvorila sa sieť konečných prvkov. Na reznej hrane bolo potrebné sieť konečných prvkov nastaviť na maximálnu veľkosť 1 mm, pre vznikajúce chyby počas výpočtu. Vý-sledný počet prvkov v reznom článku je 1240 (obr. 6).

Väzby boli zadané na hobľovací zub pílovej reťaze tak, aby sa čo najviac približova-li ku skutočnému pracovnému stavu reťaze. Väzby v otvoroch zodpovedajú pôsobeniu a vplývaniu čapov na hobľovací zub. Jedna väzba zabraňuje deformácie otvoru a druha väzba reprezentuje prenos pohybu zo spojovacích čapov na hobľovací zub a ďalšie časti pílovej reťaze. Vplyv vodiaceho článku na hobľovací zub pílovej reťaze je zhrnutý väz-bou umiestnenou na ploche dotyku vodiaceho článku s hobľovacím zubom (čelna plocha na Obr. 6.).













Fr (N) 313,3 31,3




Obr. 6. Sieť konečných prvkov hobľovacieho zubaFig. 6. P-mesh of the planing tooth

Rezná hrana je zaťažená celkovou silou Fr (tab. 1). Na predný otvor pre nit, teda nit v smere reznej rýchlosti, bola zadaná napínacia sila Fp spolu s celkovou reznou silou Fr a sila na posuv lišty do dreva Fu (tab. 1). Trecie sily medzi vodiacou lištou a hobľovacím zubom boli umiestnene na spodných plochách hobľovacieho zuba (pod otvormi pre spo-jovacie nity) v smere pôsobenia proti pohybu pílovej reťaze.

Do zadného otvoru pre nit bola zadaná napínacia sila Fp spolu s reznou silou na zub Frz, prenásobenou počtom rezných článkov v zábere nachádzajúcimi sa za riešeným rez-ným článkom a sila na posuv lišty do dreva.

Obr. 7. Zobrazenie napätí hobľovacieho zubaFig. 7. Displaying the tension in the planing tooth

DISKUSIA A ZÁVER

Analýza bola realizovaná v programe PTC Creo 3.0, v jeho module Simulate. Jednot-livé články boli zaťažené vypočítanými silami z určených rezných podmienok. Presnosť výsledkov bola ovplyvnená hustotou siete konečných prvkov. Pri reznom článku bola ana-lýza realizovateľná len metódou Single-pass Adaptive, čo je menej presná metóda analý-


zy, ako v prípade Multi-pass Adaptive. Analýzou sa zistil priebeh napätí v hobľovacom zube pílovej reťaze pri zaťažení celkovou reznou silou. Najväčšie napätia boli zistené v otvoroch pre čapy a na reznej hrane hobľovacieho zuba. Najväčšie nasimulované napätie malo hodnotu 220,6 MPa a to na hrote reznej hrany. Hodnota najväčšieho získaného napä-tia z analýzy neprekročila maximálnu dovolenú hodnotu pre zadaný materiál a to hlavne vďaka tvarovej konštrukcie zuba v oblasti rezných hrán. Hlavným cieľom bolo poukázať na metodický postu pri riešení silového zaťaženia hobľovacieho zuba, určite v ďalšej fáze je potrebné riešiť dynamické zaťaženie, čo by nadväzovala na už získane informácie.

LITERATÚRA

DOUDA, V. a kol.: Mechanizční prostredky lesnické. Praha: Státni zemedelské nakladatelství, Pra-ha. 1974

CRISTOVAO, L., BOMAN, O., GRONLUND, A., EKEVAD, M., SITOU, R. (2012) „ Main cutting force models for two species of tropical wood,“ Wood Material Science and Engineering 7(3), 143-149. DOI: 10.1080/17480272.2012.662996

MACIAK, A., 2015. Impact oft he feed force on discontinuity of wood cutting with petrol chainsaw, Annals of Warsaw University of Life Sciences – SGGW Agriculture. No. 66 (Agricultural and Forest Engineering) Warsaw, ISSN 1898-6730

MARKO, J., HOLÍK, J.: Teória delenia dreva. ES TU, Zvolen, 2000. MIKLEŠ, M. a kol.: Lesnícke stroje a zariadenia, Zvolen: Technická univerzita vo Zvolene, 2011,

294 s. ISBN 978-80-228-2302-9.MIKLEŠ, M., KOVÁČ, J., KRILEK, J.: Výskum rezných podmienok priečneho pílenia dreva, Zvo-

len: Technická univerzita vo Zvolene, 2010, 60 s. ISBN 978-80-228-2147-6. MIKLEŠ, M., KOVÁČ, J., KRILEK, J.: Výskum rezných podmienok priečneho pílenia dreva, Zvo-

len: Technická univerzita vo Zvolene, 2010. 61s. ISBN 978-80-228-2147-6.KALINCOVÁ, D., Technické materiály, Skriptá , TU vo Zvolene 2010, 189 s. ISBN 978-80-228-

2086-8.KUVIK, T., KRILEK, J., KOVÁČ, J., ŠTEFÁNEK, M., DVOŘÁK J., 2017. Impact of the selected

factors on the Cutting force when using a chainsaw, Woodresearch 62(5) 807-814OTTO, A., PARMIGIANI, J., 2015. Velocity, Depth-of-Cut, and Physical Property Effects on Saw

Chain Cutting, BioResources 10(4), 7273-7291SHIH R., 2014. Introduction to Finite Element Analysis Using Creo Simulate 3.0, SDC Publica-

tions, 2014. ISBN 978-15-850-3915-9TOOGOOD ROGER, 2015. Creo Parametic 3.0 Tutorial. SDC Publications, 2015. ISBN 978-15-

850-3948-7WYETH. D. J., GOLI, G., Atkins, A. 2009. Fracture toughness, chip types, and the mechanics of

cutting wood, Holzforschung 63(2), 168-180. DOI: 10.1515/HF.2009.017

Príspevok bol vypracovaný v rámci projektu VEGA MŠ SR n. 1/0826/15: „Výskum rezných mechanizmov v procese spracovania drevnej hmoty“.

Kontaktná osoba:Ing. Andrej Mazáň, tel.: +421 45 5206 571, e-mail: [email protected]


GRANULOMETRICKÁ ANALÝZA ČASTÍC BRÚSNEHO DUBOVÉHO PRACHU

GRANULAR ANALYSIS OF SAND OAK WOOD PARTICLES

Alena Očkajová, Martin Kučerka1

1Katedra techniky a technológií, Fakulta prírodných vied, Univerzita Mateja Bela, Tajovského 40, 97401 Banská Bystrica, Slovensko, [email protected]

ABSTRACT: The aim of this article is the comparison of granular analysis of sand oak dust from various types of belt sanders with focusing on particles size < 100 μm, that are the source of health risk (dust) and safety risks (fire, explosion). The share of particles with particle size < 100 μm is for narrow belt sander and hand belt sander from 91,99 % to 94,72 % what is very high share and in the operation of these devices, where the entire branch of the sand belt is not covered and there is the direct contact of the operator with the device, the dust may be a problem. For wide belt sander is the share of particles with particle size < 100 μm for grit size 60 – 47,27 % and for grit size 120 – 75,38 %. In the operation of this device the particles are better exhausted because the whole branch of the sand belt is covered and there is no direct operator contact with the machine.

Key words: sanding, oak, granularity, dust particles

ABSTRAKT: Cieľom príspevku je porovnať granulometrickú analýzu brúsneho prachu duba z rôz-nych typov pásových brúsok, so zameraním sa na častice s rozmerom < 100 μm, ktoré sú zdrojom zdravotného rizika (prachu) a bezpečnostných rizík (požiaru a výbuchu). Podiel častíc s rozmerom < 100 μm je pre úzko-pásovú a ručnú pásovú brúsku v intervale od 91,99 % do 94,72 %, čo je veľmi vysoký podiel a práve pri obsluhe týchto zariadení, kde nie je zakrytovaná celá časť pracovnej vetvy a je priamy kontakt obsluhy so zariadením môže byť vznikajúci prach problémom. Pre širokopásovú brúsku je podiel častíc s rozmerom < 100 μm pre zrnitosť 60 – 47,27 % a pre zrnitosť brúsiaceho prostriedku 120 – 75,38 %. Pri obsluhe tohto zariadenia sú častice lepšie odsávané, pretože je zakry-tovaná celá časť pracovnej vetvy a nie je priamy kontakt obsluhy so strojom.

Kľúčové slová: brúsenie, dub, granulometria, prachové častice

ÚVOD

Drevársky priemysel, najmä malé a stredné podniky a prevádzky, možno zaradiť me-dzi podniky s ešte stále vysokým podielom ľudskej práce, s vysokým podielom ručnej manipulácie, z čoho vyplýva bezprostredný kontakt obsluhy s nástrojom, strojom, rotujú-cimi časťami a pri malej nepozornosti a indispozícii to môže viesť k úrazom, dokonca aj



smrteľným a preto aj v súčasnej dobe toto odvetvie patrí medzi jedno z najrizikovejších. V prevádzkach drevospracujúceho priemyslu sa vyskytujú ako bezpečnostné tak aj zdra-votné riziká.

Za hlavné bezpečnostné riziká možno považovať prácu na drevoobrábacích strojoch, dopravné prostriedky, pošmyknutia, pády, požiar, výbuch (Očkajová, 2004; Health and Safety Executive – Safety topics). K zdravotným rizikám v drevárskom priemysle možno zaradiť ručnú manipuláciu s materiálom, drevný prach, hluk a nebezpečné látky (Health and Safety Executive – Woodworking health topics).

Vysoká koncentrácia prachu v ovzduší spôsobuje usadzovanie prachových častíc v očiach, nose a ústach, na pokožke. Dlhodobá expozícia vysokým koncentráciám akých-koľvek prachov preťažuje samočistiace mechanizmy pľúc, znižuje celkovú obranyschop-nosť človeka a môže prispievať k chronickému zápalu priedušiek, ktorý nie je pokladaný za chorobu z povolania (Schwarz et al. 2009). Pravdepodobnosť vdýchnutia častíc závisí od ich aerodynamického priemeru, pohybu vzduchu okolo tela a od rýchlosti dýchania (WHO/SDE/OEH/99.14).

Najväčšie nebezpečenstvo pre dýchacie orgány predstavuje respirabilná (alveolárna) zložka s veľkosťou častíc pod 10 μm ale na základe mnohých výskumov, pri niektorých typoch prachov je potrebné brať do úvahy aj ostatné frakcie (najmä polietavý prach, ktorý sedimentuje v pracovnom prostredí veľmi ťažko, veľkosť častíc ˂ 100 µm), pretože sú škodlivé pre organizmus, a práve pri drevnom prachu niektorých tvrdých drevín (buk, dub) nie alveolárna, ale jeho vdychovaná zložka spôsobuje najčastejšie rakovinu prínos-ných dutín (WHO/SDE/OEH/99.14). Drevný prach buka a duba je považovaný za toxický a je zaradený medzi dokázané karcinogény 1. kategórie. Prach s karcinogénnym a muta-génnym účinkom sa hodnotí podľa NV SR č. 83/2015 Z.z., ktorým sa mení a dopĺňa NV SR č. 356/2006 Z.z. o ochrane zdravia zamestnancov pred rizikami súvisiacimi s expozí-ciou karcinogénnym a mutagénnym faktorom pri práci v znení NV SR č. 301/2007 Z.z. a koncentrácia toxickej zložky aerosólu nesmie prekročiť technické smerné hodnoty pre daný faktor (5 mg/m3) (NV SR č. 301/2007 Z.z.; NV SR č. 471//2011 Z.z). Prach z os-tatných drevín sa radí medzi prachy s dráždivým účinkom, (Schwarz et al. 2009) a delí sa na biologicky vysoko účinné drevá, biologicky účinné drevá a biologicky málo účinné drevá.

Veľkosť častíc je dôležité poznať aj z pohľadu bezpečnostných rizík – požiaru, resp. výbuchu (Dudarski et al. 2015). So zmenšovaním rozmerov častíc rastie ich merný po-vrch, veľký počet prachových častíc sa následne podstatne rýchlejšie tepelne rozkladá alebo odparí a zhorí plameňom ako jeden väčší kus rovnakej celkovej hmotnosti (Ture-ková, 2012). Martinka & Rantuch (2013) dokázali, že veľkosť častíc má významný vplyv na teplotu vznietenia rozvíreného prachu, keď sledovali rozvírený dubový prach tvorený časticami s rozmermi od 71 do 150 μm. Tureková (2008) skúmala vzorky rozvírených prachov pod 71 μm, obdobne aj Kasalová & Balog (2010).

Sedimentovaný prach predstavuje latentné nebezpečie explózie už pri vrstve prachu 1mm. Takáto vrstva býva už dostatočná na to, aby pri náhlom rozvírení a prítomnosti iniciačného zdroja, došlo k explózii (Orlíková & Štroch, 1999; Tureková et al. 2009; Mar-ková et al. 2007). Ak dezintegrácia dreva pokračuje na úroveň malých čiastočiek veľkosti


0,1 mm alebo menších a čiastočky sa vznášajú v dostatočnom objeme vzduchu tak, že každá častica má dosť priestoru na neobmedzené horenie, rýchlosť horenia bude veľmi vysoká a energia potrebná na iniciáciu bude nízka. To nastáva v prípade horenia oblaku prachu pri explózii prachu (Cheremisinoff, 2000).

Každá prevádzka drevárskej druhovýroby je vybavená rôznymi typmi brúsok, úzko--pásových, širokopásových, kotúčových, valcových, ručných (pásové, diskové, vibračné) alebo špeciálnych. Aj keď súčasná ponuka rôznych typov brúsok je vybavená odsávacím zariadením, predsa pri väčšine pásových brúsok pri ručnej obsluhe, nie je zakrytovaná celá časť pracovnej vetvy brúsiaceho pásu a tým sa najmä jemný – polietavý prach (pra-chové častice ˂ 100 µm) dostáva do pracovného prostredia a môže spôsobiť hore uvede-né problémy. Preto je veľmi dôležité dbať na správnu funkciu stroja, nástroja – výmenu brúsiacich pásov, funkčnosť odsávacieho systému, správnu obsluhu stroja (s používaním OOPP) a pravidelnosť čistenia pracovných priestorov.

Cieľom predloženého príspevku je stanovenie granulometrického zloženia dubového brúsneho prachu v závislosti od typu strojného zariadenia. Granulometrické zloženie je základnou charakteristikou všetkých prachov, či už z pohľadu kvality jeho odsávania, z hľadiska jeho depozície v organizme (zdravotné riziko) alebo z pohľadu požiaru, resp. výbuchu (bezpečnostné riziká). Drevný prach získaný z rôznych typov pásových brúsok, z laboratórneho prostredia ale aj priamo z praxe, bude podrobený granulometrickej analý-ze, so zameraním sa najmä na množstvo prachových častíc ˂ 100 µm, ktoré nesedimentujú alebo sedimentujú veľmi ťažko v pracovnom prostredí a sú zdrojom zdravotných a bez-pečnostných rizík.

MATERIÁL A METÓDY

Brúsený materiálPre brúsenie bola vybratá drevina dub. Dub bol vybraný ako kruhovito-pórovitá, jad-

rová, listnatá tvrdá drevina, s dobrými pevnostnými vlastnosťami, s priemernou hustotou 672,86 kg.m-3.

Pre všetky laboratórne experimenty (TU Zvolen a FPV UMB v Banskej Bystrici) sa narezali radiálne vzorky o rozmeroch 20 x 100 x 700 mm, ktoré sa potom prispôsobovali stroju, na ktorom sa brúsili. Pre experimenty v praxi sa využili konkrétne dielce, ktoré sa brúsili v prevádzke (Ekoltech Fiľakovo a Europlac Topoľčany).

Strojné zariadeniaRučná pásová brúska Bosch GBS 100 AE, rezná rýchlosť 7,8 m.s-1, brúsiaci pás LS

309 XH, rozmer 100 x 610 mm, zrnitosť brúsiaceho pásu 80, nastavený konštantný prítlak.Úzkopásová brúska JET JSG-96, rezná rýchlosť 10 m.s-1, brúsiaci pás HIOLIT XO P

80 zrnitosť brúsiaceho pásu 80, individuálny prítlak vzorky dreva o brúsiaci pás. Širokopásová brúska COSTA, otáčky motora 1480 min-1, posuv materiálu 10 m.min-1,

brúsiaci pás 83146 NAXOMAX/F, zrnitosť brúsiaceho pásu 60 a 120, nastavený konštant-ný prítlak (Obrázok 1).


Obrázok 1 Pásové brúskya) ručná pásová brúska Bosch GBS 100 AE, b) úzkopásová brúska JET JSG-96,

c) širokopásová brúska COSTAFigure 1 Belt sanders

a) Hand belt sander Bosch GBS 100 AE, b) Narrow belt sander JET JSG-96, c) Wide belt sander COSTA

Odber vzoriekVzorky pre granulometrickú analýzu drevného prachu boli odoberané izokineticky

z odsávacieho potrubia jednotlivých brúsok v súlade s STN 9096 (83 4610): „Manuálne stanovenie hmotnostnej koncentrácie tuhých znečisťujúcich látok“, počas brúsenia masív-neho dubového dreva.

Granulometrická analýzaGranulometrické zloženie drevného brúsneho prachu sa zisťovalo sitovaním. Na ten-

to účel sa použila špeciálna súprava nad sebou zoradených sít (2 mm; 1mm; 0,5 mm; 0,25 mm; 0,125 mm; 0,080 mm; 0,063 mm; 0,032 mm a dno), umiestnených na vibračnom stojane sitovacieho stroja (Retsch AS 200c), s nastaviteľnou frekvenciou prerušenia sito-vania (20 sekúnd) a amplitúdou vychýlenia sít (2mm/g), v súlade s STN 1531 05/ STN ISO 3310-1.

Granulometrické zloženie sa získalo zvážením podielov zostávajúcich na sitách po si-tovaní na elektronickej laboratórnej váhe Radwag WPS 510/C/2, s kapacitou 510 g a pres-nosťou váženia 0,001g.

Pre každý variant sa robili tri sitovania a výsledky sú dané ako ich priemerná hodnota.

VÝSLEDKY

Výsledky granulometrickej analýzy sú dané v tabuľke 1, na základe ktorej sú zostroje-né krivky zvyškov podľa metodiky (Kučerka & Šustek, 2006). Na obrázku 2 bola hodnota najmenšej častice prevzatá z procesu brúsenia duba z predošlých experimentálnych mera-ní – 1,56 µm pre pozdĺžny smer brúsenia a 1,19 pre priečny smer brúsenia (Beljaková & Očkajová, 2008).

MATERIÁL A METÓDY Brúsený materiál

Pre brúsenie bola vybratá drevina dub. Dub bol vybraný ako kruhovito-pórovitá, jadrová, listnatá tvrdá drevina, s dobrými pevnostnými vlastnosťami, s priemernou hustotou 672,86 kg.m-3.

Pre všetky laboratórne experimenty (TU Zvolen a FPV UMB v Banskej Bystrici) sa narezali radiálne vzorky o rozmeroch 20 x 100 x 700 mm, ktoré sa potom prispôsobovali stroju, na ktorom sa brúsili. Pre experimenty v praxi sa využili konkrétne dielce, ktoré sa brúsili v prevádzke (Ekoltech Fiľakovo a Europlac Topoľčany). Strojné zariadenia

Ručná pásová brúska Bosch GBS 100 AE, rezná rýchlosť 7,8 m.s-1, brúsiaci pás LS 309 XH, rozmer 100 x 610 mm, zrnitosť brúsiaceho pásu 80, nastavený konštantný prítlak.

Úzkopásová brúska JET JSG-96, rezná rýchlosť 10 m.s-1, brúsiaci pás HIOLIT XO P 80 zrnitosť brúsiaceho pásu 80, individuálny prítlak vzorky dreva o brúsiaci pás.

Širokopásová brúska COSTA, otáčky motora 1480 min-1, posuv materiálu 10 m.min-1, brúsiaci pás 83146 NAXOMAX/F, zrnitosť brúsiaceho pásu 60 a 120, nastavený konštantný prítlak (Obrázok 1).

a) b) c) Obrázok 1 Pásové brúsky

a) ručná pásová brúska Bosch GBS 100 AE, b) úzkopásová brúska JET JSG-96, c) širokopásová brúska COSTA

Figure 1 Belt sanders a) Hand belt sander Bosch GBS 100 AE, b) Narrow belt sander JET JSG-96,

c) Wide belt sander COSTA

Odber vzoriek Vzorky pre granulometrickú analýzu drevného prachu boli odoberané izokineticky

z odsávacieho potrubia jednotlivých brúsok v súlade s STN 9096 (83 4610): „Manuálne stanovenie hmotnostnej koncentrácie tuhých znečisťujúcich látok“, počas brúsenia masívneho dubového dreva. Granulometrická analýza

Granulometrické zloženie drevného brúsneho prachu sa zisťovalo sitovaním. Na tento účel sa použila špeciálna súprava nad sebou zoradených sít (2 mm; 1mm; 0,5 mm; 0,25 mm; 0,125 mm; 0,080 mm; 0,063 mm; 0,032 mm a dno), umiestnených na vibračnom stojane sitovacie stroja (Retsch AS 200c), s nastaviteľnou frekvenciou prerušenia sitovania (20 sekúnd) a amplitúdou vychýlenia sít (2mm/g), v súlade s STN 1531 05/ STN ISO 3310-1.


Tabuľka 1 Granulometrická analýza dubového brúsneho prachu z rôznych typov pásových brúsokTable 1 Granular analysis of sand oak dust from various belt sanding machines

Rozmery oka sita [mm]

Dimension of sieve mesh

ÚPB/NBS RPB/HBS 1 RPB/HBS 2 ŠPB/WBS ŠPB/WBS

80 80 80 60 1202 0,0 0,37 0,35 0,4 0,291 0,0 0,96 0,78 0,91 0,35

0,5 0,20 1,39 1,56 12,16 0,670,25 0,60 1,49 2,12 20,35 4,540,125 4,48 3,39 3,20 18,92 18,770,08 13,41 5,75 4,73 12,48 15,320,063 13,55 8,62 8,51 7,65 11,00,032 42,88 36,81 37,00 15,81 37,21

bottom 24,88 41,21 41,75 11,33 11,85particle < 100 μm 94,72 92,39 91,99 47,27 75,38

Na základe uskutočnených experimentov možno konštatovať, že podiely častíc s roz-mermi < 100 μm, ktoré sme v úvode článku charakterizovali ako nebezpečné či už z po-hľadu zdravotného rizika alebo bezpečnostných rizík sú veľmi vysoké a možno tvrdiť, že prevažná časť vznikajúceho prachu pri brúsení je práve prach polietavý, ktorý ak nie je dobre odsatý z pracoviska jednotlivých brúsok ostáva v pracovnom ovzduší. Výsledky pri úzko-pásovej brúske a ručnej pásovej brúske sú veľmi podobné, s množstvom častíc s roz-merom < 100 μm v intervale od 91,99 % do 94,72 %, ktoré boli získané pri rovnakej zr-nitosti brúsiaceho prostriedku 80. Nebol zaznamenaný výrazný rozdiel v percentuálnych podieloch jednotlivých frakcií v závislosti od smeru brúsenia – ručná pásová brúska. Vý-sledky granulometrického zloženia prachových častíc získaných zo širokopásovej brúsky sa odlišujú a podiely častíc s rozmerom < 100 μm sú pre zrnitosť 60 – 47,27 % a pre zrnitosť brúsiaceho prostriedku 120 – 75,38 %. Pri zrnitosti brúsiaceho prostriedku 60 je rovnomerné rozvrstvenie prachových častíc už od sita s priemerom oka 0,5 mm (kde táto frakcia u ostatných variantov je zastúpená len od 0,2 do 1,56 %) a najvyšší podiel má frak-cia na site 0,25 mm – 20,35 %, u ostatných brúsok sú tieto podiely od 0,6 do 4,54 %. Pri zr-nitosti 120 je najvyšší podiel častíc na site 0,032 mm 37,21 %, čo sú hodnoty podobné ako pri ostatných brúskach. Na základe zostrojených kriviek zvyškov, pri poznaní rozmerov najmenších častíc, možno odhadnúť aj percentuálne podiely respirabilnej frakcie (častíc s rozmerom < 10 μm) v skúmaných vzorkách, ktoré sú približne od 5 % (širokopásová brúska) do 25 % (ručná pásová brúska).


Obrázok 2 Distribučné krivky brúsneho prachu duba z rôznych typov pásových brúsokÚPB – úzko-pásová brúska, RPB – ručná pásová brúska (1– brúsenie pozdĺž vlákien, 2 – brúsenie

kolmo na vlákna), ŠPB – širokopásová brúska 60/120Figure 2 Distribution curves of sand oak dust from various types of belt sanders

NBS – Narrow belt sander, HBS – Hand belt sander (1 – sanding along the wood grains, 2 – san-ding perpendicular to wood grains), WBS – Wide belt sander 60/120

DISKUSIA

Dosiahnuté výsledky sú porovnateľné s výsledkami predchádzajúcich výskumov auto-rov článku, ako aj s výsledkami iných autorov, zaoberajúcimi sa danou problematikou aj keď je potrebné zdôrazniť, že databáza informácií pre porovnanie výsledkov, nie je až tak rozsiahla pre dub, pretože dub patrí medzi ťažko brúsiteľné dreviny. Hodnoty dosiahnuté pri úzko-pásovej brúske a ručnej pásovej brúske pre častice dubového prachu s rozmerom < 100 μm sú v intervale od 91,99 % do 94,72 %, čo korešponduje s výsledkami autorov Dzurenda & Očkajová (2003), kde prachové častice duba sú zaradené medzi jemnú a veľ-mi jemnú frakciu, s rozmermi zŕn od 4,1 μm do 355 μm, s percentuálnym podielom až 97,5 %. Marková et al. (2016) získali obdobné výsledky pre drevný prach duba z procesu brúsenia na ručnej vibračnej brúske, pri zrnitosti brúsiaceho prostriedku 80, s podielom častíc s rozmerom < 100 μm 86,4 %. Tieto percentuálne podiely častíc dubového prachu s rozmerom < 100 μm možno zaradiť medzi najvyššie v porovnaní s ostatnými drevinami, 87,23 % pre buk, 87,13 % pre smrek, 88,4 % pre jedľu, 93,1 % pre jelšu, (Marková et al. 2016), 91,95 % pre buk, 85,07 % pre borovicu (Očkajová & Banski, 2013).

Výsledky získané priamo z prevádzky, zo širokopásovej brúsky sú odlišné, čo je v pr-vom rade spôsobené inou zrnitosťou brúsiaceho prostriedku 60 a 120. Pri použití brú-siaceho prostriedku so zrnitosťou 120 je na povrchu brúsiaceho prostriedku väčší podiel menších brúsnych zŕn ako pri zrnitosti 60, ktoré vyprodukujú aj vyšší podiel jemných drevných častíc. So zväčšovaním sa brúsiacich zŕn sa zväčšuje aj rozmer vznikajúcej triesky, pretože väčšie zrná vnikajú hlbšie do dreva a vyrývajú väčšie častice ako malé zrná (Matsumoto & Murase, 1999). Percentuálny podiel častíc s rozmerom < 100 μm by


mal byť vyšší pri zrnitosti 120 ako pri zrnitosti 80, (kde podiely častíc ˂ 100 μm presahujú 90 %) no dosahuje len 75,38 %. Tieto výsledky sú porovnateľné s výsledkami (Rončka & Očkajová, 2007), kde podiel je od 6,43 % pre zrnitosť 40, po 86,47 % pre zrnitosť 120, ale pre bukový brúsny prach zo širokopásovej brúsky.

Existuje viacero dôvodov, prečo vznikajú takéto rozdiely v percentuálnych podieloch prachových častíc pri úzko-pásových, ručných a širokopásových brúskach. Predpokladá-me, že výsledky z praxe viac ovplyvnili opotrebované brúsiace pásy, kedy možno sledo-vať minimálny odbrus dreva, brúsenie prechádza akoby „do trenia“, pretože priestor me-dzi zrnami je zaplnený odobratou trieskou. Pri laboratórnych experimentoch sa pre každý variant menili ostré brúsiace pásy, v laboratórnych podmienkach boli starostlivo priprave-né radiálne vzorky, bez výraznejších chýb, čo sme v praxi nemohli zabezpečiť. Rozdiely mohol spôsobiť aj konkrétny prítlak brúsiaceho prostriedku na vzorky dreva, pretože pre optimálnu výkonnosť brúsiaceho prostriedku je potrebné brať do úvahy rozdielne para-metre brúsenia v závislosti od druhu dreva (Porankiewic et al. 2010). Pre brúsenie buka je optimálny prítlak brúsiaceho prostriedku na povrch brúseného dielca 1,47 N.cm-2 a pre dub len 1,04 N.cm-2 (Očkajová et al. 2016). Z realizovaných experimentov vyplýva, že životnosť brúsiaceho prostriedku pri brúsení duba je veľmi nízka z hľadiska času brúsenia ale aj z hľadiska veľkosti odbrusu, čoho riešením môže byť napr. návrh systému kontroly brúsiacich pásov počas ich práce, vrátane ich čistenia (Saloni et al. 2011).

ZÁVER

Cieľom príspevku bolo stanoviť granulometriu drevného brúsneho dubového prachu, vznikajúceho z rôznych typov pásových brúsok. Na základe výsledkov možno konštato-vať:– pri úzko-pásovej brúske a ručnej pásovej brúske (laboratórne merania) je granulomet-

rické zloženie častíc podobné, s percentuálnym podielom častíc s rozmerom < 100 μm od 91,99 % do 94,72 %,

– pri širokopásovej brúske (prevádzka) je podiel častíc s rozmerom < 100 μm pre zrni-tosť 60 – 47,27 % a pre zrnitosť brúsiaceho prostriedku 120 – 75,38 %,

– odhad respirabilnej frakcie, častíc s rozmerom < 10 μm je od cca 5 % pre širokopásovú brúsku a do 25 % pre úzko–pásovú, resp. ručnú pásovú brúsku,

– problémom pre pracovné prostredie je obsluha úzko-pásových brúsok a ručných pá-sových brúsok, kde vzniká nad 90 % častíc s rozmerom < 100 μm, pri týchto brúskach nie je úplne krytá pracovná vetva brúsiaceho prostriedku a je priamy kontakt obsluhy so strojným zariadením, a aj v prípade použitého odsávacieho zariadenia, ostáva určité množstvo prachových častíc vo vzduchu ako rozvírených, prípadne pri nedostatočnom čistení priestorov aj ako usadených, čoho výsledkom je ako zdravotné riziko (prach) tak aj bezpečnostné riziká (požiar, výbuch) a týka sa to predovšetkým malých a stred-ných prevádzok, ktoré sú vybavené najmä týmto strojným zariadením,

– pri širokopásovej brúske je celý brúsiaci prostriedok zakrytovaný, nie je bezprostredný kontakt pracovníka s brúseným dielcom a pri kvalitnom odsávaní a čistení priestorov nehrozí obdobné nebezpečenstvo ako pri úzkopásových brúskach a ručných pásových brúskach.


LITERATÚRA

BELJAKOVÁ, A., OČKAJOVÁ, A. 2008. Vplyv druhu dreviny na tvar a rozmery častíc drevného brúsneho prachu. In: Trieskové a beztrieskové obrábanie dreva 2008. Zvolen: DF TU vo Zvo-lene, 2008, s. 63-68.

DUDARSKI, G., KOWAL, M., CZESTOCHOWSKI, C., 2015. Dust explosion hazard in wood processing. Annals of Warsaw Agricultural University, Forestry and Wood Technology., 90. pp. 61-65. ISSN 1898-5912.

DZURENDA, L., OČKAJOVÁ, A., 2003. Rozmerová analýza drevného prachu smreka, borovice a duba z procesu rovinného brúsenia. In: Obrábanie a spájanie dreva. Zborník referátov. Zvo-len: ES TU, 2003. pp. 53-57. ISBN 80-228-1270-6.

Health and Safety Executive. Health topics. [online] [cit. 2017-05-25]. Dostupné na internete: http://www.hse.gov.uk/woodworking/healthrisks.htm

Health and Safety Executive. Safety topics. [online] [cit. 2017-05-25]. Dostupné na internete: http://www.hse.gov.uk/woodworking/safetytopics.htm

CHEREMISINOFF, N., P., 2000. Handbook of Hazardeous Chemical Properties. 2000, 380s. ISBN 0-7506-7209-9.

KASALOVÁ, I., BALOG, K., 2010. Minimum ignition temperatures of wood dust clouds determi-ned by planed experiment. In: Fire engineering, Zvolen, 5th–6th October 2010. Zvolen: Bratia Sabovci; 2010. pp. 119-126. ISBN 978-80-89241-38-8.

KUČERKA, M., ŠUSTEK, J., 2006. Spracovanie a vyhodnotenie údajov sitovej analýzy v progra-me Excel 2000. In: Trieskové a beztrieskové obrábanie dreva 2006. V. MVK, Tatry 2006, Vyda-vateľstvo Technickej univerzity vo Zvolene. 2006, ISBN 80-228-1674-4, 179 – 184.

MARKOVÁ, I., VLADÁROVÁ, M., FILIPI, B., 2007. Sledovanie správania sa usadeného drevné-ho prachu duba pri jeho teplotnom zaťažení. In: Požární ochrana, Ostrava, 12. – 13. září 2007. Ostrava: SPBI, 2007, s. 322 – 332. ISBN 978-80-7385-009-8.

MARKOVÁ, I., MRAČKOVÁ, E., OČKAJOVÁ, A., LADOMERSKÝ, J., 2016. Granulometry of selected wood dust species of dust from orbital sandres. Wood Research. 61 (6): 2016, pp. 983-992.

MARTINKA, J., RANTUCH, P., 2013. Posúdenie vplyvu veľkosti častíc dubového dreva na teplotu vznietenia rozvíreného prachu. Acta Facultatis Technicae, XVIII, 2013 (2), pp. 75–82.

MATSUMOTO, H. A., MURASE, Y., 1999. The effects of sanding pressure and grit size on both AE and sanding performace in disc sanding process. In: Proceedings of the 14th International Wood Machining Seminar, Paris, France, pp. 653-662.

NARIADENIE VLÁDY SR č. 301/2007 ktorým sa mení NV SR č. 356/2006 Z.z. o ochrane zdravia zamestnancov pred rizikami súvisiacimi s expozíciou karcinogénnym a mutagénnym faktorom pri práci.

NARIADENIE VLÁDY SR č. 471/2011 Z.z., ktorým sa mení a dopĺňa NV SR č. 355/2006 Z. z. o ochrane zamestnancov pred rizikami súvisiacimi s expozíciou chemickým faktorom pri práci v znení NV SR č. 300/2007 Z. z.

NARIADENIE VLÁDY SR č. 83/2015 Z.z., ktorým sa mení a dopĺňa NV SR č. 356/2006 Z.z. o ochrane zdravia zamestnancov pred rizikami súvisiacimi s expozíciou karcinogénnym a muta-génnym faktorom pri práci v znení NV SR č. 301/2007 Z.z.

OČKAJOVÁ, A., 2004. Bezpečnostné inžinierstvo v drevospracujúcom priemysle. Zvolen: ES TU, 2004, 132 s. ISBN 80-228-1360-5.


OČKAJOVÁ, A., BANSKI, A., 2013. Granulometria drevného brúsneho prachu z úzko-pásovej brúsky. In: Acta Facultatis Xylologiae, 55 (1): 85–90.

OČKAJOVÁ, A., KUČERKA, M., KRIŠŤÁK, Ľ., RUŽIAK, I., GAFF, M., 2016. Efficiency of Sanding Belts for Beech and Oak Sanding. In: BioResources, 11, 2, 2016, pp. 5242-5254. ISSN 1930-2126.

ORLÍKOVÁ, K., ŠTROCH, P., 1999. Chémia procesov horenia. Ostrava: SPBI Ostrava 1999, 95 s. ISBN 80-86111-39-3.

PORANKIEWICZ, B., BANSKI, A., WIELOCH, G., 2010. Specific resistance and specific intensi-ty of belt sanding of wood. In: BioResources 5(3), 1626-1660.

RONČKA, J., OČKAJOVÁ, A., 2007. The influence of sanding machine type and grit size on granularity of sanding wood dust. In: Proceedings of the 2nd ISC – Woodworking techniques, Zalesina. Zagreb: Faculty of Forestry, pp. 289-294. ISBN 953-6307-94.

SALONI, D., LEMASTER, R., JACKSON, S., 2011. Control system evaluation and implemen-tation for the abrasive machining process on wood. In: BioResources 6(3), 2763-2775. DOI: 10.15376/biores.6.3.2763-2775.

SCHWARZ, M., DADO, M., HNILICA, R., 2009. Pracovné prostredie a technika prostredia. 1. Časť. Zvolen: TU.

STN ISO 9096 (83 4610). Ochrana ovzdušia. Stacionárne zdroje znečisťovania. Manuálne stanove-nie hmotnostnej koncentrácie tuhých znečisťujúcich látok, 2004.

STN 1531 05/ STN ISO 3310-1: 2000. Súbor sít na laboratórne účely.TUREKOVÁ, I., 2008. Riziká priemyselných drevných prachov. In: Rusko, M. (ed.): Zborník z XII.

Konferencie so zahraničnou účasťou, 5-6.12. 2008, Bratislava. Žilina: Strix et VeV. Prvé vyda-nie. ISBN 978-80-89281-34-3.

TUREKOVÁ, I., 2009. Štúdium iniciačných zdrojov drevných prachov. In: Sborník vědeckých prác VŠB-TU Ostrava, roč. IV (1): 105-116. ISSN 1801-1764. Dostupné na internete: https://www.fbi.vsb.cz/export/sites/fbi/.content/sys-cs/resource/pdf/veda-a-vyzkum/ sbornik/2009-1-sbor-nik.pdf#page=110

TUREKOVÁ, I., 2012. Zdravotné riziká a bezpečnostné riziká drevných prachov (Health and Safety Risk of Wood Dust). In: Rusko, M. (ed.): Zborník z XII. Konferencie so zahraničnou účasťou, 19.-20.11. 2012, Bratislava. Žilina: Strix. Edícia ESE 12, prvé vydanie. ISBN 978-80-89281-85-5. Dostupné na internete: http://www.sszp.eu/wp-content/uploads/2012_konf_ MaZP_C13_Tu-rekova.pdf

WHO. Hazard prevention and control in the work environment: Airborne dust. WHO/SDE/OEH/99.14), World Health Organization, 1999 Geneva.

Tento výskum bol realizovaný s podporou Grantovej komisie KEGA MŠVVŠ SR pod číslom 009 TU Z-4/2017 “Budovanie progresívneho experimentálneho laboratória pre inováciu foriem výučby v študijnom programe Protipožiarna ochrana a bezpečnosť” a s podporou grantovej komisie VEGA pod číslom 1/0725/16 “Prediction of the quality of the generated surface during milling solid wood by razor endmills using CNC milling machines“.

Kontaktná osoba:doc., Ing. Alena Očkajová, PhD., tel.: +421 48 446 7217, e-mail: [email protected]. Martin Kučerka, PhD., tel.: +421 48 446 7219, e-mail: [email protected]



VPLYV TEPELNEJ MODIFIKÁCIE DUBOVÉHO DREVA NA VÝSLEDNÚ KVALITU OPRACOVANIA POVRCHU PO ROVINNOM FRÉZOVANÍ

INFLUENCE OF THERMAL MODIFICATION OF OAK WOOD ON FINAL SURFACE QUALITY AFTER PLANE MILLINGMichal Korčok1, Marek Vančo1, Andrej Mazáň1, Štefan Barcík1, Pavel Rudak2 Richard Kminiak3

1 Katedra riadenia strojov a automatizačnej techniky, Fakulta environmentálnej a výrobnej techniky Technická univerzita vo Zvolene, Študentská 26, 960 53 Zvolen, Slovenská republika, e-mail: [email protected] 2 Belarusian State Technological University, Department of Material Science and Metal Technology, Forestry and Wood Technology Faculty, 13a, Sverdlova str., 220006, Minsk, Belarus.3 Katedra obrábania dreva, Drevárska fakulta, Technická univerzita vo Zvolene, T. G. Masaryka 24, 960 53 Zvolen, Slovenská republika.

ABSTRACT: The article deals with the impact assessment of thermal modification on surface quality (Ra - mean arithmetic deviation of the surface) of natural and thermally modified oak wood (Quercus robur L.) after plane milling. Experimental milling was realized under various cutting conditions – face angle (γ = 15°, 20°, 30°), cutting speed (20 m.s-1, 40 m.s-1, 60 m.s-1) and feed speed (20 m·min-1, 40 m·min-1, 60 m·min-1), on five oak wood samples – natural and thermally modified at temperatures 160, 180, 210, 240°C. Roughness measurement was realized with contactless method, using the laser profilometer LPM – 4. The lowest surface roughness was measured on samples mo-dified at 160 ° C and the highest roughness was measured on samples modified at 240 ° C.

Key words: Plane milling, Physical properties, Surface roughness, Thermal modification, Ther-mowood

ABSTRAKT: Článok sa zaoberá posúdením vplyvu tepelnej úpravy na kvalitu povrchu (Ra - stred-ná aritmetická odchýlka povrchu) prírodného a tepelne modifikovaného dubového dreva (Quercus robur L.) pri rovinnom frézovaní. Frézovanie bolo realizované pri rôznych rezných podmienkach – uhol čela (γ=15°, 20°, 30°), rezná rýchlosť (20 m·s-1, 40 m·s-1, 60 m·s-1) a posuvná rýchlosť (20 m·min-1, 40 m·min-1, 60 m·min-1), na piatich vzorkách dubového dreva – prírodné a tepelne upra-vené na teploty 160, 180, 210, 240°C. Meranie drsnosti povrchu bolo realizované bezkontaktnou metódou, pomocou laserového profilometra LPM – 4. Najnižšia drsnosť povrchu bola nameraná na vzorkách modifikovaných pri teplote 160°C a najvyššia drsnosť bola nameraná na vzorkách mo-difikovaných pri teplote 240°C.

Kľúčové slová: Rovinné frézovanie, fyzikálne vlastnosti, drsnosť povrchu, tepelná úprava, Ther-mowood


ÚVOD

Tepelne modifikované drevo sa priemyslovo vyrába viac ako 10 rokov. Jeho výrobu zaviedli v mnohých krajinách západnej Európy, ako odozvu na meniacu sa legislatívu chemického ošetrenia dreva. Priekopníkom vo výrobe tepelne modifikovaného dreva bolo Fínsko s výrobkami označenými ako Thermowood. Neskôr sa začalo vyrábať aj v Ho-landsku, Nemecku, Rakúsku a vo Francúzku (Thermowood Handbook, 2003; Gaff et al, 2015).

Tepelná modifikácia dreva je metóda, počas ktorej dochádza k úprave drevnej štruk-túry za pomoci vysokých teplôt a vlhkosti, čo kladne pôsobí predovšetkým na jeho odol-nosť. Hlavným zámerom tepelnej modifikácie rastlého dreva je pripraviť taký materiál, ktorý by vyvážene spĺňal tieto kritériá (Požgaj et al, 1997; Barcík et al, 2014).• Nižšia hygroskopicita, • Vyššia rozmerová stabilita,• Vyššia odolnosť voči drevokazným hubám, drevo sfarbujúcim hubám a plesni,• Vyššia odolnosť voči drevokaznému hmyzu,• Zachovanie alebo zlepšenie estetickej stránky – farba, minimálny podiel trhlín, lesk,

textúra a iné,• Zachovanie, prípadne zlepšenie mechanických vlastností - pevnosť tvrdosť, tuhosť.

Frézovaním (Obr. 1) sa rozumie proces trieskového obrábania dreva rotačným mno-hoklinovým nástrojom (frézou, frézovacie hlavou, stopkovou frézou a pod.), pri ktorom sa hĺbkou úberu mení nominálna hrúbka triesky od minimálnej hodnoty po maximálnu hodnotu pri protibežnom frézovaní, alebo od maximálnej po minimálnu pri súbežnom frézovaní. Frézovaním sa menia rozmery alebo tvar opracovávaného dreveného materiálu (Lisičan, 2007; Horáček, 1998).

Obr. 1 Metódy frézovania a) protibežné frézovanie, b) súbežné frézovanieFig. 1 Milling methods: a) opposed milling, b) concurrent milling

Kvalitou rezného procesu sa rozumie výsledok činnosti nástroja ako celku (s jednou, alebo mnohými reznými hranami) na celkovej kvalite povrchu, ktorá je podmienená tromi druhmi presnosti: tvarovej, rozmerovej a povrchovej (drsnosť).

Tvarovú a rozmerovú presnosť obrobku ovplyvňuje hlavne tuhosť nástroja, presnosť celého podávacieho a rezného mechanizmu stroja a presnosť nastavenia nožov nožovej hlave (Siklienka 2013).


Drsnosť povrchu sa prejavuje ako opakujúci sa výsledok činnosti reznej hrany na po-vrchu obrobku. Zvýšenú pozornosť si vyžaduje najmä povrchová drsnosť frézovaných dielcov, ktoré sa podrobujú v ďalšom technologickom slede povrchovej úprave. Vhodným výberom rezných podmienok sa môže dosiahnuť zvýšenie kvality povrchu pri obrábaní dreva (Kačíková, 2011; Prokeš, 1982).

V príspevku sú prezentované výsledky experimentálnych sledovaní, zameraných na skúmanie vplyvu teploty termicky modifikovaného dreva a jeho porovnanie s natívnym drevom, z pohľadu kvality obrobeného povrchu po rovinnom frézovaní.

METODIKA

Príprava materiáluPre experimentálne skúšky boli použité vzorky z dreviny duba letného (Quercus robur

L.). Priemerný vek stromov bol 96 rokov, získané boli z lokality Vlčí járok, 450 m n. m. (Budča, Slovenská republika).

Guľatinu o priemere 350 ÷ 400 mm zabezpečil Školský lesný podnik vo Zvolene. Z guľatiny sa vymanipulovalo rezivo, pričom bola každá guľatina použitá na rôznu sé-riu vzoriek. Vo vývojových dielňach Technickej univerzity vo Zvolene, sa rozrezaním guľatiny na kmeňovej pásovej píle získalo rezivo o hrúbke 25 mm. Rezivo bolo následne vysušené v sušiarni na 10 % vlhkosť. Ďalej nasledovalo rozmietanie na prírezy, čím sa získalo bočné tangenciálne rezivo so šírkou 110 mm. Zrovnaním na zrovnávacej frézke a zhrúbkovaním na hrúbkovacej frézke sa hrúbka upravila na 20 mm. Ďalej boli prírezy skrátené pomocou kotúčovej píly na dĺžku 500 mm.

Tepelná úprava materiáluTepelná úprava materiálu bola vykonaná na Lesníckej fakulte Volga State Univerzity

of Technology, v meste Joškar – Ola, Rusko. Priebeh procesu tepelnej úpravy je znázor-nený na Obr. 2, v Tab. 1 sú uvedené časové intervaly jednotlivých fáz. Jeden prírez ostal v prírodnom stave, ostatné sa tepelne upravili na dané teploty.

Obr. 2 Grafická reprezentácia tepelnej úpravy vzoriekFig. 2 Graphical representation of thermal modification of experimental samples


Tab. 1 Tepelná úprava vzoriek – jednotlivé fázy úpravyTab. 1 Thermal treatment of samples – stages of individual heat treatments

Teplota [°C] Fáza 1 [h] Fáza 2 [h] Fáza 3 [h]

160 4 5 2

180 5 5 2.5

210 6 5 3

240 7 5 3.5

Stanovenie hustotyPre potreby experimentu sme zisťovali hustotu dreva podľa normy STN 49 0108 pre

vlhkosť dreva použitého pri obrábaní spodnou vretenovou frézou.Vzorky pre stanovenie hustoty boli vyrobené z rastlého a tepelne upraveného dreva po-

užitého pre experiment. Pre každú drevinu bolo vyrobených päť vzoriek o rozmeroch 20x 20x30 mm (ŠxDxV). Vzorky boli zmerané digitálnym posuvným meradlom s presnosťou merania na 0,01 mm a následne zvážené na laboratórnej váhe s presnosťou na 0,01 g. Zís-kané hodnoty boli zapísané a hustota bola vypočítaná podľa daného vzťahu: ρw = mw/Vw.

Namerané hodnoty hustoty Duba letného boli porovnané s tepelne upravenými vzor-kami (160 °C, 180 °C, 210 °C, 240 °C).

Tab. 2 Namerané hodnoty hustoty drevaTab. 2 Measured wood density values

Tepelná úprava [°C] ρ [kg·m–3] Percentuálna zmena [%]

N 639 –

160 622 2.73

180 619 3.23

210 588 8.67

240 571 11.90

Charakteristika zariadeniaPre rovinné frézovanie bola použitá spodná vretenová frézka FVS (Ligmet, Hradec

Králové, Česká republika), s valčekovým podávacím zariadením FROMMIA (Obr. 3). Parametre stroja sú v Tab. 3.


Obr. 3 Spodná vretenová frézka FVS s osadeným podávačomFig. 3 Lower Spindle Milling Machine FVS with attached Feeder

Tab. 3 Technické parametreTab. 3 Technical parameters

Spodná vretenová frézka FVS Podávač FrommiaNapájanie 360, 220 (V) Typ ZMD 252 / 137Frekvencia 50 (Hz) Posuv 2.5;10; 15; 20; 30 (m·min-1)

Vstup 4 (kW) Motor 380 (V), 2 800 (m·min-1)

Charakteristika frézovacej hlavyAko rezný nástroj boli použité tri frézovacie hlavy s vymeniteľnými reznými platnič-

kami FH 45 (SZT, Turany, Slovensko) zobrazené na Obr. 4, parametre v Tab. 4. Rezné platničky boli vyrobené z ocele Maximum Special 55: 1985/5 s tvrdosťou 64 HRC (Roc-kwell C Hardness) (WOOD-B, Nové Zámky, Slovensko).

Obr. 4 Použité frézovacie hlavy Fig . 4 Used milling heads


Tab. 4 Parametre frézovacích hlávTab. 4 Milling heads parametersPriemer frézovacej hlavy 125 (mm)Priemer frézovacej hlavy s nožmi 130 (mm)Hrúbka frézovacej hlavy 45 (mm)Počet nožov 2Geometria β = 45°; γ = 15°, 20°, 30°

Experimentálne frézovanieVzorky boli protibežne frézované pozdĺž vlákien, pri daných rezných podmienkach.

Rezné podmienky experimentu sú uvedené v Tab. 5., princíp experimentálneho frézovania je zobrazený na Obr. 5. Experimentálne frézovanie bolo realizované vo vývojových diel-ňach Technickej univerzity vo Zvolene.

Tab. 5 Rezné podmienky experimentuTab. 5 Cutting conditions for experiment

Rezné podmienky HodnotaPosuvná rýchlosť vf (m·min-1) 6; 10; 15

Rezná rýchlosť vc (m·s-1) 20; 40; 60

Uhlová geometria (°)Uhol klinu β = 45°Uhol čela γ = 15°; 20°; 30°

Hĺbka rezu ap (mm) 1

Tepelná úprava T (°C)

N160180210240

Obr. 5 Reálny 3D princíp frézovania experimentálnych vzoriekFig. 5 Real 3D principle of machining of experimental samples


Meranie drsnostiTepelne upravené vzorky mali pred experimentálnym meraním vlhkosť 3 – 6 %. Me-

ranie drsnosti povrchu opracovaných vzoriek bolo vykonávané na laserovom profilometre LPM – 4 (Obr. 6), využívajúci princíp laserovej profilometrie. Základné parametre profi-lometra sú uvedené v Tab. 6.

Obr. 6 Laserový profilometer LPM-4 použitý pre experimentálne meraniaFig. 6 Laser profilometer LPM – 4 used for experimental measurements

Tab. 6 Základné parametre laserového profilometra LPM – 4Tab. 6 Basic Parameters of Profilometer LPM – 4

Merací rozsah v osi z (vertikálnej) 420 mm to 470 mmMerací rozsah v osi z ± 0.15 mm

Merací rozsah v osi x (priečnej) 200 mmPočet vzoriek v osi x 1350

Rýchlosť spracovania 25 prof./sRozptylový uhol lasera 30°

Parametre drsnosti Rp, Rv, Rz, Ra, Rq, Rc

Parametre vlnitosti Wp, Wv, Wz, Wa, Wq, Wc

Namerané hodnoty profilometrom boli spracované a zobrazené na počítači, pomocou

meracieho programu LPMWiew. Následne boli namerané údaje spracované programom STATISTICA 10 (StatSoft ČR s.r.o., Praha, Česká republika). Prostredníctvom tohto programu sa z nameraných údajov vygenerovali jednofaktorovou a viacfaktorovou analý-zou rozptylu výsledné grafy a závislosti.


Z grafu (Obr. 7) je viditeľné, že tepelná úprava dreva má vplyv na drsnosť povrchu a po tepelnej úprave sa kvalita opracovaného povrchu po frézovaní výrazne líši. Zvyšo-vaním teploty sa zvyšuje aj drsnosť povrchu a pri termickej úprave. Najvyššia hodno-


ta drsnosti povrchu bola nameraná pri tepelnej úprave 240 °C, pričom najlepšia kvalita povrchu je pri vzorke s tepelnou úpravou 160 °C. Pri teplote 160 °C bol pokles drsnosti voči prírodnému materiálu o 10.5 % a pri teplote 180 °C o 6.1 %. Toto zníženie drsnosti povrchu voči prírodnému materiálu bolo spôsobené roztopením amorfných látok, ktoré zaplnili póry dreva a následne vytvrdli. Pri teplote 210 °C bol nárast voči prírodnému drevu približne o 4 % a pri teplote 240 °C bol nárast približne 19,3 %. Na základe grafu je potvrdená skutočnosť, že s rastúcou tepelnou úpravou dreva narastá aj drsnosť povrchu. Tak isto je viditeľné, že najlepšiu kvalitu sme dosahovali pri tepelnej úprave 160 °C a 180 °C oproti hodnotám rastlého dreva.

Obr. 7 Vplyv tepelnej úpravy na drsnosť povrchuFig. 7 Effect of thermal treatment on the material surface roughness

Na základe Duncanovho testu (Tab. 7) vyplýva, že štatistické významné hodnoty boli dosiahnuté pri tepelných úpravách 210 °C a 240 °C, s priemernou nameranou drsnosťou povrchu 10,77 μm a 12,41 μm.

Tab. 7 Duncanov testTab. 7 Duncan´s test

Tepelná úpraca N 160 180 210 240Ra [μm] 10.4 9.4 9.8 10.8 12.4

0 – 0.066 0.224 0.527 0.000160 0.066 – 0.468 0.017 0.000180 0.224 0.468 – 0,08 0.000210 0.527 0.017 0.08 – 0.002240 0.000 0.000 0.000 0.002 –


ZÁVER

Experimentálnym meraním bola potvrdená skutočnosť, že vplyvom zvyšovania te-pelnej úpravy sa súčasne znižuje kvalita obrobeného povrchu po frézovaní. Na základe experimentálnych meraní sa preukázalo, že drsnosť povrchu voči tepelne neupravenému drevu klesá pri tepelnej úprave 160 a 180 °C a postupným zvyšovaním tepelnej úpravy sa kvalita povrchu znižuje. Tento fakt si je možné vysvetliť zmenou chemizmu dreva vo vzťahu k lignínu, kde on pôsobí ako vyplňujúci materiál makroštruktúry dreva. Najhoršie dosiahnuté hodnoty boli pri tepelnej úprave dreva 240 °C. Pri porovnaní rastlého a tepelne upraveného dreva 210 °C a 240 °C je viditeľný veľký nárast drsnosti povrchu, čo je spô-sobené teplotnou degradáciou dreva a tiež zvýšením jeho pórovitosti.

S ohľadom na výskum drsnosti tepelne upraveného dreva je v súčasnosti možné porov-nať našu prácu napríklad s autormi Barcík et al 2014 a Kvietková 2015, ktorí sa vo svojich prácach zaoberali borovicovým (Barcík) a bukovým (Kvietková) drevom. Pre vyhodnote-nie drsnosti v ich prípade bola použitá kontaktná metóda merania drsnosti povrchu.

POĎAKOVANIE

Tento príspevok bol napísaný za pomoci projektov: VEGA 1/0315/17, “ Výskum re-levantných vlastností termicky modifikovaného dreva pri kontaktných javoch v procese obrábania s predikciou získania optimálneho povrchu,“ VEGA 1/0725/16, “ Predikcia kvality vytvoreného povrchu pri frézovaní rastlého dreva stopkovými žiletkovými frézami na CNC obrábacích frézach“ a projektu IPA, Fakulty environmentálnej a výrobnej tech-niky č. 3/2016, „Vplyv vybraných technologických, nástrojových a materiálových fak-torov na kvalitu opracovania povrchu pri rovinnom frézovaní termicky modifikovaného dubového dreva“. Zariadenie pre tepelnú úpravu dreva bolo zostavené s podporou grantu prezidenta Ruskej federácie, z projektu mladých vedcov MD – 5596.2016.8.

LITERATÚRA

BARCÍK, Š. ,GAŠPARÍK, M., HOUSKA, A., RAZUMOV, E., JU., SEDLECKÝ, M. 2014. “Vliv technologických faktorů na kvalitu opracování povrchu při frézování termicky modifi-kovaného borovicového dřeva [Influence of technological factors on the surface quality after milling of thermally modified pine wood],“ In: Trieskové a beztrieskové obrábanie dreva 2014: Zborník prednášok [Chip and Chipless Woodworking Processes 2014: Conference Procee-dings], Zvolen, Slovakia pp. 11-22.

BENGTSOON, C., JERMER, J., CLANG, A., EK-OLAUSSON, B. 2003. “Investigation of Some Technical Properties of Heat-treated Wood,“ International Research Group on Wood Protection, Brisbane, Australia

BOONSTRA, M. J., VAN ACKER, J., PIZZI, A. 2007. “Anatomical and molecular reasons for property changes of wood after full-scale industrial heat-treatment,” Proceedings of the Third European Conference on Wood Modification, Cardiff, UK, pp. 343-358.


GAFF, M., KVIETKOVÁ, M., GAŠPARÍK, M., KAPLAN, L., BARCÍK, Š. 2015. “Effect of se-lected parameters on the surface waviness in plane milling of thermally modified birch wood,“ BioResources 10(4), 7618-7626. DOI: 10.15376/biores.10.4.7618-7626

GANDELOVÁ, L., ŠLEZINGEROVÁ, J., HORÁČEK, P. 2009. Nauka o dřevě [Wood Science], Mendel University, Brno, Czech Republic, pp. 176.

HORÁČEK, P. 1998. Fyzikální a mechanické vlastnosti dřeva 1. vyd. [Physical and Mechanical Properties of Wood, 1st edition], Mendel University, Brno, Czech Republic

KAČÍKOVÁ, D., KAČÍK, F. 2011. Chemické a mechanické zmeny dreva při termickej úprave [Chemical and Mechanical Changes During Thermal Treatment of Wood], Technical University in Zvolen, Zvolen, Slovakia

KVIETKOVÁ, M., GAFF, M., GAŠPARÍK, M., KAPLAN, L., BARCÍK, Š. 2015. “Surface quality of milled birch wood after thermal treatment at various temperatures,“ BioResources 10(4), 6512-6521. DOI: 10.15376/biores.10.4.6512-6521

KVIETKOVÁ, M., GAŠPARÍK, M., GAFF, M. 2015. “Effect of thermal treatment on surface qu-ality of beech wood after plane milling,” BioResources 10(3), 4226-4238. DOI: 10.15376/bio-res.10.3.4226-4238

LISIČAN, J. 2007. Teória a technika spracovania dreva [Theories and Techniques of Wood Proces-sing], Mat Centrum, Zvolen , Slovakia, pp. 102-104

NIEMZ, P., HOFMANN, T., RÉTFALVI, T. 2010. “Investigation of chemical changes in the struc-ture of thermally modified wood,” Maderas Ciencia y Tecnología 12(2), 69-78. DOI: 10.4067/so718-221x2010000200002

POŽGAJ, A., CHOVANEC, D., KURJATKO, S., BABIAK, M. 1997. Štruktúra a Vlastnosti Dreva [Structure and Properties of Wood], Príroda a. s., Bratislava, Slovakia (in Slovak)

PROKEŠ, S. 1982. Obrábění dřeva a nových hmot ze dřeva [Machining of wood and new wood materials], SNZL, Prag, Czech Republic

REINPRECHT, L., VIDHOLDOVÁ, Z. 2008. Termodrevo – Príprava, Vlastnosti a Aplikácie [Thermowood – Preparation, Properties and Applications], Technical university in Zvolen, Zvo-len, Slovakia

SIKLIENKA, M., KMINIAK, R. 2013. Delenie a obrábanie dreva [Cutting and Wood Machining], Technical University in Zvolen, Zvolen, Slovakia

Thermowood Handbook [online]. 2003 [cit.2017-06-12]. Dostupné na internete: ˂http://www.Ther-moWood.fi˃.

Kontaktná osoba:

Ing. Michal Korčok, tel.: 0907 950 774, e-mail: [email protected]


VPLYV KONCENTRÁCIE KYSLÍKA V AKTÍVNOM PROSTREDÍ NA VÝSTUPNÝ VÝKON CO2 LASERA

IMPACT OF OXYGEN CONCENTRATION IN ACTIVE REGION ON CO2 LASER OUTPUT POWER

Rastislav Igaz1*, Milada Gajtanska1, Miloš Gejdoš2

1Technická univerzita vo Zvolene, Katedra fyziky, elektrotechniky a aplikovanej mechaniky, Drevár-ska fakulta, TU Zvolen, Masaryka 24, 96001 Zvolen, SR, [email protected], [email protected]á univerzita vo Zvolene, Katedra lesnej ťažby, logistiky a meliorácií, Lesnícka fakulta, TU Zvolen, Masaryka 24, 96001 Zvolen, SR, [email protected]

ABSTRACT: The Paper presents the research results in the area of determination impact by the contamination of CO2 laser mixture with oxygen (O2). The dependencies of selected laser work pa-rameters on contaminant concentration were observed. The measurement with use the experimental laser tube were realized, which the role of optical amplifier carry out. The Laser tube has been adap-ted so allow simple and continuous replacement of the contaminated gas mixture. For the mixture which has been contaminated with different concentrations of pollutant (O2) were determined the laser beam amplification after one cross-over experimental tube and the volt-ampere characteristics of electric discharge in the laser tube. Experimental results shows that oxygen negatively affects the radiance amplification at very low concentrations.

Key words: CO2 laser; oxygen; laser gas mixture; contamination; concentration

ABSTRAKT: Príspevok prezentuje výsledky výskumu v oblasti stanovenia vplyvu kontaminácie laserovej zmesi CO2 lasera kyslíkom (O2). Sledované boli závislosti vybraných pracovných para-metrov lasera od koncentrácie kontaminantu. Meranie bolo realizované s využitím experimentálnej laserovej trubice, ktorá plnila úlohu optického zosilňovača. Laserová trubica bola upravená tak, aby umožňovala jednoduchú a kontinuálnu výmenu kontaminovanej plynovej zmesi. Pre zmes konta-minovanú rôznymi koncentráciami znečisťujúcej látky (O2) bolo určované zosilnenie laserového žiarenia po jednom prechode experimentálnou trubicou a volt-ampérová charakteristika elektrické-ho výboja v laserovej trubici. Z experimentálnych výsledkov vyplýva, že kyslík negatívne vplýva na zosilnenie žiarenia už pri veľmi malých koncentráciách.

Klúčové slová: CO2 laser; kyslík; laserová zmes plynov; kontaminácia; koncentrácia

ÚVOD

Laserové systémy tvoria významnú časť svetového trhu v oblasti spracovania materi-álov, s obratom na úrovni 12,6 miliardy dolárov a medziročným priemerným rastom 5%



za posledných 5 rokov. Samotný trh so zdrojmi laserového žiarenia dosahuje ročný obrat 3,3 miliardy dolárov (OPTECH CONSULTING, 2017a). Významnú časť tvoria laserové zariadenia na báze plynného aktívneho prostredia, ktoré po vláknových laseroch patria vo svete k najviac využívaným laserovým zariadeniam. Podľa štatistík tvoria asi 35% celkového podielu na trhu s priemyselnými laserovými zariadeniami (OPTECH CON-SULTING, 2017b).

Priemyselné využitie laserov na báze CO2 je relatívne široké, najmä v procesoch obrábania širokej škály materiálov (napr. kovy a ich zliatiny, plasty, kompozity, drevné materiály, papier, koža, ...). Bežne nachádzajú uplatnenie v technologických operáciách rezania, zvárania, vŕtania, gravírovania, popisovania, legovania alebo povrchových úprav. Ich veľkou prednosťou je univerzálnosť, pretože umožňujú opracovávať široké spektrum priemyselne využívaných materiálov (BÄUERLE, 2011; GAJTANSKA et al. 2004).

Ich prvenstvo vyplýva v prvom rade z nízkych nákladov na jednotku výstupného výkonu a vysokej účinnosti, ktorá dosahuje až 30%. Významnou výhodou je jednodu-chá konštrukcia, a z nej vyplývajúca jednoduchá a lacná údržba. Popri uvedených pred-nostiach ponúkajú vysokú kvalitu výstupného laserového zväzku (WEBB et al., 2004a, 2004b, POWELL, 1998). K ďalším výhodám patrí široký interval výstupných výkonov, ako aj variabilita TEM módov generovaného laserového zväzku. Významnou prednosťou je vlnová dĺžka generovaného žiarenia (zvyčajne 10,6 mm), ktorá je veľmi málo absor-bovaná atmosférou, ale je výrazne absorbovaná priemyselne spracovávanými materiálmi ako sú drevo, kovy a ich zliatiny, papier, keramika, plasty a mnoho iných (DEMARIA & HENNESSEY, 2010)

Správna funkcia CO2 laserového systému je podmienená okrem iných faktorov najmä čistotou použitých laserových plynov. Aktívne prostredie CO2 lasera tvorí zmes dusíka (N2), oxidu uhličitého (CO2) a hélia (He) v rôznom pomere v závislosti od typu zariadenia. Na čistotu používaných plynov sú kladené veľmi vysoké nároky. Minimálna čistota lase-rových plynov pre CO2 lasery sa pohybuje na úrovni 99,95% (LINDE GAS, 2017), pričom z dôvodov optimalizácie výrobných procesov a životnosti zariadení je akceptovaná väč-šinou výrobcov laserových zariadení čistota pre dusík, oxid uhličitý aj hélium na úrovni 99,996%, teda s objemovým podielom nečistôt menším ako 5 ppm (1 ppm = 0,0001%.).

Cieľom prezentovaného výskumu bolo stanovenie vplyvu kontaminácie laserovej zme-si kyslíkom na vybrané parametre CO2 lasera. Sledovanými parametrami bolo zosilnenie zväzku žiarenia pri prechode aktívnym prostredím a budiace napätie pri konštantnom prúde.

METODIKA EXPERIMENTOV

Metodika výskumu vplyvu koncentrácie kontaminantu na výkonové parametre gene-rovaného zväzku žiarenia bola vytvorená na základe metódy využívajúcej dve, na experi-ment prispôsobené laserové trubice – zdrojovú trubicu (referenčnú) a zosilňovaciu trubicu (optický zosilňovač). Toto usporiadanie zabezpečuje, že experimentálny zväzok laserové-ho žiarenia má stabilné parametre, ktoré zostávajú konštantné počas celého experimentu. Referenčná laserová trubica nie je ovplyvňovaná zmenou množstva kontaminantu a za-bezpečuje stabilné okrajové podmienky počas experimentu.


Skúmaný kontaminant je kontrolovane dávkovaný len do experimentálnej trubice, kto-rá má funkciu optického zosilňovača. Na začiatku experimentu bola do trubice privádzaná čistá, nekontaminovaná laserová zmes, ktorá bola v priebehu experimentu kontaminovaná zvyšujúcou sa koncentráciou kyslíka. Aktuálne zloženie laserovej zmesi v zosilňovacej trubici bolo priebežne vyhodnocované s využitím kvadrupólového hmotnostného analy-zátora. Takto bolo možné priebežne sledovať koncentráciu kontaminantu, aj jeho vplyv na výkonové parametre laserového systému.

Na stanovenie vplyvu koncentrácie kontaminantu na zosilnenie žiarenia pri prechode zosilňovacou trubicou bola použitá metóda vytvorená pri výskume zosilnenia slabých sig-nálov v trubici CO2 lasera (DESAULTES et al. 2003). Ide o metódu určovania zosilnenia žiarenia pri jednom prechode laserového zväzku optickou dutinou zosilňovača. Laserový zväzok so známym výkonom Pin vstupuje do optického zosilňovača a po jedinom pre-chode aktívnym médiom vystupuje z dutiny zosilňovača. Následne dopadá na detektor merača výkonu, ktorým je zmeraný výstupný výkon Pout. Z nameraných hodnôt výkonu je možné určiť zosilnenie G0 aktívneho média podľa vzťahu (1):

(1)

Experimentálne získané výsledky zosilnenia slúžia ako porovnávacie kritérium na ur-čenie vplyvu koncentrácie kontaminantu na sledované parametre laserového zväzku. Pre zovšeobecnenie výsledkov výskumu bolo zosilnenie prepočítané na relatívnu úroveň.

Experimentálna zostava

Usporiadanie experimentálnej zostavy umožňuje presný záznam sledovaných veličín v reálnom čase, spolu s aktuálnou koncentráciou kontaminantu v laserovej zmesi. Jed-notlivé prvky použitej experimentálnej zostavy sú schematicky znázornené na obrázku (Obr.1).

Laserové žiarenie je generované v referenčnej zdrojovej trubici. Po výstupe z trubi-ce je zväzok laserového žiarenia rozdelený deličom do dvoch vetiev. Malá časť (1%) pôvodného výkonu zväzku dopadá ako referenčný zväzok na detektor merača výkonu. Zvyšná časť laserového zväzku (99%) je vedená do optického zosilňovača. Zosilňova-čom je trubica CO2 lasera, ktorá bola pôvodne skonštruovaná ako zatavená. Pre potreby experimentu bola trubica upravená na trubicu s pomaly prúdiacim plynom. Ako aktívne médium je do zosilňovacej trubice privádzaná zmes čistého laserového plynu (výrobcom namiešaná zmes so známym zložením a čistotu plynov) a kontaminantu (kyslíka). Kon-centrácia kontaminantu v zmesi sa mení podľa požiadaviek experimentu hmotnostným prietokomerom a vyhodnocuje sa priebežne v kvadrupólovom hmotnostnom analyzátore. Pôvodné koncové zrkadlá zosilňovacej trubice boli nahradené priepustnými optickými okienkami vyrobenými zo selenidu zinočnatého (ZnSe). Experimentálny laserový zväzok prechádza trubicou (optickým zosilňovačom) a po výstupe dopadá na druhý detektor me-rača výkonu. Zaznamenávaný je tiež priebeh volt-ampérovej charakteristiky elektrického výboja v optickom zosilňovači.


Obr. 1 Bloková schéma experimentálnej aparatúryFig. 1 Block diagram of experimental apparatus


Zosilnenie výkonu v závislosti od koncentrácie kontaminantu (O2) bolo experimen-tálne skúmané pri piatich hodnotách budiaceho prúdu v rozsahu 10 – 50 mA. Výrobcom odporúčaná hodnota budiaceho prúdu pre použitý typ laserovej trubice je 30 mA, čo pred-stavuje optimálny pracovný bod z pohľadu generovania zväzku laserového žiarenia.

Z grafického znázornenia experimentálnych výsledkov (Obr. 2) je zrejmé, že kontami-nácia laserovej zmesi kyslíkom spôsobuje pokles zosilnenia už pri malých koncentráciách. Trend poklesu zosilnenia od koncentrácie kontaminantu (O2) je klesajúci. Najväčšia hod-nota zosilnenia v prípade použitia čistej zmesi je dosiahnutá pri budiacom prúde 30 mA. V prípade budiaceho prúdu na úrovni 30 mA je výrazný pokles zosilnenia pozorovaný už pri veľmi malých koncentráciách, pričom výrazný pokles zosilnenia je pozorovateľný až do koncentrácie cca. 2,7·104 ppm (2,7%). Približne od koncentrácie 1,3·104 ppm dosahuje najvyššiu hodnotu zosilnenia trubica pri budiacom prúde 20 mA a tento stav si zachováva až do konca skúmaného rozsahu kontaminácie. Pri referenčnom budiacom prúde (30 mA) dochádza k poklesu zosilnenia o 1% pri koncentrácii asi 0,5%, pokles o 5% pri koncen-trácii kontaminantu na úrovni asi 2,8·104 ppm (2,8%). V prípade ostatných skúmaných hodnôt budiacich prúdov je táto hranica posunutá smerom k väčším koncentráciám.

Namerané hodnoty zosilnenia potvrdzujú výrobcom deklarovanú optimálnu hodnotu budiaceho prúdu na úrovni 30 mA. V prípade poklesu aj nárastu budiaceho prúdu dochá-dza k menšiemu zosilneniu žiarenia pri prechode laserovou trubicou. Zaujímavým faktom je, že pri krajným hodnotách budiaceho prúdu (10 a 50 mA) je v rozsahu koncentrácie 0,7 – 2,7·104 ppm (0,7 – 2,7%) vplyv kontaminácie konštantný a nedochádza k poklesu vý-stupného výkonu. Vzhľadom na ostatné experimentálne dáta môžeme tento trend prisúdiť nepresnosti merania.


Obr. 2 Závislosť zosilnenia od koncentrácie O2 pri konštantnom budiacom prúdeFig. 2 Dependence of amplification on O2 concentration at constant excitation current

Z grafu závislosti napätia od koncentrácie kontaminantu (O2) (Obr. 3) je vidieť, že naj-výraznejší pokles napätia nastáva už pri malých koncentráciách kontaminácie kyslíkom, pričom pokles napätia je relatívne väčší (strmší) pri menších hodnotách budiaceho prúdu. So zväčšujúcou koncentráciou kontaminácie je vplyv koncentrácie O2 na pokles napätia menej výrazný a relatívny pokles budiaceho napätia klesá s rastúcou koncentráciou kon-taminantu. Na všetkých sledovaných hodnotách budiaceho prúdu je od koncentrácie cca. 0,7·104 ppm relatívny pokles na približne rovnakej úrovni a je málo závislý od hodnoty budiaceho prúdu.

Molekuly kyslíka (O2) a oxidu uhoľnatého (CO) sa v plynovej zmesi vyskytujú najmä ako prirodzený dôsledok disociácie molekúl CO2 vyvolávanej budiacim elektrickým vý-bojom. Podľa výskumu v rôznych typoch priemyselných laserov na báze CO2 disociuje od 10 až do 30% molekúl CO2 (HOKAZONO & FUJIMOTO, 1987). Disociácia mole-kúl CO2 je vratný proces prebiehajúci podľa nasledovnej rovnice (KARUBE, YAMAKA, 1970):

Z uskutočnených experimentálnych meraní a z nich stanovených závislostí je možné určiť, že oxid uhoľnatý pri malých koncentráciách (asi do 2,7·104 ppm (2,7%)) nespôso-buje významný pokles zosilnenia (IGAZ & GAJTANSKA, 2015). Jeho vplyv je pozorova-teľný až pri väčších hodnotách koncentrácie molekúl CO. V prípade kyslíka je pokles zo-silnenia pozorovateľný už od najmenších merateľných úrovní kontaminácie. Na základe uskutočnených meraní je zrejmé, že výrazný pokles zosilnenia začína už pri veľmi malých koncentráciách a klesajúci trend si zachováva v celom skúmanom rozsahu až do koncen-trácie kontaminantu minimálne na úrovni 5·104 ppm (5%). Pre väčšie koncentrácie konta-minácie výskum nebol uskutočnený.


Obr. 3 Závislosť budiaceho napätia od koncentrácie O2 pri konštantnom prúdeFig. 3 Dependence of excitation voltage on O2 concentration at constant current

Vo všeobecnosti je vplyv kontaminácie oxidom uhoľnatým na zosilnenie relatívne malý, najmä pri malých koncentráciách (do cca. 2,7%). V tomto rozsahu kontaminácie je vplyv na zosilnenie zanedbateľný (cca. 0,007%). Pri väčších koncentráciách však dochá-dza k výraznému poklesu zosilnenia. K poklesu zosilnenia o 5% dochádza pri koncentrácii okolo 6·104 ppm (6,0%) (IGAZ & GAJTANSKA, 2015). V prípade kyslíka je pokles zo-silnenia výraznejší a na rozdiel od CO sa začína prejavovať už pri minimálnych koncen-tráciách. Pokles zosilnenia na úrovni 5% sa dosahuje pri koncentrácii kyslíka na úrovni asi 2,8·104 ppm (2,8%). Podľa dostupných zdrojov (HOKAZONO & FUJIMOTO, 1987) je významnejší vplyv disociáciou vznikajúcich molekúl kyslíka, ktorý spôsobuje pokles zosilnenia o 5% už pri koncentrácii cca. 3·104 ppm (3,0%). Nami stanovená závislosť po-klesu zosilnenia potvrdila teoretické výsledky, ktoré publikovali uvedený autori. Uskutoč-nený výskum bol na rozdiel od uvedených autorov experimentálny a zameraný na širšie spektrum kontaminantov a ich vplyv na parametre výstupného zväzku žiarenia.

Podľa uskutočnených výskumov disociáciou molekúl CO2 vzniká v laserovej zmesi koncentrácia CO molekúl na úrovni niekoľko tisíc ppm (desatiny %) (BRUCK, 1988). V porovnaní s molekulami ostatných plynov prítomných v plynovej zmesi, podliehajú disociácii molekuly CO2 v oveľa väčšej miere. Potvrdzuje to aj fakt, že disociačná ener-gia molekúl CO2 je 3,75 eV, zatiaľ čo disociačná energia N2 je 9,80 eV a pre CO je to 11,1 eV (SMITH & AUSTIN, 1973; ELETSKII & SMIRNOV, 1985). V laserovej trubici prebieha neustály proces disociácie CO2 na CO a O2 a opätovnej rekombinácie. Podiel disociovaných molekúl sa po dosiahnutí rovnovážneho stavu medzi disociáciou a rekom-bináciou nemení. Rovnovážny stav je závislý od parametrov elektrického výboja v tru-


bici. Pri zmene parametrov výboja dochádza k posunu rovnovážneho stavu. Keďže však molekuly kyslíka miznú v kontakte so stenami trubice, alebo s elektródami (pri pohltení alebo chemickej reakcii s molekulami materiálu stien), proces disociácie a rekombinácie nie je v rovnováhe a postupne ubúda podiel CO2 molekúl v zmesi (CHERNIKOVA & YANCHARINA, 1996). Z vyššie uvedených faktov vyplýva, že prítomnosť nižších kon-centrácií CO a O2 ako kontaminantov v laserovej zmesi nie je významná, keďže tieto dva plyny vznikajú v samotnom rezonátore. Ich negatívny vplyv sa prejavuje pri vyšších kon-centráciách, keďže vtedy dochádza k porušeniu disociačnej rovnováhy. Tieto procesy sa výraznejšie prejavujú v zatavených laserových trubiciach. V prípade laserov s prúdiacim plynom (plyn sa recykluje alebo úplne odvádza) sa negatívny vplyv molekúl CO a O2 ako kontaminantov neprejavuje (KARUBE & YAMAKA, 1970). Tento poznatok je možné potvrdiť aj výsledkami získanými experimentálnym výskumom v prezentovanej práci.

ZÁVER

Experimentálne získaná závislosť poklesu zosilnenia potvrdzuje, že kontaminácia la-serovej zmesi kyslíkom (O2) spôsobuje významný pokles zosilnenia už pri malých kon-centráciách. Zaznamenaný klesajúci trend je zachovaný v celom rozsahu skúmaných kon-centrácií kontaminantu. Kyslík a oxid uhoľnatý vznikajú ako prirodzená súčasť laserového plynu v procese disociácie molekúl CO2, ich koncentrácia však prirodzenou disociáciou dosahuje iba niekoľko desatín percenta. Pri tejto koncentrácii je ich vplyv na pokles zosil-nenia zväzku žiarenia zanedbateľný, najmä v prípade molekúl CO. V prípade kyslíka O2 je merateľný vplyv zaznamenaný už pri minimálnych koncentráciách. Nárast koncentrá-cie kyslíka O2 v aktívnom prostredí znižuje výstupný výkon v závislosti od koncentrácie, pričom výkon klesá rovnomerne s nárastom koncentrácie. Pokles zosilnenia na úrovni 5% spôsobuje kontaminácia kyslíkom pri koncentrácii okolo 2,8·104 ppm (2,8%). V prípade budiaceho napätia je najvýraznejší pokles pozorovateľný pri veľmi malých koncentráciách (do cca. 0,7·104 ppm) a so zvyšovaním koncentrácie vplyv kontaminácie na pokles napätia klesá.

LITERATÚRA

BÄUERLE, D. W. 2011. Laser Processing and Chemistry, Springer-Verlag Berlin Heidelberg, 4rd edition, 851 p., ISBN 978-3-642-17612-8

BRUCK, G. 1988. Influence of Gaseous Impurities in the CO2 Lasers Cavity. Proceedings of the 7th International Congress on Applications of Lasers and Electrooptics ICALEO´88.

ELETSKII, A. V., SMIRNOV, B. M. 1985 Dissociation of molecules in plasma and gas: the energy, In: Pure & Appl. Chem, Vol. 57 (9), pp. 1235-1244

GAJTANSKA, M., CHRISTOV, I., IGAZ, R. 2004. Lasery a ich využitie v priemysle, vysokoškol-ská učebnica, ES TU Zvolen, 296 p., ISBN 80-228-1398-2.

CHERNIKOVA, E.V., YANCHARINA, A.M. 1996. Influence of inert and molecular gas impurities on the lasing efficiency of a neon – hydrogen plasma laser operating at 585,3 nm He. In: Russian Physics Journal, Vol. 39, No. 4, 337-341.

IGAZ, R., GAJTANSKA, M. 2015. Vplyv koncentrácie oxidu uhoľnatého v aktívnom prostredí


CO2 lasera na výstupný výkon zväzku žiarenia, AFT XX (1), p. 17-23, ISSN 1336-4472DEMARIA, A., HENNESSEY, T. 2010. The CO2 laser: The workhorse of the laser material proces-

sing industry. [online]. [cit. 2014.11.10.] Dostupné na internete: <http://spie.org/x38563.xml>.DESAULTES, G.L. – DANIELS, D. – BAGFORD, J.O. – LANDER, M. 2003. High power large

bore CO2 laser small signal gain coefficient and saturation intensity measurements. In: Journal of Optics: Pure and Applied Optics. Vol. 5 (2003), p. 96-101.

HOKAZONO, H. – FUJIMOTO, H. 1987. Theoretical analysis of the CO2 molecule decomposition and contaminants yeld in transversely excited atmospheric CO2 laser discharge. In: J. Appl. Phys. Vol. 62, No. 5, p. 1585-1594.

KARUBE, N., YAMAKA, E. 1970. Mass spectrometric studies of a sealed CO2 laser. In: J. Appl. Phys. Vol. 41, pp 2031-2042.

LINDE GAS. 2017. Plyny pre laser [online]. [cit. 2017.06.15.] Dostupné na internete: <http://www.linde-gas.com/en/processes/cutting_joining_and_heating/cutting/laser_cutting/laser_cutting_with_oxygen/index.html>.

OPTECH CONSULTING, 2017a. Laser market data [online]. [cit. 2017.06.20.] Dostupné na inter-nete: <http://www.optech-consulting.com/html/press_release_-_march_15_2017.html>.

OPTECH CONSULTING, 2017b. Laser materials processing – global market. [online]. [cit. 2017.06.20.] Dostupné na internete: <http://www.optech-consulting.com/html/laser_market_data.html>.

POWELL, J. 1998. CO2 Laser Cutting. 2nd edition. Springer-Verlag London, 248p. ISBN 978-1-85233-047-7

SMITH, A. S. L., AUSTIN, J. M. 1974 Dissociation mechanism in pulsed and continuous CO2 lasers, In: Journal of Physics D: Applied Physics, Vol 7(2): 314

WEBB, C., JONES, J. 2004. Handbook of laser technology and applications. Vol.2: Laser design and laser systems Bodmin: MPG Books. 860 p. ISBN 0-7503-0963-6.

Kontaktná osoba:Ing. Rastislav Igaz, PhD., [email protected]


OVERENIE PRESNOSTI MERANIA VZDIALENOSTI POMOCOU ULTRAZVUKOVÉHO SNÍMAČA HC-SR04

DISTANCE MEASURING ACCURACY VERIFICATION BY ULTRASONIC SENSOR HC-SR04

Emil Škultéty, Elena Pivarčiová

Technická Univerzita vo Zvolene, Katedra výrobnej a automatizačnej techniky, Fakulta environmen-tálnej a výrobnej techniky, T. G. Masaryka 2117/24, 960 53, Zvolen, Slovensko, [email protected]

ABSTRACT: Contactless sensors are often used in robotics to measure distance and object de-tection. One of the types of non-contact sensors commonly used are ultrasonic sensors. This article verifies the accuracy of the ultrasonic sensor HC-SR04. As the accuracy of the ultrasonic sensor influences the temperature, the program used a relationship for calculating the sound velocity that took into account the influence of the temperature during the measurement. The temperature was measured using the LM35DZ analogue temperature sensor. Verification of accuracy was found in normal laboratory conditions ranging from 10 cm to 90 cm. The measured ultrasonic sensor data was processed and evaluated in Excel and STATISTICA.

Key words: ultrasonic sensor, HC-SR04, distance measurement, LM35DZ, Arduino

ABSTRAKT: Bezkontaktné snímače sa často využívajú v robotike na meranie vzdialenosti a de-tekciu objektu. Jedným z typov bezkontaktných snímačov, ktoré sa často používajú, sú ultrazvukové snímače. V článku overujeme presnosť ultrazvukového snímača HC-SR04. Nakoľko na presnosť ul-trazvukového snímača má vplyv teplota, v programe bol použitý vzťah pre výpočet rýchlosti zvuku, ktorý zohľadňoval vplyv teploty prostredia počas merania. Teplotu sme merali pomocou analógo-vého snímača teploty LM35DZ. Overenie presnosti sme zisťovali v bežných laboratórnych podm-ienkach v rozsahu od 10 cm do 90 cm. Namerané údaje z ultrazvukového snímača boli spracované a vyhodnotené v programoch Excel a STATISTICA.

Kľúčové slová: ultrazvukový snímač, HC-SR04, meranie vzdialenosti, LM35DZ, Arduino

ÚVOD

Ultrazvukové snímače sa často používajú na meranie relatívnych vzdialeností v mno-hých technických odboroch. Majú mnoho výhodných vlastností, napr. sú jednoducho pou-žiteľné, majú nízku cenu, sú bezpečné, efektívne a nenáročné na realizáciu.



Preto nachádzajú široké uplatnenie v rôznych oblastiach vedy a techniky (Kaur & Pal 2015). Napr. snímanie a detekcia polohy ľubovoľných materiálov, detekcia priehľadných materiálov, nasadenie v prašnom alebo vlhkom prostredí, sledovanie hladiny sypkých a kvapalných materiálov v zásobníkoch atď. (Vojáček 2005). Napriek uvedeným výho-dám je ich použitie na meranie relatívnej vzdialenosti spojené s radom problémov. Tie vyplývajú z ich samostatnej fyzikálnej podstaty princípu činnosti týchto snímačov (Kaur & Pal 2015).

Ultrazvukom nazývame mechanické kmitanie s frekvenciou vyššou ako 20 kHz (Ko-val et al. 2016). Správa sa podobne ako iné vlnenie. Mnohé zákony platné pre optické prvky sa dajú využiť v akustickej oblasti. Princíp činnosti ultrazvukových snímačov je založený na meraní doby medzi vyslaním ultrazvukového signálu a prijatím odrazeného signálu od objektu (Obr. 1). Meraná doba šírenia je priamo úmerná vzdialenosti prekona-nej vlnou.

Obr. 1 Princíp činnosti ultrazvukového snímača Fig. 1 Principle of ultrasonic sensor operation (Vidhya et al. 2016)

Pri určovaní prítomnosti objektu a meraní jeho relatívnej vzdialenosti existuje via-cero príčin spôsobujúcich neúspešnosť merania. Jedným zo zdrojov neurčitosti merania je chyba nameranej vzdialenosti, spôsobená vplyvom prostredia. Veličiny ovplyvňujúce šírenie ultrazvukových vĺn vzduchom sú teplota, vlhkosť, turbulencia, tlak a útlm (Kaur & Pal 2015).

Pre zohľadnenie vplyvu teploty na rýchlosť zvuku môžeme použiť rovnicu (1) (Horák & Krupka 1976):

(1)

kde: v je rýchlosť zvuku vo vzduchu (m.s-1) t je teplota okolia (°C).

MATERIÁL A METÓDY

Pre overenie presnosti ultrazvukového snímača sme použili dva ultrazvukové snímače HC-SR04 (Obr. 2). Snímač HC-SR04 je kompatibilný s platformou Arduino. Umožňuje merať v rozsahu od 2 cm do 400 cm. Skladá sa z troch častí: vysielača, prijímača a riadia-cej elektroniky (Hanzel & Jurišica 2006). Parametre snímača HC-SR04 sú v Tab. 1.


Obr. 2 Ultrazvukový snímač HC-SR04 Fig. 2 Ultrasonic sensor HC-SR04

Tab. 1 Parametre snímača HC-SR04Tab. 1 HC-SR04 Sensor Parameters

Napájacie napätie1) +5 V DCPracovný prúd2) 15 mAKľudový prúd3) <2 mAMerací rozsah4) 2 – 400 cmRozlíšenie5) 0,3 cmZorný uhol6) <15°Spúšťací vstupný signál7) 10 μS TTL impulzPracovná frekvencia8) 40 kHzRozmery9) 45 mm × 20 mm × 15 mm

1)Supply voltage, 2)Working current, 3)Mouth current, 4)Measuring range, 5)Resolution, 6)Angle of view, 7)Start input signal, 8)Working frequency, 9)Dimensions

Teplotu okolitého prostredia sme merali pomocou snímača teploty LM35DZ. Je to polovodičový snímač teploty s analógovým výstupom. Pomocou tohto snímača môžeme merať teplotu presnejšie ako pomocou termistorov (Surya & Chauhan 2015). Merací roz-sah tohto snímača je od –55 °C do 150 °C. Veľkou výhodou oproti iným snímačom je, že výstupné napätie je priamo úmerné teplote v °C (Patil & Patil 2015). Základné parametre môžeme vidieť v Tab. 2.

Tab. 2 Parametre LM35DZTab. 2 Parameters LM35DZ

Prevod teplota – napätie1) +10 mV/°CMerací rozsah2) 55 °C do 150 °CNapájacie napätie3) 4 – 30 VPracovný prúd4) 60 μASamoohrev5) 0,08 °CPresnosť6) ±3/4 °CPuzdro7) TO – 92

1)Temperature-to-voltage conversion, 2)Measuring range, 3)Supply voltage, 4)Working current, 5)Self--heating, 6)Accuracy, 7)Case


Údaje zo snímačov HC-SR04 a LM35DZ sú spracovávané pomocou dosky Arduino UNO R3 (Obr. 3). Základ tejto dosky tvorí mikrokontrolér Atmega 328P, ktorý pracuje na frekvencii 16 MHz. Doska obsahuje 6 analógových pinov a 14 digitálnych vstupno/výstupných pinov, z ktorý 6 môže byť použitých ako PWM výstup. Ďalej napájacie piny +5 V, +3,3 V a 3 piny GND. Doska je napájaná buď cez USB alebo cez adaptér 7–16 V.

Obr. 3 Arduino UNO R3 Fig. 3 Arduino UNO R3

Zapojenie snímačov môžeme vidieť na Obr. 4. Snímač HC-SR04 obsahuje 4 piny. Pin Vcc je pripojený na pin +5 V a GND na zem. Pin Trig je pripojený na digitálny pin D6 a pin Echo na pin D5. Snímač LM35DZ má 3 piny Vcc je pripojený na pin +5 V, GND na zem a pin Vout na analógový vstup A0. V zapojení je pripojené ešte tlačidlo s 10 kΩ odporom. Tlačidlo je pripojené k digitálnemu pinu D7.

Obr. 4 Použité zapojenie snímačov HC-SR04 a LM35DZ Fig. 4 Used connection of HC-SR04 and LM35DZ sensors

Program pre získanie údajov zo snímačov HC-SR04 a LM35DZ je vytvorený v pro-stredí Arduino IDE1.8.2. Celý program môžeme vidieť na Obr. 5. Skladá sa z 2 funkcií: funkcia setup() a loop(). Funkcia setup() sa vykoná raz počas behu programu. V tejto funkcii sa vykoná nastavenie rýchlosti komunikácie a nastavenie pinov. Keď sa vykoná


funkcia setup() začne sa vykonávať funkcia loop() v nekonečnej slučke. V tejto funkcii sa vykoná: zistenie teploty okolia, zmeranie doby odozvy, výpočet rýchlosti zvuku, výpočet a výpis vzdialenosti. Dobu odozvy zisťujeme pomocou funkcie pulseln().

Obr. 5 Program použitý na získanie nameraných údajov Fig. 5 The program used to retrieve the measured data

Na Obr. 6 je meracie pracovisko, na ktorom sme overovali presnosť ultrazvukové-ho snímača HC-SR04. Pri experimente sme nastavovali vzdialenosť pohyblivého terča od snímača vo vzdialenosti od 10 cm do 90 cm s krokom 10 cm. Pri každom nastavení vzdialenosti pohyblivého terča sa vykonalo 40 meraní.

Obr. 6 Meracie pracovisko Fig. 6 Measuring workplace


VÝSLEDKY

Namerané údaje boli spracované pomocou programov Microsoft Excel 2013 a STA-TISTICA. Z nameraných údajov boli odfiltrované extrémne hodnoty a pomocou analý-zy rozptylu sme zistili základné štatistické charakteristiky, ktoré sú zobrazené v Tab. 3. Následne bola vykonaná regresná analýza. Výsledky regresnej analýzy môžeme vidieť na grafoch na Obr. 7 a Obr. 8.

Tab. 3 Základné štatistické charakteristikyTab. 3 Basic statistical characteristics

Skutočná vzdialenosť1)

(cm)Snímač2)

Nameraná vzdialenosť3) (cm) Relatívna nepresnosť10)

(%)s 95 % interval spoľahlivosti6) x sx v

10 1 10,37 0,01 10,35 10,39 40 0,06 0,54 3,6910 2 10,63 0,01 10,61 10,64 40 0,06 0,53 6,2620 1 20,17 0 20,17 20,18 40 0,01 0,05 0,8720 2 19,99 0,01 19,97 20,02 40 0,08 0,38 0,0430 1 29,58 0,01 29,56 29,60 40 0,05 0,19 – 1,4130 2 29,36 0,01 29,35 29,38 40 0,05 0,17 – 2,1240 1 40,13 0,01 40,11 40,16 40 0,08 0,2 0,3340 2 39,63 0,03 39,57 39,69 40 0,20 0,5 – 0,9350 1 49,68 0,04 49,60 49,75 40 0,24 0,48 – 0,6550 2 50,14 0,05 50,03 50,25 40 0,35 0,69 0,2960 1 59,78 0,04 59,69 59,87 38 0,28 0,46 – 0,3760 2 59,46 0,08 59,29 59,62 40 0,52 0,87 – 0,9070 1 69,32 0,05 69,22 69,41 40 0,30 0,43 – 0,9770 2 69,26 0,07 69,12 69,39 40 0,42 0,6 – 1,0680 1 79,39 0,08 79,22 79,55 40 0,51 0,64 – 0,7780 2 79,28 0,08 79,12 79,45 40 0,51 0,64 – 0,8990 1 89,51 0,09 89,33 89,70 39 0,58 0,65 – 0,5490 2 88,69 0,11 88,47 88,91 40 0,69 0,78 – 1,46

x – Aritmetický priemer4), s – Smerodajná chyba5), x – Počet meraní7), sx – Smerodajná odchýlka8), v – Variačný koeficient9), 1) Actual distance, 2)Sensor, 3) Measured distance, 4)Arithmetic average, 5)Guideline error, 6)95% con-fidence interval, 7)Number of measurements, 8)Guideline deviation, 9)Variation coefficient, 10) Rela-tive inaccuracy

x


Obr. 7 Graf nameranej vzdialenosti od skutočnej – snímač 1 Fig. 7 Graph of the measured distance from the actual – sensor 1

1)Measured distance, 2)Actual distance

Obr. 8 Graf nameranej vzdialenosti od skutočnej – snímač 2 Fig. 8 Diagram of measured distance from real – sensor 2




Obr. 8 Graf nameranej vzdialenosti od skutočnej – snímač 2

Fig. 8 Diagram of measured distance from real – sensor 2 1)Measured distance, 2)Actual distance

y = 0,9889x + 0,3257R² = 0,9998

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Nam

eran

á vz

dial

enos

ť1)[c

m]

Skutočná vzdialenosť2) [cm]

y = 0,9829x + 0,4589R² = 0,9996

0102030405060708090

100

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Nam

eran

á vz

dial

enos

ť1)[c

m]




Obr. 8 Graf nameranej vzdialenosti od skutočnej – snímač 2

Fig. 8 Diagram of measured distance from real – sensor 2 1)Measured distance, 2)Actual distance

y = 0,9889x + 0,3257R² = 0,9998

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Nam

eran

á vz

dial

enos

ť1)[c

m]


y = 0,9829x + 0,4589R² = 0,9996

0102030405060708090

100

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Nam

eran

á vz

dial

enos

ť1)[c

m]



Tab. 4 Test významnosti parametrov – snímač 1Tab. 4 Parameter Significance Test – sensor 1

Parameter1) Odhad parametra2)

Smerodajná chyba3)

T-test parametra4) P-hodnota5)

95 %-ný interval spoľahlivosti6)

Dolná hranica7)

Horná hranica8)

a 0,326 0,042 7,780 0,000 0,243 0,408

b 0,989 0,001 1325,962 0,000 0,987 0,990

1) Parameter, 2)Estimate of parameter, 3)Reference error, 4)T-parameter test, 5)P-value, 6)95% confiden-ce interval, 7)Lower boundary, 8)Upper boundary

Tab. 5 Test významnosti parametrov – snímač 2Tab. 5 Parameter Significance Test – sensor 2

Parameter1) Odhad parametra2)

Smerodajná chyba3)

T-test parame-

tra4)P-hodnota5)

95%-ný interval spoľahlivosti6)

Dolná hranica7)

Dolná hranica7)

a 0,459 0,057 8,076 0,000 0,347 0,571

b 0,983 0,001 973,4 0,000 0,981 0,9851) Parameter, 2)Estimate of parameter, 3)Reference error, 4)T-parameter test, 5)P-value, 6)95% confiden-ce interval, 7)Lower boundary, 8)Upper boundary

DISKUSIA

Z tabuľky základných štatistických charakteristík (Tab. 3) môžeme vidieť, že v malej meranej vzdialenosti snímače nadhodnocovali namerané hodnoty a s rastúcou meranou vzdialenosťou snímače podhodnocovali namerané hodnoty. Relatívna nepresnosť bola najväčšia pri vzdialenosti 10 cm pre oba snímače. Pre snímač 1 bola relatívna nepresnosť 3,69 % a pre snímač 2 bola 6,26 %. Pri ďalších vzdialenostiach bola relatívna nepresnosť v okolí 1 % okrem vzdialenosti 30 cm kde nepresnosť bola –2,12% a –1,41 %. Z Tab. 3 môžeme vidieť, že snímač 1 je presnejší ako snímač 2.

Pomocou regresnej analýzy sme pre obidva snímače zistili regresné rovnice lineárnych modelov, ktoré popisujú závislosť medzi skutočnou a nameranou vzdialenosťou, získa-nou pomocou snímačov. Pre snímač 1 sme určili nasledovné parametre regresnej rovnice: a = 0,326 a b = 0,989. Pre snímač 2 sú hodnoty parametrov regresnej rovnice: a = 0,459 a b = 0,983. Pri snímači 1 je matematický model bližší skutočnosti, ako pri snímači 2. Smernica regresnej funkcie snímača 1 je bližšie k hodnote1 a lokujúca konštanta je bližšie k 0, ako pri snímači 2. Z regresnej analýzy môžeme s určitosťou povedať, že snímač 1 meria presnejšie ako snímač 2.

Z analýzy rozptylu a regresnej analýzy nameraných údajov je zjavné, že snímač 1 meria presnejšie ako snímač 2. Ak chceme používať ultrazvukové snímače HC-SR04 na presné meranie, je nutné ich pravidelne kalibrovať a použiť ďalšie metódy a postupy na zvýšenie presnosti merania. Je dôležité aby pri meraní boli zohľadnené vplyvy prostre-dia, najmä vplyv teploty, vlhkosti a tlaku.


ZÁVER

Ultrazvukové snímače majú mnoho potenciálnych aplikácii, pretože sú schopné veľmi presne zistiť a detegovať akýkoľvek objekt (Rane & Mehta 2017). Môžeme ich aplikovať a využiť pre meranie vzdialenosti, detekciu proti kolízii, bezpečnú navigáciu robotov, par-kovacie asistenti pre automobily, meranie hladiny atď.

Ultrazvukové snímače nevyžadujú fyzický kontakt s meraným objektom a dokážu od-haliť určité jasné alebo lesklé ciele. Na druhej strane, ich merania sú veľmi citlivé na tep-lotu a na uhol cieľa. Teplota a vlhkosť ovplyvňujú rýchlosť zvuku vo vzduchu. Z tohto dôvodu je potrebné, aby sa snímače opätovne kalibrovali, aby bolo možné vykonať presné merania v novom prostredí. Aby sa prenášaná vlna vrátila k prijímaču, musí byť cieľová plocha kolmá na vysielač. Okrúhle predmety sa preto najľahšie snímajú, pretože vždy vykazujú určitú kolmú plochu. Pri zacielení na plochý objekt je potrebné dbať na to, aby jeho uhol vzhľadom na snímač neprekročil určitý rozsah.

Ultrazvukové snímače majú zvyčajne „mŕtvu zónu“ tesne pred nimi, v ktorej nie je možné detegovať objekty, pretože odvrátia vlnu späť predtým, ako je prijímač v prevádz-ke. Niektoré materiály sú viac absorpčné ako ostatné a odrážajú menej ultrazvuku. To komplikuje použitie metódy útlmu na meranie vzdialenosti ľubovoľných objektov (Kele-men et al.2015).

LITERATÚRA

AL_ISSA, H. A., THUNEIBAT, S., IJJEH, A., 2016. Sensors Application Using PIC-16F877A Microcontroller. In American Journal of Remote Sensing. roč. 4, č. 13. ISSN: 2328-580X [online]. [cit. 25. 8. 2017]. Dostupné na internete: <http://article.science publishinggroup.com/pdf/10.11648.j.ajrs.20160403.11.pdf˃.

HANZEL, J., JURIŠICA, L., 2006. Experimentálna identifikácia parametrov ultrazvukového diaľ-komeru. In AT&P Journal. [online]. [cit. 27. 8. 2017]. Dostupné na internete: <http://www.atpjournal.sk/buxus/docs/casopisy/atp_plus/plus_2006_2/plus23_31.pdf˃.

HORÁK, Z., KRUPKA, F., 1976. Fyzika, Příručka pro vysoké školy technického směru, SNTL/ALFA, Praha. 422 s.

KAUR, M., PAL, J., 2015. Distance Measurement of Object by Ultrasonic Sensor HC-SR04. In IJSRD– International Journal for Scientific Research & Development. roč. 5, č. 3. ISSN 2321-0613. [online]. [cit. 27. 8. 2017]. Dostupné na internete: <http://www.ijsrd.com/articles/IJSR-DV3I50440.pdf˃.

KELEMEN, M., VIRGALA, I., KELEMENOVÁ, T., MIKOVÁ, Ľ., FRANKOVSKÝ, P., LIPTÁK, T., LÖRINC, M., 2015. Distance Measurement via Using of Ultrasonic Sensor. In Journal of Automation and C ontrol. roč. 3, č. 3, s. 71 – 74. [online]. [cit. 30. 8. 2017]. Dostupné na inter-nete: <http://pubs.sciepub.com/automation/3/3/6/˃.

KOVAL, L., VAŇUŠ, J., BILÍK, P., 2016. Distance Measuring by Ultrasonic Sensor. In Science-Direct. roč. 49. s. 153 – 158. [online]. [cit. 30. 8. 2017]. Dostupné na internete: <http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S2405896316326623˃.


PATIL, P. D., PATIL, R. D., 2015. Designing Multisensor Embedded System Using PSoC. In Inter-national Journal of Current Advanced Research. roč. 8, č. 4, ISSN: 2319-6475. [online]. [cit. 25. 8. 2017]. Dostupné na internete: <http://journalijcar.org/sites/default/files/issue-files/0172.pdf˃.

RANE, M., MEHTA, K., 2017. Potential Applications of Ultrasonic Sensor. In Intermational Jour-nal Of Engineering And Computer Science. roč. 3 Marec 2017. ISSN 2319-7242. [online]. [cit. 29. 8. 2017]. Dostupné na internete: <http://www.ijecs.in/issue/v6-i3/34%20ijecs.pdf˃.

SURYA, S., CHAUHAN, S. S., 2015. Water Level Indicator with Temperature Sensor. In IOSR Journal of Electrocal and Electronics Engineering (IOSR-JEEE). roč. 3, č. 10. ISSN: 2278-1676. [online]. [cit. 29. 8. 2017]. Dostupné na internete: <http://www.iosrjournals.org/iosr-jeee/Papers/Vol10-issue3/Version-1/K010316571.pdf˃.

VIDHYA, D. S., REBELO, D. P., D´SILVA, C. J., FERNANDES, L. W., COSTA, C. J., 2016. Obstacle Detection using Ultrasonic Sensors. In IJIRST – International Journal for Innovative Research in Science & Technology, roč. 2, č. 11. ISSN 2349-6010. [online]. [cit. 27. 8. 2017]. Dostupné na internete: <http://www.ijirst.org/articles/IJIRSTV2I11140.pdf˃.

VOJÁČEK, A., 2005. Ultrazvukové senzory přiblížení. [online]. [cit. 27. 8. 2017]. Dostupné na in-ternete: <http://automatizace.hw.cz/clanek/2005110201˃.

Príspevok bol vypracovaný v rámci riešenia projektu KEGA MŠ SR 003TU Z-4/2016 „Výskumné a výučbové laboratórium robotiky“ a projektu IPA „Návrh a konštrukcia robotického ramena pre skúmanie inerciálneho navigačného systému“.

Kontaktná osoba:Ing. Emil Škultéty, tel.: +421 45 5206 571, e-mail:[email protected]


VPLYV POVLAKOVANÝCH PÍLOVÝCH KOTÚČOV NA ENERGETICKÚ NÁROČNOSŤ PRI PRIEČNOM PÍLENÍ VYBRANÝCH DRUHOV DREVINY

EFFECT OF COATED SAW BLADES ON THE ENERGY INTENSITY OF CROSS-CUTTING WITH USE SELECTED WOOD SPECIES

Štefánek Milan1 and Kováč Ján2 and Krilek Jozef3 and Kuvik Tomáš4

1Technical University in Zvolen, Department of environmental and forestry technology, Faculty of Environmental and Manufacturing Technology, KELT FEVT, Študentská 26, 96053, Zvolen, Slo-vak Republic, [email protected] University in Zvolen, Department of environmental and forestry technology, Faculty of Environmental and Manufacturing Technology, KELT FEVT, Študentská 26, 96053, Zvolen, Slo-vak Republic, [email protected] University in Zvolen, Department of environmental and forestry technology, Faculty of Environmental and Manufacturing Technology, KELT FEVT, Študentská 26, 96053, Zvolen, Slo-vak Republic, [email protected] University in Zvolen, Department of mechanics, mechanical engineering and design, Faculty of Environmental and Manufacturing Technology, KMSD FEVT, Študentská 26, 96053, Zvo-len, Slovak Republic, [email protected]

Abstrakt: Výskum bol zameraný na vyhodnotenie vplyvu povlakovaného a nepovlakovaného pí-lového kotúča na energetickú náročnosť pri procese priečneho pílenia. Boli použité pílové kotúče s rovnomerným rozstupom zubov a plným telom z HSS ocele. Pílový kotúč bol použitý s povlakom aj bez povlaku, aby sme mohli výsledky porovnať a vyhodnotiť. Merania sa uskutočnili na stende, ktorý bol zostrojený Katedrou environmentálnej a lesníckej techniky, kde sa aj naďalej moderni-zuje. Na výskum boli použité skúšobné vzorky dvoch drevín a to smrek obyčajný (Picea Abies) a buk lesný (Fagus Silvatica). Pri procese pílenia boli nastavené dve posuvné rýchlosti a dve úrovne otáčok pílových kotúčov a aby sa dosiahol vyšší štatistický význam, každé meranie sa niekoľkokrát opakovalo. Výskumom sa zistilo, že kotúč s povlakom má pozitívny vplyv na energetickú náročnosť oproti pílovému kotúču bez povlaku pri oboch drevinách.

Kľúčové slová: pílové kotúče, povlakovanie, rezná rýchlosť, podávacia rýchlosť, energetická ná-ročnosť

Abstract: Research was focused on impact assessment coated and uncoated saw blade on energy consumption in the transversal cutting. We used saw blades with a uniform tooth spacing and solid body made of HSS steel, The saw blade was used with coating and non-coated to compare and evaluate the results. The measurements were carried on a equipment developed by the Department of Environmental and Forestry Engineering, there is continues to be modernized. Two samples were



used for the research, Picea Abies and Fagus Silvatica. Two sliding speeds and two saw blade speeds were set for transversal cutting and to achieve greater statistical significance, each measurement was repeated several times. Research has shown that coated saw blade have a positive effect on the energy intensity compared to the uncoated saw blade for both woods.

Key words: saw blades, coating, cutting speed, feed speed, energy consumption

ÚVOD

Z drevodeliacich strojov určených na priečne a pozdĺžne pílenie dreva je kotúčová píla jedným z najpoužívanejších (Kvietková et al. 2015, Koch 1985, Barcík 2009). V práci Argay (2014) je uvedené, že pri pozdĺžnej aj priečnej manipulácii reziva na prírezy majú kotúčové píly nezastupiteľné miesto. Kminiak a Siklienka (2014) vo svojej práci opisujú operáciu priečneho pílenia ako predbežné priečne rezanie s nadmierou a konečné priečne rezanie na požadované rozmery.

Pílový kotúč zohráva primárnu úlohu pri pílení ako rotujúci rezný nástroj kolmý na smer vlákien dreva. Pri priečnom pílení sú prerezávané vlákna a formujú sa steny reznej škáry pomocou vedľajších rezných hrán zubov pílového kotúča. Dno zubovej dráž-ky je formované hlavnými reznými hranami pri zatvorenom rezaní (Siklienka a Kminiak 2013, Kminiak a Kubš 2016).

Obrázok 1 Kinematická schéma pílového kotúča (Siklienka, Kminiak 2013)fz – posuv na zub pre symetrický pílový kotúč; t – rozstup zubov pre symetrický pílový kotúč;

hz – výška zuba; r – polomer zaoblenia zubovej medzery; l – dĺžka chrbtovej hrany; vc- rezná rých-losť; vf – posuvná rýchlosť; α – uhol chrbta; β – uhol rezného klina; γ – uhol čela; δ – rezný uhol

Figure 1 The kinematic scheme of the saw blade (Siklienka, Kminiak 2013) fz – tooth displacement for a symmetrical saw blade; t – tooth pitch for a symmetrical saw blade; hz – height of the tooth; r – radius of rounding of the tooth gap; l – length of back edge; vc – cutting speed; vf – feed speed;

α – back angle; β – cutting wedge angle; γ – angle of the forehead; δ – cutting angle

Najčastejšie používanými materiálmi rezných hrán pílových kotúčov sú v dnešnej dobe platničky zo spekaných karbidov, tzv. SK plátky a nástrojová oceľ (Banski 2000, Siklienka et al. 2012). Kminiak a Siklienka (2014) vo svojej práci uvádzajú, že pílové kotúče s SK- platničkami majú pri pílení dreva v porovnaní s nástrojovou oceľou 20 až 30 násobne vyššiu trvanlivosť reznej hrany.


Parametre procesu delenia dreva ako sú energetická náročnosť, prašnosť, hlučnosť, pa-rametre vznikajúceho produktu ako sú rozmerová presnosť, kvalitu vytvoreného povrchu, i parametre produkovanej triesky ako sú rozmer, granulometrické zloženie sú závislé tak od fyzikálno-mechanických vlastností obrábaného materiálu ako i od rozmerov, tvaru, počtu zubov, geometrie, ostrosti rezného nástroja a technicko-technologických podmie-nok realizácie procesu pílenia (Goglia 1994, Schajer a Wang 2002, Kopecký a Rousek 2007, Dzurenda 2009, Očkajová et al. 2006, Očkajová et al. 2010, Naylor 2014).

Krilek et al. (2014), Wasielewski et al. (1999) a Barcík et al. (2008) uvádzajú, že vhod-ným výberom nástroja, geometrie rezného zuba a rezných podmienok je možné znížiť náklady pri rezaní drevnej suroviny a to zvýšením porezovej výkonnosti stroja (píly).

Všetky technologické operácie, pri ktorých dochádza k narušeniu pôvodných vlastnos-tí a celistvosti obrobku zanechávajú na obrobenom povrchu charakteristické nerovnosti. Tieto sa prejavujú mikroskopickými zmenami ako drsnosť obrobenej plochy, aj makro-skopickými zmenami ako vlnitosť, ryhy, priehlbiny, vytrhané vlákna a pod (Kminiak et al. 2015, Novak et al. 2011, Kminiak 2014).

Tabuľka 1 Kritéria vplývajúce na proces rezania (Kováč, Mikleš 2009)Table 1 Criteria influencing the cutting process (Kováč, Mikleš 2009)

KritériaCriteria

ObrobokWorkpiece

StrojMachine

NástrojTool

VonkajšieExternal

prierez triesky, hĺbka rezu, kvalita rezu

rýchlosť posuvu, rezné sily, materiál, rezná rých-losť, kmitanie, trvanlivo-

sť, rezný výkon

opotrebenie, geometria reznej hrany

VnútornéInterior

drevina, pevnosť dre-va, smer prerezávania

vlákien, vlhkosť dreva, hustota dreva

vlastnosti materiálu, druh materiálu

vlastnosti materiálu, druh materiálu

MATERIÁL A METÓDY

Meranie hodnôt priečneho rezania dreva sa uskutočnilo na skúšobnom zariadení (vid. Obrázok 2). Všetky merania rezných podmienok pri rezaní dreva sa vykonali na danom zariadení (stende). Stend bol navrhnutý, zostrojený a ďalej sa modernizuje na Katedre environmentálnej a lesníckej techniky v dielňach technickej univerzity vo Zvolene. Zaria-denie je zložené z dvoch primárnych častí a to:

• posuvná časť,• rezacia časť.

Pôsobenie a prenos krútiaceho momentu na pílový kotúč sa prenáša pomocou rezacej časti (rezného mechanizmu). Posuvnou časťou sa zabezpečuje uchytenie a podávanie ob-rábaného materiálu do rezu.


Obrázok 2 Stend – meracie zariadenie na priečne pílenie drevaFigure 2 Stend – measuring device for transversal cutting wood

Stend – meracie zariadenie (Obrázok 2) sa skladá z trojfázového asynchrónneho elek-tromotora s výkonom 7,5 kW. Krútiaci moment je prenášaný prostredníctvom remeňa, po-istnej spojky GIFLEX GFLL – 28, vstupnej spojky snímača krútiaceho momentu, snímača momentu HBM T20WN, výstupnej spojky snímača krútiaceho momentu a ďalej sa skladá z vreteníka na pílový kotúč.

Skúšobné vzorky

Meranie sme uskutočnili na vzorkách z drevín smrek (Picea Abies) a buk lesný (Fagus Silvatica) s rozmermi 200 x 200 x 1000. Rozmery vzoriek boli zvolené na základe tech-nických parametrov meracieho zariadenia. Drevo smreka je ľahké, mäkké, pružné, dobre štiepateľné. Hustota dreva v absolútne suchom stave je 300 až 640 kg·m-3, redukovaná v čerstvom stave 380 kg·m-3. Vlhkosť čerstvého zoťatého dreva je 30 až 50% a vlhkosť bodu nasýtenia vlákien 30 až 34%. Bukové drevo patrí k stredne ťažkým a tvrdým dre-vinám. Hustota dreva v absolútne suchom stave je 490 až 910 kg·m-3, redukovaná v čer-stvom stave 570 kg·m-3. Vlhkosť čerstvého zoťatého dreva je 50 až 80% a vlhkosť bodu nasýtenia vlákien 32 až 35% (Toma 2010).

Vlhkosť vzoriek

Vlhkosť vzoriek sme zisťovali pomocou gravimetrickej metódy. Je to metóda priame-ho zisťovania vlhkosti dreva. Princíp tejto metódy spočíva v zistení hmotnosti vlhkého a vysušeného dreva vážením. (Požgaj et al. 1997) Sušenie sa uskutočnilo pri teplote 103 ± 2 °C v sušiarni MEMMERT UNB 200. Výsledky vlhkosti meraných drevín sú, buk 61,22% a smrek 46,91%. Vlhkosť dreviny priamo ovplyvňuje proces rezania a to energe-tickú náročnosť, kedy pri nízkej vlhkosti dreviny sa zvyšuje energetická náročnosť.


Obrázok 3 Vzorky drevín: VZ. 1. Smrek, VZ. 2. BukFigure 3 Samples of wood: VZ. 1. Spruce, VZ. 2. Beech

Pílové kotúče

Pri experimentálnych skúškach boli použité dva pílové kotúče (Obrázok 4). Kotúč s plným telom, s 56 zubami, z ocele 19 418 (75Cr1) – (HSS) a ten istý pílový kotúč s po-vlakom MAXIMIZER s tepelnou výdržou do 800 °C (AlTiN) – (HSS-M).

Obrázok 4 Pílový kotúč s priemerom 600 mmFigure 4 saw blade with diameter 600 mm

Postup merania

Experiment bol vykonaný s dvomi pílovými kotúčmi s priemerom 600 mm pri dvoch posuvných rýchlostiach a to vf = 6 a 12 m∙min-1, pri otáčkach n = 1909 a 2546 min-1 a rez-ných rýchlostiach vc = 60 a 80 m∙s-1. Skúšané vzorky boli z dreviny buk (Fagus Silvatica) a smrek (Picea Abies) s rozmermi 50 mm x 200 mm x 1000 mm. Každé meranie sa niekoľ-kokrát opakovalo aby sme dosiahli vyšší štatistický význam.

Výstupom z experimentu bol krútiaci moment vyvolaný vreteníkom pri procese reza-nia.

VÝSLEDKY

Podstatou merania bolo zistiť aký veľký vplyv má meniaci sa faktor a to povlak pílové-ho kotúča na sprievodné javy (veľkosť krútiaceho momentu) pri procese priečneho pílenia


dreva. Meranie sme uskutočnili pomocou snímača momentu HBM T20WN a elektronic-kého meracieho systému SPIDER8 pre meranie mechanických veličín. Na spracovanie výsledkov krútiaceho momentu vreteníka sme použili softvér STATISTICA 12.

Namerané výsledky sú zobrazené v grafoch na Obrázok 5 a Obrázok 6.

Obrázok 5 Proces priečneho pílenia pri reznej rýchlosti 60 m·min-1

Figure 5 The process of transversal cutting at the cutting speed 60 m·min-1


Figure 6 The process of transversal cutting at the cutting speed 80 m·min-1

Obrázok 5 Proces priečneho pílenia pri reznej rýchlosti 60 m·min-1 Figure 5 The process of transversal cutting at the cutting speed 60 m·min-1


Obrázok 5 Proces priečneho pílenia pri reznej rýchlosti 60 m·min-1 Figure 5 The process of transversal cutting at the cutting speed 60 m·min-1



Pri bukovom dreve má zmena z nepovalkovaného pílového kotúča (HSS) na povla-kovaný pílový kotúč (HSS – M) výrazný vplyv na krútiaci moment, až na jeden prípad a pri smrekovom dreve nemá zmena HSS na HSS – M značne veľký vplyv na krútiaci moment, až na jeden prípad. V procese pílenia bukového dreva nie sú zaznamenané až tak vysoké rozptyly krútiaceho momentu ako pri smrekovom dreve. Pri smrekovom dreve to nie je až také jednoznačné, pretože aj tam sú priaznivejšie výsledky krútiaceho momentu pri použití HSS – M ako pri HSS, ale sú tam značne väčšie rozptyly krútiaceho momentu ako pri bukovom dreve, ktoré sú spôsobené väčšou nehomogenitou smrekového dreva, čo spôsobuje výkyvy v krútiacom momente. Ale, po zhrnutí a vyhodnotení všetkých výsled-kov môžeme usúdiť, že vo väčšine prípadov má zmena HSS na HSS – M významný vplyv na krútiaci moment.

DISKUSIA

Cieľom experimentu bolo vyhodnotenie sprievodných javov (krútiaceho momentu pí-lového kotúča z rýchloreznej ocele a toho istého pílového kotúča s povlakom MAXIMI-ZER AlTiN s teplotnou prevádzkovou výdržou do 800 °C) pri procese priečneho pílenia dreva. Danou problematikou, priečnym pílením dreva sa už v minulosti zaoberali Kováč et al. 2009, Siklienka et al. 2012, Kminiak 2014, Siklienka et al. 2013 podľa ktorých po-rovnávame zistené výsledky.

Kováč et al. dospeli k výsledkom, že pri rezaní pílovým kotúčom s HSS ocele je prie-beh krútiaceho momentu Mk charakterizovaný prudkým nárastom na maximálnu hodnotu a následne miernym klesaním až po prudký pokles, čo je spôsobené prerezaním dreva (Kováč et al. 2009).

Nami namerané hodnoty krútiaceho momentu Mk potvrdzujú a stotožňujú sa s výsled-kami Kováča et al. (2009).

Z meniaceho sa vstupného faktora v procese rezania (HSS a HSS – M) možno jed-noznačne zovšeobecniť, že:– použitie HSS – M pri pílení má vplyv na krútiaci moment v každom prípade.– Najvýhodnejšie sa javí kombinácia HSS – M s reznou rýchlosťou 60 m·min–1 s podá-

vacou rýchlosťou 6 m·min–1 kedy sú výsledky krútiaceho momentu najpriaznivejšie aj pri pílení dreviny buk aj pri pílení dreviny smrek

– Naopak pri použití vysokých rýchlostiach ako sú rezná rýchlosť 80 m·min–1 a posuv-ná rýchlosť 12 m·min–1 sú výsledky skoro totožné ako pri HSS tak aj pri HSS – M, avšak kvalita rezu pri použití HSS – M je výrazne lepšia a životnosť HSS – M vyššia. (Siklienka et al. 2013).Nami namerané hodnoty experimentu sme porovnali s hodnotami Siklienka et al. 2013

a aj v našom prípade kotúče s uhlom čela 20° sú pre proces priečneho pílenia dreva naj-vhodnejšie. Ďalej s použitím povlakov vhodných na povlakovanie pílových kotúčov sa zvýši ich účinnosť, docieli ich vyššia trvanlivosť a znížiť sa ich opotrebovanie čo zvýši kvalitu rezu a zníži ich energetickú náročnosť.


ZÁVER

Cieľom experimentálneho merania bolo zistenie vplyvu zmeny rezných podmienok (HSS a HSS – M) na sprievodné javy (krútiaci moment Mk) pri pílení masívneho dreva na kotúčovej píle. Stanovenie veľkosti krútiaceho momentu a podávacej sily pri priečnom rezaní dreva má veľký význam pre konštruktérov deliacich uzlov manipulačných liniek. Možnosť overenia správneho výpočtu krútiaceho momentu a konštrukcie zubov pílových kotúčov má veľký vplyv z ekonomického a časového hľadiska pri výrobe rôznych sorti-mentov dreva. Podmienky pri experimentoch boli priblížené k pracovným podmienkam reálnych strojov a výsledky jednotlivých experimentov je možné porovnávať s výsledka-mi dosiahnutými na iných podobných výskumných pracoviskách.

POĎAKOVANIE

Príspevok bol vypracovaný na základe projektu KEGA projekt č. 019TU Z-4/2015 ,,INOVÁCIA FORIEM A METÓD VYUČOVACIEHO PROCESU V OBLASTI POĽNO-HOSPODÁRSKEJ A LESNÍCKEJ TECHNIKY“.

LITERATÚRA

ARGAY, F. (2014). Effect of the saw blade teeth number on transverse cutting process noise when cutting beechwood. Acta facultatis xylologiae Zvolen, 56(1): 77-85,2014.

BANSKI, A., (2000). Údržba pílového kotúča so spekanými karbidmi. In: Zborník referátov od-borného seminára. Drevorezné nástroje, Starostlivosť a bezpečnosť pri práci. Zvolen 23. – 24. marec, TU Zvolen 2000, s. 76 – 85.

BARCÍK, Š., PIVOLUSKOVÁ, E., KMINIAK, R., WIELOCH, G. (2009). The Influence of Cutting Speed and Feed Speed on Surface Quality at Plane Milling of Poplar Wood. Wood Research, 54(2): 109 – 115. ISSN 1336-4561.

DETVAJ, J. (2003). Technológia piliarskej výroby. Zvolen : TU vo Zvolene, 2003, s. 112−115.DZURENDA, L. (2009). Štruktúra zrnitosti a podiel izometrických triesok v mokrej piline z pro-

cesov pílenia dreva na hlavných piliarskych strojoch. Acta Facultatis Xylologiae Zvolen, 51(1): 55–66. ISSN 1336-3824.

GOGLIA, V. (1994). Strojevi i alati za obradu dreva I. Zagreb : GRAFA, 1994, 235 s.KOVÁČ, J., MIKLEŠ, M. 2009. Vplyv vybraných parametrov na energetickú náročnosť procesu

rezania dreva pílovými kotúčmi. [online]. [cit – 2015 – 20 - 09]. Dostupné na internete: <http://www.fvt.tuke.sk/journal/pdf09/3-str-23-26.pdf>

KOPECKÝ, Z., ROUSEK, M. (2007). Dustiness in high – speed milling. 2007, Wood research, 52(2): 65–76.

KVIETKOVÁ, M., GAFF, M., GAŠPARÍK, M., KMINIAK, R., KRIŠ, A. (2015). Effect of Number of Saw Blade teeth on Noise Level and Wear of Blade Edges during Cutting of Wood. BioRe-sources 10(1), 1657-1666.

KMINIAK, R. KUBŠ, J. (2016). Cutting Power during Cross-Cutting of Selected Wood Species with a Circular Saw. BioResources 11(4), 10528-10539.

KMINIAK, R., GAŠPARÍK, M., KVIETKOVÁ, M., (2015). The Dependence of Surface Quality on Tool Wear of Circular Saw Blades during Transversal Sawing of Beech Wood. BioResources


10(4),7123-7135.KMINIAK, R. (2014). Vplyv konštrukcie pílového kotúča na kvalitu vytvoreného povrchu pri prieč-

nom pílení smrekového reziva na kapovacej pokosovej píle (Effect of the saw blade construction on the surface quality when transverse sawing spruce lumber on crosscut miter saw), Acta Facul-tatis Xilologice Zvolen 56(2), 87-96 (in Slovak with English abstract).

KOCH, P. (1985). Utilization of Hardwoods Growing on southern Pine Sites, Volume II –Proces-sing, U.S. Department of Agriculture, Forest service. 1985, 2542 s.

KRILEK, J., KOVÁČ, J., KUČERA, M. (2014). Wood Crosscutting Process Analysis for Circular Saw. BioResources 9(1), 1417-1429.

NAYLOR, A. (2014). Evaluating the Cutting Mechanics of Woodworking Hand-Saw TeethOČKAJOVÁ, A., BELJO LUČIČ, R., ČAVLOVIČ, A., TEREŇOVÁ, J.: Reduction of dustiness in

sawing wood by universal circular saw. In: Drvna industrija 57 (3) 2006: 119-126. ISSN 0012-6772

OČKAJOVÁ, A., BELJAKOVÁ, A., SIKLIENKA, M. 2010. Morphology of dust particles from the sanding process of chosen tree species. Wood research 2010, 55(2): 89−98 ISSN 1336- 4561.

RICHARD, K., MIKULÁŠ, S. (2014). Vplyv počtu zubov pílového kotúča na kvalitu vytvorené-ho povrchu pri priečnom pílení bukového reziva na kapovacej kotúčovej píle. TRIESKOVÉ A BEZTRIESKOVÉ OBRÁBANIE DREVA, 9(1): 75–82, 2014. Zvolen, Technická univerzita vo Zvolene, ISSN 1339-8350

SCHAJER G. S., WANG S. A. (2002). Effect of workpiece interaction on circular saw cutting stabi-lity II. Holz als Roh und Werkstoff 60: 48-54.

SIKLIENKA, M., KMINIAK, R. (2013). Basics of Woodworking, Technical University in Zvolen, Zvolen, Slovakia.

SIKLIENKA, M., ARGAY, F., KMINIAK, R. (2012). Vplyv uhlovej geometrie pílového kotúča na kvalitu povrchu při priečnom pílení rostlého dreva. In. Trieskové a beztrieskové obrábanie dreva 2012. Zvolen : Technická univerzita vo Zvolene, s. 325–333. ISBN 978-80-228-2385-2.

TOMA, P. (2010). Základné charakteristiky lesných drevín. Národné lesnícke centrum. 82 s. ISBN 978-80-8093-112-4

Kontaktná osoba:Ing. Milan Štefánek, tel.: +421 918 598 040, e-mail: [email protected]



ZAŤAŽENIE NOSNEJ KONŠTRUKCIE REŤAZOVÉHO DOPRAVNÍKA ZO STATICKÉHO HĽADISKA

LOAD OF THE CHAIN CONVEYOR FROM A STATIC POINT OF VIEW

Mária Krajčovičová1, Andrej Mazáň1

1KVAT, FEVT, TU vo Zvolene, Študentská 26, 960 53, Zvolen, SR, [email protected], [email protected]

ABSTRACT: The contribution presents the strength analysis of a chain conveyor construction. An approach to the determination of a bending moment distribution is shown and on the basis of it, the suitable profile for the construction was designed. A stress-deformation analysis performed in PTC CREO Simulate software confirms the design correctness. The contribution is intended as an educational material for a conveyor construction design.

Key words: chain conveyor; static load; manipulation; transport

ABSTRAKT: Príspevok sa zaoberá pevnostnou analýzou konštrukcie priečneho reťazového do-pravníka. Uvádza postup pre určenie priebehu ohybových momentov pomocou ktorého bol na-vrhnutý vhodný profil navrhnutej konštrukcie. Napäťovo-deformačná analýza vykonaná v softvéri CREO Simulate potvrdzuje správnosť daného návrhu. Príspevok je určený ako edukačný materiál pre návrhy konštrukcie dopravníkov v rámci projektu KEGA.

Kľúčové slová: reťazový dopravník; statické zaťaženie; manipulácia; doprava

ÚVOD

Jedným z najpoužívanejších dopravných systémov v oblasti drevárskeho priemyslu je reťazový dopravník. Keďže samotné riešenie problematiky prezentovanej v tejto práci súvisí so spomenutým projektom KEGA „Podpora kvality vyučovacieho procesu v oblasti Mechaniky telies prostredníctvom rozvoja edukačných metód“, samotné zadanie aj rieše-nie je prispôsobené práve charakteru tohto projektu. Oblasť manipulácie a dopravy úzko súvisia s celou výrobou v akejkoľvek oblasti. Do značnej miery ovplyvňujú kontinuitu výroby ako aj finančnú oblasť, rýchlosť výroby a logistiku ako takú. Je nevyhnutné túto oblasť rozvíjať a všetky jej aspekty dôsledne sledovať a zjednodušovať.


Z hľadiska navrhovania konštrukcie dopravníka je podstatným faktorom práve static-ké zaťaženie. V príspevku je prezentovaný postup riešenia statického zaťaženia ovplyv-ňujúceho nosnú konštrukciu na základe literatúry (Bodnár – Lang, 2001). Zameriava sa na časti statické a síce konštrukciu, ktorá je nosnou časťou všetkých aj dynamických prv-kov. Pri riešení úloh mechaniky je veľmi užitočnou aj metóda konečných prvkov, ktorá je založená na numerickom riešení s využitím matematických algoritmov. (Kotšmíd, 2015) Cieľom príspevku je priblížiť študentom spôsob a postup výpočtu pri riešení nosnej kon-štrukcie, z čoho je potrebné vychádzať, ako voliť nezadané parametre a s čím a podľa čoho ich porovnávať. Na podporenie celého riešenia je využitá matematická i grafická časť pre komplexnosť riešenia, ako aj lepšiu vizualizáciu v edukačnom procese. Pre overenie vý-sledkov stanovených matematicky aj graficky je vykonaná aj napäťovo-deformačná ana-lýza v softvéri CREO Simulate.

Prezentovaná metodika môže byť aplikovaná aj na iné druhy konštrukcií v dopravnej a manipulačnej technike po prípadnej úprave príslušných vzťahov na základe rozloženia pôsobiacich síl.MATERIÁL A METÓDY

Návrh konštrukcie priečneho reťazového dopravníka vykonáme pre uvedené vstupné parametre:• dĺžka materiálu d = 3000 mm;• počet nosníkov 5 ks;• vzdialenosť medzi nosníkmi 600 mm;• rozstup medzi prepravovaným materiálom b = 500 mm;• hmotnosť jednej dosky m1 = 48,7 kg;• max. množstvo dosiek 8 ks;• m1/5 = 9,74 kg potom F = 95,55 N.

Obr. 1. Schéma priečneho dopravníka s materiálom (1 - nosník s jednou reťazou, 2 - doska)

Fig. 1. Diagram of a cross conveyor with a material(1 - one chain, 2 - plate)


Obr. 2. Zaťaženie nosníkaFig. 2. Load of the beam

Na Obr. 2 je zobrazené pôsobenie síl na nosník s podperami. Z poznatkov pružnosti a pevnosti vznikajú v miestach podopretia nosníka reakcie RAZ a RBZ pôsobiace v smere osi z. Momentová rovnica rovnováhy v mieste podpery A:

Po dosadení za a = 0,25 m a b = 0,5 m je RBZ = 382,2 N. Výpočtová schéma pre výpočet ohybových momentov je znázornená na Obr. 3.

Obr. 3. Výpočtová schéma nosníkaFig. 3. Calculation scheme of beams

Nasledovnými výpočtami sme získali hodnoty ohybových momentov v jednotlivých vzdialenostiach vyvolaných materiálom pôsobiacim na nosník.

∑𝑀𝑀𝐴𝐴 = 0; 𝐹𝐹 ∙ 𝑎𝑎 + 𝐹𝐹 ∙ (𝑎𝑎 + 𝑏𝑏) + 𝐹𝐹 ∙ (𝑎𝑎 + 2𝑏𝑏) … + 𝐹𝐹 ∙ (𝑎𝑎 + 7𝑏𝑏)− 𝑅𝑅𝐵𝐵𝐵𝐵 ∙ (2𝑎𝑎 + 7𝑏𝑏) = 0 (1)

0 < x1 < a: M1= RAZ·x1; (2)

a < x2 < (a + b): M2= RAZ·x2 - F·(x2-a); (3)

(a + b) < x3 < (a + 2b): M3= RAZ·x3 - F·(x3-a) - F·[(x3-(a+b)]; (4)

(a + 2b) < x4 < (a + 3b): M4= RAZ·x4 - F·(x4-a) - F·[(x4-(a+b)] - F·[(x4-(a+2b)]; (5)

(a + 3b) < x5 < (a + 4b): M5= RAZ·x5 - F·(x5-a) - F·[(x5-(a+b)] - F·[(x5-(a+2b)] - F·[(x5-(a+3b)]; (6)

(a + 4b) < x6 < (a + 5b): M6= RAZ·x6 - F·(x6-a) - F·[(x6-(a+b)] - F·[(x6-(a+2b)] - F·[(x6-(a+3b)] - F·[(x6-(a+4b)]; (7)

(a + 5b) < x7 < (a + 6b): M7= RAZ·x7 - F·(x7-a) - F·[(x7-(a+b)] - F·[(x7-(a+2b)] - F·[(x7-(a+3b)] -F·[(x7-(a+4b)] - F·[(x7-(a+5b)];

(8)

(a + 6b) < x8 < (a + 7b): M8= RAZ·x8 - F·(x8-a) - F·[(x8-(a+b)]- F·[(x8-(a+2b)] - F·[(x8-(a+3b)] - F·[(x8-(a+4b)] - F·[(x8-(a+5b)] - F·[(x8-(a+6b)];

(9)

(a + 7b) < x9 < (2a + 7b): M9= RAZ·x9 - F(x9-a) - F·[(x9-(a+b)]- F·[(x9-(a+2b)] - F·[(x9-(a+3b)] - F·[(x9-(a+4b)] - F·[(x9-(a+5b)] - F·[(x9-(a+6b)] - F·[(x9-(a+7b)];

(10)

σ𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 = 𝑀𝑀𝑜𝑜𝑊𝑊𝑜𝑜

≤ σ𝑑𝑑𝑜𝑜𝑑𝑑 [Pa] (11)

Wo ≥ 𝑀𝑀𝑜𝑜σ𝑑𝑑𝑜𝑜𝑑𝑑

[m3] (12)

(1)

(2)


0 < x1 < a: M1= RAZ·x1; (2)

a < x2 < (a + b): M2= RAZ·x2 - F·(x2-a); (3)






(8)


(9)


(10)




[m3] (12)


Ako profil je použitý tenkostenný oceľový uzatvorený obdĺžnikový profil. Aby bol vybratý profil s vhodnými rozmermi, je potrebné zistiť, aká je najmenšia možná hodnota prierezového modulu Wo. Pri analytickom výpočte sme neuvažovali (zanedbali) šmykové napätia, ktoré vznikajú pri ohybe uzatvorených obdĺžnikových profilov. Pevnostná pod-mienka pre daný nosník namáhaný ohybom má tvar:

(11)

kde:

Mo je najväčší vypočítaný ohybový moment (N·m)Wo je prierezový modul v ohybe (m3)σdov je dovolené ohybové napätie (pre konštrukčnú oceľ σdov =157 MPa)

Po úprave vzťahu pevnostnej podmienky získame vzorec v tvare:

po dosadení bola vypočítaná hodnota Wo = 2434,4 mm3

VÝSLEDKY

Výpočtom sme sa dopracovali k možnosti určenia materiálu s prierezom a zároveň vypracovali postup pre riešenie nosnej konštrukcie. Na výber je vždy niekoľko možností, pričom konštruktér sa rozhoduje nie len na základe výpočtov, ale do rozhodnutia vstupujú aj iné faktory, ktoré ovplyvňujú konečné riešenie a výber typu materiálu a jeho prierez. Jed-

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

(10)


0 < x1 < a: M1= RAZ·x1; (2)

a < x2 < (a + b): M2= RAZ·x2 - F·(x2-a); (3)






(8)


(9)


(10)




[m3] (12)


0 < x1 < a: M1= RAZ·x1; (2)

a < x2 < (a + b): M2= RAZ·x2 - F·(x2-a); (3)






(8)


(9)


(10)




[m3] (12)


0 < x1 < a: M1= RAZ·x1; (2)

a < x2 < (a + b): M2= RAZ·x2 - F·(x2-a); (3)






(8)


(9)


(10)




[m3] (12)

(12)


ným z hlavných faktorov je cena, náklady, životnosť, pričom základným faktorom by mala ostávať kvalita, bezpečnosť, životnosť a návratnosť investovaných finančných zdrojov.

Okrem zmieňovaného výpočtu bola vykonaná aj analýza s využitím simulačného programu Creo Simulate, pomocou ktorého sa potvrdili vypočítané hodnoty (Obr. 6). Pre zadanú konštrukciu bol zvolený tenkostenný profil s rozmermi:H = 80 mmB = 30 mmt = 4 mm

Obr. 4. Tvar tenkostenného profiluFig. 4. Cross-section shape

Po dosadení do vzťahu:

(13)

Sme získali hodnotu WOJ = 11738,8 mm3

Týmto bolo overené, že navrhnutý nosník vyhovuje. Bolo možné zvoliť aj iný tenkos-tenný profil s menšími rozmermi, avšak z konštrukčného hľadiska viac vyhovuje práve vybraný typ nosníka.

Obr. 5. Priebeh ohybových momentovFig. 5. The bending moment distribution

W B H b hHOJ =

⋅ − ⋅3 3

6

[m3]


Okrem výpočtovej metódy bola použitá aj metóda simulačná s využitím simulačného programu Creo Simulate pomocou ktorej sa potvrdili vypočítané hodnoty. Ako je vidieť na obr. 6.

Obr. 6. Analýza nosníka na ohybFig. 6. The beam analysis

Podľa obr. 6 bolo najväčšie posunutie 0,75 mm v strede medzi podperami, čo je vyho-vujúca hodnota.

DISKUSIA

Samotný článok poukazuje na to, ako je možné čo najefektívnejšie postupovať pri navrhovaní nosných častí konštrukcie dopravných zariadení, a to ako pre účely edukačné, tak pre účely samotnej praxe. V praxi samozrejme do celého procesu vstupuje oveľa viac faktorov a vstupné parametre môžu mať väčší rozsah. Ďalej predkladá možné riešenie, avšak rozhodnutie pre investora ostáva naďalej v rovine vyhodnotenia jeho ďalších mož-ností a variantov, a to niekedy možno aj na úkor kvality a životnosti daného zariadenia. V predloženej metodike bol čitateľom priblížený postup riešenia v prípade znalostí zada-ných vstupných parametrov, ktoré aj v tomto prípade zohrávali kľúčovú zložku pri voľbe riešenia. Dosiahnuté vypočítané výsledky boli porovnané s výsledkami, ktoré priniesla počítačová analýza problému pomocou programu Creo Simulate.

ZÁVER

Keďže samotný článok vyplýva z projektu KEGA určeného na edukačné účely, na-plno jeho výsledky spĺňajú zadané ciele. Hlavným cieľom bolo poukázať na metodický postup pri riešení statického zaťaženia konštrukcie. V ďalšej fáze je určite potrebné rie-šiť dynamické zaťaženie konštrukcie. Pre jeho riešenie môže byť vhodným podkladom už vykonaný výpočet pri statickom namáhaní. Ďalej boli dané výsledky porovnané inou


metódou, a to pomocou simulácie v programe Creo Simulate. Porovnanie potvrdilo, že zvolený postup ako aj výsledky riešenia boli správne. V súčasnej dobe využívania metódy konečných prvkov a obzvlášť výpočtovej techniky, ustupujú klasické analytické metódy výpočtu do úzadia, my sme však pre edukačné účely využili obe metódy a takto overili konzervatívne výpočty progresívnou metódou.

LITERATÚRA

BODNÁR, F. - LANG, M. 2001. Pružnosť a pevnosť I. Technická univerzita vo Zvolene, 310 s. ISBN 80-228-1186-6

CHILDS, P. R. N. Mechanical Design. 2nd ed. Oxford: Elsevier Ltd., 2004.DOGHRI, I.: 2000. Mechanics of deformable solids linear, nonlinear, analytical and computational

aspects. Berlin: Springer-Verlag Berlin Heidelberg, 2000, 579 s. ISBN 978-3-642-08629-8.MINÁRIK, M. - BODNÁR, F. 2014. Aplikovaná pružnosť a pevnosť. 1. vyd. Zvolen: Technická

univerzita vo Zvolene, 163s. ISBN 978-80-228-2665-5.MINÁRIK, M., TUHÁRSKA, Z.: 2013. Statika v slovenčine a nemčine. Banská Bystrica: Univer-

zita Mateja Bela, 2012, 133 s. ISBN 978-80-557-0406-7.TOOGOOD ROGER, 2015. Creo Parametic 3.0 Tutorial. SDC Publications, 2015. ISBN 978-15-

850-3948-7SHIH R., 2014. Introduction to Finite Element Analysis Using Creo Simulate 3.0, SDC Publications,

2014. ISBN 978-15-850-3915-9SHIGLEY, J. E., MISCHKE, Ch. R., BUDYNAS, R. G.: 2004. Mechanical engineering design.

New York: The McGraw-Hill Companies, Inc., 2004, 1030 s. ISBN 978-0-072-52036-1.

Príspevok bol vypracovaný v rámci riešenia vedeckého grantového projektu : „Podpora kvality vyučovacieho procesu v oblasti Mechaniky telies prostredníctvom rozvoja edukačných metód“ č. 001TU Z-4/2017 Kultúrnej a edukačnej grantovej agentúry MŠVVaŠ SR.

Kontaktná osoba:Ing. Andrej Mazáň, tel.: +421 45 5206 571, e-mail: [email protected]


MONITOROVANIE OSOVEJ SILY A KRÚTIACEHO MOMENTU PRI VŔTANÍ OCELE St53-2

THE MONITORING OF FEED FORCE AND TORQUE MOMENT DURING STEEL St53-2 DRILLING

Ján ZÁKOPČAN – Ľubomír JAVOREK – Michal BACHRATÝ

ABSTRACT: In this contribution are presented results of thrust force and torque moment obtained during drilling of S355J0 EN10027-1 (St52-3 DIN). In experiments were used drills with ø12 mm, ø16 mm and ø20 mm diameter and with angle of main cutting edge 49°, 54° and 59°. Feed speed was 0,10 mm; 0,15 mm and 0,20 mm, revolutions of drills was constantly 350 rpm. During drilling was used liquit Hocut 3380 for cooling.

Key words: drilling; axial force; cutting torque moment.

ABSTRAKT: V príspevku sú uvedené výsledky osovej sily a krútiaceho momentu získané pri vŕta-ní s chladením kvapalinou Hocut 3380 do plného materiálu St52-3 EN 10027-1 (resp. S355J0 EN10027-1) vrtákmi s priemermi ø 12 mm, ø 16 mm a ø 20 mm a s uhlom nastavenia hlavnej reznej hrany 49°, 54° a 59° pri otáčkach 350 /min. a posuvoch na otáčku 0,10; 0,15 a 0,20 mm.

Kľúčové slová: vŕtanie; osová sila; rezný moment.

1. ÚVOD

Vŕtanie je pravdepodobne tretia najčastejšia technologická operácia obrábania kovov po frézovaní a sústružení a to predovšetkým z tých dôvodov, že veľmi často je požiadavka zhotoviť otvor tzv. na hotovo, t.j. bez ďalšej operácie. Vŕtaním sa pripravujú otvory pre vyhotovenie závitu (rezaním alebo valcovaním) a nedodržanie presnosti môže spôsobiť napr. zníženie funkčnosti závitu. Nástroje pre zhotovenie otvorov sú pomerne drahé (pre-dovšetkým nástroje zo spekaných karbidov, príp. aj povlakované) a preto mapovanie tvor-by otvoru, t.j. napr. tvorby triesky je podstatnou informáciou pre konštruktéra nástrojov pri navrhovaní reznej časti vrtáku. Modelovaniu procesu odoberania triesky cez sledovanie silových a energetických parametrov sa venovali (Kücüktürk 2012), ktorý verifikoval už známe modely na základe vlastných meraní osovej sily a krútiaceho momentu. Podobné merania uskutočnil aj (Meral 2010) v rámci svojej dizertačnej práce, avšak pri vŕtaní zlia-tinových ocelí, podobne ako aj (Tamura, Matsumura, Arrazola 2012), avšak experimenty sa uskutočnili pri vŕtaní titanových ťažko obrobiteľných zliatín vrtákmi s modifikovanou



reznou časťou v oblasti prechodovej hrany a s vnútorným chladením. Experimenty s vŕ-taním materiálov vystužených s rôznou mriežkou vzájomne sa križujúcich vláken usku-točnili (Mohan 2005) a (Okutan 2013). Sledovaným parametrom boli znova osová sila a krútiaci moment. Prác v tejto oblasti je nesmierne veľa a preto každá, aj zdanlivo malá informácia môže prispieť k rozšíreniu obzoru a k doplneniu mozaiky vedomostí. Hodnotu osovej sily je potrebné udržať v primeraných hraniciach aj z hľadiska tepelného zaťaženia nástroja. Zníženie osovej sily zmenšuje trenie v mieste rezu a tým aj tepelné zaťaženie reznej hrany. Znížením trenia znižujeme straty a tým aj energiu vynaloženú na vŕtanie. Pri zmenšení krútiaceho momentu sa zmenšuje opotrebenie nástroja a čo je hlavné, klesá výkon potrebný na vŕtanie. Znížením krútiaceho momentu priamo znižujeme spotrebu el. energie, ktorú stroj odoberá zo siete. Pri znižovaní opotrebenia nástrojov skracujeme prestoje potrebné na výmenu nástroja a šetríme peňažné prostriedky vynaložené na kúpu nových nástrojov.

2. CHARAKTERISTIKA VŔTANIA

2.1 Prierezové parametre triesky

Ak sa jedná o vrták s jednou reznou hranou, bude teoretický prierez odoberanej triesky AD1 daný vzťahom:

(1)

bD – šírka odoberanej vrstvy (mm)hD – hrúbka odoberanej vrstvy (mm)fn – posuv za otáčku (mm)fz – posuv na zub (mm)

Pri nástroji s dvoma reznými hranami, bude teoretický prierez triesky odoberanej jed-nou reznou hranou daný vzťahom:

(2)

Ak sa jedná o vrták s dvoma reznými hranami, bude výsledný prierez odoberanej vrs-tvy daný vzťahom:

(3)

2


𝐴𝐴𝐷𝐷1 = 𝑏𝑏𝐷𝐷 .ℎ𝐷𝐷 =

𝑓𝑓𝑛𝑛1 ∙ 𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑟𝑟 ∙

𝐷𝐷𝑛𝑛2.𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑟𝑟

= 𝐷𝐷𝑛𝑛.𝑓𝑓𝑛𝑛4 = 𝐷𝐷𝑛𝑛.𝑓𝑓𝑧𝑧

2 [𝑚𝑚𝑚𝑚2] (1) bD – šírka odoberanej vrstvy (mm) hD – hrúbka odoberanej vrstvy (mm) fn – posuv za otáčku (mm) fz – posuv na zub (mm) Pri nástroji s dvoma reznými hranami, bude teoretický prierez triesky odoberanej jednou reznou hranou daný vzťahom: 𝐴𝐴𝐷𝐷1 = 𝑏𝑏𝐷𝐷 ∙ ℎ𝐷𝐷 =




2 [𝑚𝑚𝑚𝑚2] (2) Ak sa jedná o vrták s dvoma reznými hranami, bude výsledný prierez odoberanej vrstvy daný vzťahom: 𝐴𝐴𝐷𝐷 = 2 ∙ 𝐴𝐴𝐷𝐷1 =

𝐷𝐷𝑛𝑛∙𝑓𝑓𝑛𝑛2 = 𝐷𝐷𝑠𝑠 ∙ 𝑓𝑓𝑧𝑧[𝑚𝑚𝑚𝑚2] (3)

ap – šírka rezu (mm) af – hĺbka rezu (mm) r – uhol natavenia hlavnej reznej hrany (o) r – vrcholový uhol =2r (o) Obrázok 1 Prierezové parametre triesky pri vŕtaní

2.2 Silové a energetické parametre Proces vŕtania je zaraďovaný do kategórie uzavretého rezania, pri ktorom sa najčastejšie pri výpočte silových veličín postupuje experimentálne, pretože je to zložité. Všeobecne pre reznú silu Fc , čiže pre tangenciálnu zložku výslednej sily, ktorá pôsobí na ramene: 𝐷𝐷𝑛𝑛4 , platí: 𝐹𝐹𝑐𝑐1 = 𝐹𝐹𝑐𝑐2 = 𝐹𝐹𝑐𝑐 = 𝑘𝑘𝑐𝑐 ∙ 𝐴𝐴𝐷𝐷 = 𝑘𝑘𝑐𝑐 ∙

𝐷𝐷𝑛𝑛∙𝑓𝑓𝑛𝑛4 [N ] (4)

kc – merný rezný odpor (N/mm2) AD – plocha triesky odobratá pri jednej otáčke nástroja (mm2).

2
















2

















ap – šírka rezu (mm)af – hĺbka rezu (mm)κr – uhol natavenia hlavnej reznej hrany (o)εr – vrcholový uhol =2κr (

o)

Obrázok 1 Prierezové parametre triesky pri vŕtaní

2.2 Silové a energetické parametre

Proces vŕtania je zaraďovaný do kategórie uzavretého rezania, pri ktorom sa najčastej-šie pri výpočte silových veličín postupuje experimentálne, pretože je to zložité. Všeobec-ne pre reznú silu Fc , čiže pre tangenciálnu zložku výslednej sily, ktorá pôsobí na ramene:

2
















, platí:

(4)

kc – merný rezný odpor (N/mm2)AD – plocha triesky odobratá pri jednej otáčke nástroja (mm2).

A pre rezný moment odpovedajúci tejto sile platí:

(5) Pri vŕtaní hlbších dier je veľkosť rezného krútiaceho momentu daná krútiacim mo-

mentom Mkz pre odoberanie triesky, ďalej krútiacim momentom Mkf , ktorý je vytvorený trením fázky vrtáka o dieru a krútiacim momentom Mkt, ktorý je spôsobený trením triesky o stenu drážky vrtáka a otvoru.

(6)

Pri narastaní hĺbky otvoru rastú aj trecie momenty Mkf a Mkt . Pre výpočet osovej sily Fot zveľkosti reznej sily Fc sa používa empirický vzťah:

2
















2
















3

A pre rezný moment odpovedajúci tejto sile platí: 𝑀𝑀𝑘𝑘𝑘𝑘 = 𝐹𝐹𝑐𝑐 ∙

𝐷𝐷𝑛𝑛2 = 𝑘𝑘𝑐𝑐 ∙

𝐷𝐷𝑛𝑛∙2 𝑓𝑓𝑛𝑛8 [Nm] (5)

Pri vŕtaní hlbších dier je veľkosť rezného krútiaceho momentu daná krútiacim momentom Mkz pre odoberanie triesky, ďalej krútiacim momentom Mkf , ktorý je vytvorený trením fázky vrtáka o dieru a krútiacim momentom Mkt, ktorý je spôsobený trením triesky o stenu drážky vrtáka a otvoru. 𝑀𝑀𝑘𝑘 = 𝑀𝑀𝑘𝑘𝑧𝑧 + 𝑀𝑀𝑘𝑘𝑓𝑓 + 𝑀𝑀𝑘𝑘𝑡𝑡 [Nm] (6) Pri narastaní hĺbky otvoru rastú aj trecie momenty Mkf a Mkt . Pre výpočet osovej sily Fot z veľkosti reznej sily Fc sa používa empirický vzťah: 𝐹𝐹𝑜𝑜𝑓𝑓 = 𝑘𝑘 ∙ 𝐹𝐹𝑐𝑐 [N] (7) Konštanta k sa určuje v závislosti od veľkosti otupenia nástroja a jej veľkosť sa pohybuje v širokom rozmedzí. Tak ako výsledný krútiaci moment aj výsledná osová sila je daná zložkami: 𝐹𝐹𝑜𝑜𝑓𝑓 = 𝐹𝐹𝑓𝑓 + 𝐹𝐹𝑓𝑓𝑓𝑓 + 𝐹𝐹𝑓𝑓𝑡𝑡 [N] (8)

3. EXPERIMENT

3.1 Stroj, nástroj, meracia aparatúra

Stroj Na vŕtanie bola pri experimente použitá stojanová vŕtačka OPTI B 50 GSM (obr. 2). Technické parametre sú uvedené v tabuľke 1.

1– elektromotor pohonu vretena, 2 – tabuľka rýchlosti, 3, 4 – voliče rýchlostných stupňov, 5 – ovládací panel, 6 – tabuľka rýchlosti posuvu, 7– volič rýchlosti posuvu, 8 – hlavný vypínač, 9 – páka pinoly so spínačom posuvu, 10 – prívod chladiacej kvapaliny, 11 – pracovný stôl, 12 – zaistenie otáčanie pracovného stola, 13 – výškové nastavenie pracovného stola, 14 – čerpadlo chladiacej kvapaliny.

Obrázok 2 Stojanová vŕtačka OPTI B 50 GSM – celkový pohľad

3





3. EXPERIMENT






(7)

Konštanta k sa určuje v závislosti od veľkosti otupenia nástroja a jej veľkosť sa po-hybuje v širokom rozmedzí. Tak ako výsledný krútiaci moment aj výsledná osová sila je daná zložkami:

(8)

3. EXPERIMENT


StrojNa vŕtanie bola pri experimente použitá stojanová vŕtačka OPTI B 50 GSM (obr. 2).

Technické parametre sú uvedené v tabuľke 1.

1 – elektromotor pohonu vretena, 2 – tabuľka rýchlosti, 3, 4 – voliče rýchlostných stupňov, 5 – ovládací panel, 6 – tabuľka rýchlosti posuvu, 7 – volič rýchlosti posuvu, 8 – hlavný vypínač, 9 – páka pinoly so spínačom posuvu, 10 – prívod chladiacej kvapaliny, 11 – pracovný stôl, 12 – zaistenie otáčanie pracovného stola, 13 – výškové nastavenie pracovného stola, 14 – čerpadlo chladiacej kvapaliny.


Tabuľka 1 Technické parametre strojaRozsah otáčok vretena: 54 – 2090 1/minPosuv: 0,05 – 0,30 mm/ot.Najväčší priemer vrtáka: 60 mmPočet rýchlostných stupňov: 18 Rozmery stola: 600 x 600 mmPočet posuvov: 6T - drážka: 18 mmKužeľ vretena: Mk 4

3





3. EXPERIMENT





3





3. EXPERIMENT





3





3. EXPERIMENT






Nástroj Na vŕtanie sa použili vrtáky s priemermi ø 12 mm, ø 16 mm a ø 20 mm (obr. 3) s označením

A 1141 NS HSS-E, s kužeľovou stopkou Mk4. Vrtáky boli upravené tak aby uhol nastavenia hlavnej reznej hrany bol 49°, 54° a 59°.

Obrázok 3 Nástroje

Meracia aparatúraNa meranie osovej sily a rezného momentu bolo použité meracie zariadenie od firmy

Kistler (obr. 4), ktoré sa skladalo z dynamometra typu 9272 (merací rozsah osovej sily –5 kN až 20 kN, merací rozsah momentu –200 Nm až 200 Nm), viac kanálového zosilňovača 5070A, 16-bitového A/D prevodníka 5697A a počítača s meracím programom Dynoware. Frekvencia merania údajov (sampling frekvency) bola nastavená na 5 kHz a namerané údaje boli spracované metódou plávajúceho priemeru s nastavením kroku (Windows size) 500. Pre spracovanie údajov do grafickej podoby (obr. 5 až obr.10) boli použité stredné hodnoty meraných hodnôt tak, ako boli určené výpočtovým softvérom dodaným výrob-com meracieho zariadenia. Tieto hodnoty sú použiteľné napr. pre spracovanie štatisticko--matematickými metódami.

Obrázok 4 Merací reťazec + upevnenie dynamometra na stole vŕtačky

Materiál a podmienky experimentuPri experimente boli použité vzorky v tvare kocky s rozmermi (40 mm x 40 mm x 40 mm),

z materiálu S355J0 (zvariteľná nelegovaná konštrukčná oceľ používaná pre strojové súčiastky, oceľové konštrukcia a iné porovnateľné súčiastky podľa EN 10025).

4

Tabuľka 1 Technické parametre stroja

Rozsah otáčok vretena: 54 – 2090 1/min Posuv: 0,05 – 0,30 mm/ot. Najväčší priemer vrtáka: 60 mm Počet rýchlostných stupňov: 18 Rozmery stola: 600 x 600 mm Počet posuvov: 6 T - drážka: 18 mm Kužeľ vretena: Mk 4

Nástroj

Na vŕtanie sa použili vrtáky s priemermi ø 12 mm, ø 16 mm a ø 20 mm (obr. 3) s označením A 1141 NS HSS-E, s kužeľovou stopkou Mk4. Vrtáky boli upravené tak aby uhol nastavenia hlavnej reznej hrany bol 49°, 54° a 59°.

Obrázok 3 Nástroje Meracia aparatúra

Na meranie osovej sily a rezného momentu bolo použité meracie zariadenie od firmy Kistler (obr. 4), ktoré sa skladalo z dynamometra typu 9272 (merací rozsah osovej sily –5 kN až 20 kN, merací rozsah momentu –200 Nm až 200 Nm), viac kanálového zosilňovača 5070A, 16-bitového A/D prevodníka 5697A a počítača s meracím programom Dynoware. Frekvencia merania údajov (sampling frekvency) bola nastavená na 5 kHz a namerané údaje boli spracované metódou plávajúceho priemeru s nastavením kroku (Windows size) 500. Pre spracovanie údajov do grafickej podoby (obr. 5 až obr.10) boli použité stredné hodnoty meraných hodnôt tak, ako boli určené výpočtovým softvérom dodaným výrobcom meracieho zariadenia. Tieto hodnoty sú použiteľné napr. pre spracovanie štatisticko-matematickými metódami.


4

Tabuľka 1 Technické parametre stroja

Rozsah otáčok vretena: 54 – 2090 1/min Posuv: 0,05 – 0,30 mm/ot. Najväčší priemer vrtáka: 60 mm Počet rýchlostných stupňov: 18 Rozmery stola: 600 x 600 mm Počet posuvov: 6 T - drážka: 18 mm Kužeľ vretena: Mk 4

Nástroj

Na vŕtanie sa použili vrtáky s priemermi ø 12 mm, ø 16 mm a ø 20 mm (obr. 3) s označením A 1141 NS HSS-E, s kužeľovou stopkou Mk4. Vrtáky boli upravené tak aby uhol nastavenia hlavnej reznej hrany bol 49°, 54° a 59°.

Obrázok 3 Nástroje Meracia aparatúra

Na meranie osovej sily a rezného momentu bolo použité meracie zariadenie od firmy Kistler (obr. 4), ktoré sa skladalo z dynamometra typu 9272 (merací rozsah osovej sily –5 kN až 20 kN, merací rozsah momentu –200 Nm až 200 Nm), viac kanálového zosilňovača 5070A, 16-bitového A/D prevodníka 5697A a počítača s meracím programom Dynoware. Frekvencia merania údajov (sampling frekvency) bola nastavená na 5 kHz a namerané údaje boli spracované metódou plávajúceho priemeru s nastavením kroku (Windows size) 500. Pre spracovanie údajov do grafickej podoby (obr. 5 až obr.10) boli použité stredné hodnoty meraných hodnôt tak, ako boli určené výpočtovým softvérom dodaným výrobcom meracieho zariadenia. Tieto hodnoty sú použiteľné napr. pre spracovanie štatisticko-matematickými metódami.



Frekvencia otáčania nástroja bola nastavená na 350, 500 a 720 min–1. Posuv na otáčku bol menený v troch úrovniach a to: 0,10; 0,15 a 0,20 mm. Procesná kvapalina Hocut 3380 s 5 % koncentráciou bola dodávaná v množstve cca 5 l/min. V tomto príspevku sú uvedené výsled-ky získané pri otáčkach 350 /min.

4. VÝSLEDKY A DISKUSIA

4.1 Vplyv posuvu a priemeru na osovú silu

Na grafe (obr.5) sú zobrazené hodnoty osovej sily pri vzájomnom uhle nastavení hlavných rezných hrán 2κr = 98° rezného nástroja, priemeroch 12 mm, 18 mm a 20 mm a posuvoch na otáčku 0,10 mm; 0,15 mm a 0,20 mm. Pri priemere nástroja 12 mm a 16 mm posuv nemá signifikantný vplyv na osovú silu, avšak pri priemere nástroja 20 mm osová sila rastie takmer lineárne. K zníženiu hodnoty osovej sily došlo medzi posuvmi 0,10 mm a 0,15 mm nástroja 12 mm, kde osová sila nadobudla hodnotu o 24% a pokles osovej sily je aj pri posuvu 0,10 mm medzi nástrojmi 16 mm a 20 mm, kde došlo k poklesu o 5%. Z tohto merania vyplýva, že osová sila pri 2κr = 98°, posuvu 0,15 mm a 0,20 mm rastie takmer lineárne.

Obrázok 5 Vplyv priemeru vrtáka a posuvu na osovú silu (2κr = 98o)

Na grafe (obr. 6) sú zobrazené hodnoty osovej sily pri 2κr = 108° rezného nástroja prie-meru 12 mm, 18 mm a 20 mm a posuvoch na otáčku: 0,10 mm; 0,15 mm a 0,20 mm. Z tohto merania vyplýva, že osová sila narastá takmer lineárne so zmenou rezného nástroja, len pri reznom nástroji 20 mm je priebeh osovej sily strmší ako pri priemere 12 mm a 16 mm. Nárast osovej sily pri reznom nástroji 20 mm a posuvu 0,15 mm je až 26%. Účinok priemeru rezného nástroja je ovplyvnený úrovňou posuvu.



Na grafe (obr. 7) sú zobrazené hodnoty osovej sily pri 2κr = 118° rezného nástro-ja priemeru 12 mm, 18 mm a 20 mm a posuvoch na otáčku 0,10 mm; 0,15 mm a 0,20 mm. S rastúcim priemerom rezného nástroja vo všetkých troch prípadoch osová sila rastie takmer lineárne avšak pri priemeru 20 mm môžeme konštatovať, že osová sila sa prejavuje strmšie. Nárast osovej sily pri reznom nástroji 20 mm a posuvu 0,15 mm je až 28%. Účinok priemeru rezného nástroja je ovplyvnený úrovňou posuvu.


4.2 Vplyv posuvu a priemeru nástroja na krútiaci moment

Na grafe (obr. 8) sú zobrazené hodnoty krútiaceho momentu pri 2κr = 98° rezné-ho nástroja priemeru 12 mm, 18 mm a 20 mm a posuvoch na otáčku 0,10 mm; 0,15 mm a 0,20 mm. Krútiaci moment pri reznom nástroji 16 mm a posuve 0,10 mm vzrástol o 72% a pri nástroji 20 mm je nárast krútiaceho momentu o 167%. Pri posuve 0,15 mm je nárast krútiaceho momentu 76% pri priemeru rezného nástroja 16 mm a pri priemeru 20 mm je nárast krútiaceho momentu až o 169%. Pri posuvu 0,20 mm rezného nástroja priemeru 16 mm je nárast krútiace-ho momentu o 74% a pri zmene na priemer 20 mm došlo k zvýšeniu o 167%. Najväčší vplyv

6

Obrázok 6 Vplyv priemeru vrtáka a posuvu na osovú silu (2r = 108o)

Na grafe (obr. 7) sú zobrazené hodnoty osovej sily pri 2r = 118° rezného nástroja priemeru 12 mm, 18 mm a 20 mm a posuvoch na otáčku 0,10 mm; 0,15 mm a 0,20 mm. S rastúcim priemerom rezného nástroja vo všetkých troch prípadoch osová sila rastie takmer lineárne avšak pri priemeru 20 mm môžeme konštatovať, že osová sila sa prejavuje strmšie. Nárast osovej sily pri reznom nástroji 20 mm a posuvu 0,15 mm je až 28%. Účinok priemeru rezného nástroja je ovplyvnený úrovňou posuvu.



Na grafe (obr. 8) sú zobrazené hodnoty krútiaceho momentu pri 2r = 98° rezného nástroja priemeru 12 mm, 18 mm a 20 mm a posuvoch na otáčku 0,10 mm; 0,15 mm a 0,20 mm. Krútiaci moment pri reznom nástroji 16 mm a posuve 0,10 mm vzrástol o 72% a pri nástroji 20 mm je nárast krútiaceho momentu o 167%. Pri posuve 0,15 mm je nárast krútiaceho momentu 76% pri priemeru rezného nástroja 16 mm a pri priemeru 20 mm je nárast krútiaceho momentu až o 169%. Pri posuvu

1501

2367

2751

1820

2584

3452

2348

3085

3985

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

12 16 20

Oso

vá si

la (N

)

Priemer vrtáka (mm)

0,10 mm

0,15 mm

0,20 mm

1640

25692874

2005

2785

3685

2508

3254

4125

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

12 16 20

Oso

vá si

la (N

)


0,10 mm

0,15 mm

0,20 mm

6


Na grafe (obr. 7) sú zobrazené hodnoty osovej sily pri 2r = 118° rezného nástroja priemeru 12 mm, 18 mm a 20 mm a posuvoch na otáčku 0,10 mm; 0,15 mm a 0,20 mm. S rastúcim priemerom rezného nástroja vo všetkých troch prípadoch osová sila rastie takmer lineárne avšak pri priemeru 20 mm môžeme konštatovať, že osová sila sa prejavuje strmšie. Nárast osovej sily pri reznom nástroji 20 mm a posuvu 0,15 mm je až 28%. Účinok priemeru rezného nástroja je ovplyvnený úrovňou posuvu.



Na grafe (obr. 8) sú zobrazené hodnoty krútiaceho momentu pri 2r = 98° rezného nástroja priemeru 12 mm, 18 mm a 20 mm a posuvoch na otáčku 0,10 mm; 0,15 mm a 0,20 mm. Krútiaci moment pri reznom nástroji 16 mm a posuve 0,10 mm vzrástol o 72% a pri nástroji 20 mm je nárast krútiaceho momentu o 167%. Pri posuve 0,15 mm je nárast krútiaceho momentu 76% pri priemeru rezného nástroja 16 mm a pri priemeru 20 mm je nárast krútiaceho momentu až o 169%. Pri posuvu

1501

2367

2751

1820

2584

3452

2348

3085

3985

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

12 16 20

Oso

vá si

la (N

)


0,10 mm

0,15 mm

0,20 mm

1640

25692874

2005

2785

3685

2508

3254

4125

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

12 16 20

Oso

vá si

la (N

)


0,10 mm

0,15 mm

0,20 mm


na krútiaci moment pri 2κr = 98° má rezný nástroj priemeru 16 mm a krútiaci moment pre hod-notu posuvu 0,20 mm je takmer lineárny. Krútiaci moment vo všetkých troch prípadov posuvu a rezných nástrojov je takmer lineárny.

Obrázok 8 Vplyv priemeru vrtáka a posuvu na krútiaci moment (2κr = 98o)

Na grafe (obr. 9) sú zobrazené hodnoty krútiaceho momentu pri 2κr = 108° rezného nástroja

priemeru 12, 18 a 20 mm a posuvoch na otáčku 0,10 mm; 0,15 mm a 0,20 mm. Krútiaci moment pri nástroji 16 mm a posuve 0,10 mm vzrástol o 68% a pri nástroji 20 mm je nárast krú-tiaceho momentu o 158%. Pri posuve 0,15 mm je nárast krútiaceho momentu 75% pri priemeru rezného nástroja 16 mm a pri priemeru 20 mm je nárast krútiaceho momentu až o 166%. Pri po-suvu 0,20 mm rezného nástroja priemeru 16 mm je nárast krútiaceho momentu 71% a pri zmene na priemer 20 mm došlo k jeho zvýšeniu o 163%. Vo všetkých troch prípadov posuvu je nárast krútiaceho momentu s narastajúcim priemerom rezného nástroja takmer lineárny.


7

0,20 mm rezného nástroja priemeru 16 mm je nárast krútiaceho momentu o 74% a pri zmene na priemer 20 mm došlo k zvýšeniu o 167%. Najväčší vplyv na krútiaci moment pri 2r = 98° má rezný nástroj priemeru 16 mm a krútiaci moment pre hodnotu posuvu 0,20 mm je takmer lineárny. Krútiaci moment vo všetkých troch prípadov posuvu a rezných nástrojov je takmer lineárny.

Obrázok 8 Vplyv priemeru vrtáka a posuvu na krútiaci moment (2r = 98o)

Na grafe (obr. 9) sú zobrazené hodnoty krútiaceho momentu pri 2r = 108° rezného nástroja priemeru 12, 18 a 20 mm a posuvoch na otáčku 0,10 mm; 0,15 mm a 0,20 mm. Krútiaci moment pri nástroji 16 mm a posuve 0,10 mm vzrástol o 68% a pri nástroji 20 mm je nárast krútiaceho momentu o 158%. Pri posuve 0,15 mm je nárast krútiaceho momentu 75% pri priemeru rezného nástroja 16 mm a pri priemeru 20 mm je nárast krútiaceho momentu až o 166%. Pri posuvu 0,20 mm rezného nástroja priemeru 16 mm je nárast krútiaceho momentu 71% a pri zmene na priemer 20 mm došlo k jeho zvýšeniu o 163%. Vo všetkých troch prípadov posuvu je nárast krútiaceho momentu s narastajúcim priemerom rezného nástroja takmer lineárny.


4900

8436

13116

6720

11865

18105

8523

14865

22896

500

5500

10500

15500

20500

25500

12 16 20

Krút

iaci

mom

ent (

Nmm

)


0,10 mm

0,15 mm

0,20 mm

5125

8612

13251

6850

12045

18258

8741

15025

23012

500

5500

10500

15500

20500

25500

12 16 20

Krút

iaci

mom

ent (

Nmm

)


0,10 mm

0,15 mm

0,20 mm

7

0,20 mm rezného nástroja priemeru 16 mm je nárast krútiaceho momentu o 74% a pri zmene na priemer 20 mm došlo k zvýšeniu o 167%. Najväčší vplyv na krútiaci moment pri 2r = 98° má rezný nástroj priemeru 16 mm a krútiaci moment pre hodnotu posuvu 0,20 mm je takmer lineárny. Krútiaci moment vo všetkých troch prípadov posuvu a rezných nástrojov je takmer lineárny.


Na grafe (obr. 9) sú zobrazené hodnoty krútiaceho momentu pri 2r = 108° rezného nástroja priemeru 12, 18 a 20 mm a posuvoch na otáčku 0,10 mm; 0,15 mm a 0,20 mm. Krútiaci moment pri nástroji 16 mm a posuve 0,10 mm vzrástol o 68% a pri nástroji 20 mm je nárast krútiaceho momentu o 158%. Pri posuve 0,15 mm je nárast krútiaceho momentu 75% pri priemeru rezného nástroja 16 mm a pri priemeru 20 mm je nárast krútiaceho momentu až o 166%. Pri posuvu 0,20 mm rezného nástroja priemeru 16 mm je nárast krútiaceho momentu 71% a pri zmene na priemer 20 mm došlo k jeho zvýšeniu o 163%. Vo všetkých troch prípadov posuvu je nárast krútiaceho momentu s narastajúcim priemerom rezného nástroja takmer lineárny.


4900

8436

13116

6720

11865

18105

8523

14865

22896

500

5500

10500

15500

20500

25500

12 16 20

Krút

iaci

mom

ent (

Nmm

)


0,10 mm

0,15 mm

0,20 mm

5125

8612

13251

6850

12045

18258

8741

15025

23012

500

5500

10500

15500

20500

25500

12 16 20

Krút

iaci

mom

ent (

Nmm

)


0,10 mm

0,15 mm

0,20 mm


Na grafe (obr. 10) sú zobrazené hodnoty krútiaceho momentu pri 2κr = 118° nástro-ja priemeru 12 mm, 18 mm a 20 mm a posuvoch na otáčku 0,10mm; 0,15mm a 0,20 mm. Krútiaci moment pri nástroji s priemerom 16 mm a posuve 0,10 mm vzrástol o 66% a pri ná-stroji s priemerom 20mm je nárast krútiaceho momentu o 153%. Pri posuve 0,15mm je nárast krútiaceho momentu 71% pri priemere nástroja 16mm a pri priemere 20 mm je jeho nárast až o 161%. Pri posuvu 0,20 mm nástroja priemeru 16mm je nárast krútiaceho momentu 71% a pri zmene na priemer 20 mm došlo k jeho zvýšeniu o 162%. Pri posuve 0,10 mm a priemere nástro-ja 12 mm je nárast krútiaceho momentu oproti posuvom 0,15 mm a 0,20 mm najmenší a vplyv na krútiaci moment majú posuvy 0,15 mm a 0,20 mm takmer rovnaký. Vo všetkých posuvoch je nárast krútiaceho momentu s narastajúcim priemerom rezného nástroja takmer lineárny. I keď priebeh krútiaceho momentu pre nástroj 20 mm je strmší.


5. ZÁVER

V tomto príspevku boli overované vplyvy vybraných technologických parametrov a vplyvy úpravy reznej časti vybraných priemerov vrtákov pri vŕtaní plných otvorov do materiálu S355J0 na veľkosť osovej sily a krútiaceho momentu. Posuvy na otáčku nástroja boli 0,10 mm, 0,15 mm a 0,20 mm, vrtáky mali priemer 12 mm, 16 mm a 20 mm a počas všetkých experimentov boli konštantné otáčky 350 /min. Veľkosť osovej sily ná-stroja s priemerom 20 mm pri 2κr = 98° sa zväčšuje medzi posuvom na otáčku 0,10 mm a 0,20 mm o 59%, pri 2κr = 108° a priemere nástroja 20mm sa zväčšuje medzi posuvom 0,10 mm a 0,20 mm o 69% a pri 2κr = 118° a priemere nástroja 20 mm sa zväčšuje medzi po-suvom 0,10 mm a 0,20 mm až o 70%, kde môžeme konštatovať, že s rastúcim uhlom 2κr a po-suvom rastie osová sila. Krútiaci moment pri 2κr = 98° a priemere nástroja 20 mm, posuvu 0,10 mm a 0,20 mm narastá o 57% pri 2κr = 108° a priemere nástroja 20 mm narastá medzi posuvom 0,10 mm a 0,20 mm o 58% a pri 2κr = 118° a priemere nástroja 20 mm medzi posu-vom 0,10 mm a 0,20 mm ostáva na hodnote 58%. Získané hodnoty umožňujú použitím mate-maticko-štatistických metód vytvoriť rovnice s platnosťou v rozsahu vykonaných experimen-

v


tov, prípadne posúdiť platnosť existujúcich vzťahov avšak s vedomím, že v technologickom procese je príliš veľa faktorov, ktoré tak silu v smere posuvu ako aj krútiaci moment ovpyvňujú.

LITERATÚRA

JAVOREK, Ľ.: 2006 Nástroje (1. časť). Vydavateľstvo TU vo Zvolene. 171 s. ISBN 97880-228-1714-1

KÜCÜKTÜRK, G.: 2012 Modeling and analyzing the effects of experimentally determined torque and thrust force on cutting tool according to drilling parameters

MAJERIK, J. et al: 2012 The verification of axial forces and torques in drilling by thr noncoated cutting tools and drills with PVD TIN coatings. In Annals of DAAM. Vol. 23. No 1. s. 477-480. ISSN 2304-1382

MERAL, G.: 2010 An investigation of the drilling parameters’ effect on cutting forces and hole quality in the drilling of AISI 1050 material. MSc Thesis, Institute of Science and Technology, Gazi University, Turkey

MOHAN, N.: 2005 Influence of process parameters on cutting force and torque during drilling of glass-fiber polyester reinforced composites. Compos Struct 2005; 71: 407–413

OKUTAN, E. et al: 2013 A study on the derivation of parametric cutting force equations in drilling of GFRP composites. Strojniški vestnik – Journal of mechanical Engineering. 59. 2. s. 97-105

TAMURA, S., MATSUMURA, T., ARRAZOLA, P.: 2012 Cutting force prediction in drilling of titanium alloy. Journal of Advanced mechanical design, systems and manufacturing. Vol.6, No 6. s.753-763

Kontaktná adresa:Ing. Ján ZákopčanKatedra výrobnej a automatizačnej technikyT. G. Masaryka 24960 53 Zvolene-mail: [email protected]

Privat023 12 Svrčinovec 621


ZÁVISLOSŤ VÝSLEDNEJ SILY OD OTÁČOK A RÝCHLOSTI POSUVU OBROBKU PRI PÍLENÍ BUKA

THE DEPENDENCE OF RESULTS FORCE FROM REVOLUTIONS AND FEED SPEED DURING BEECH SAWING

Ľubomír JAVOREK – Ján SVOREŇ – Marta KUČEROVÁ

Abstract: Sawing by circular saws blade is very frequent technology used for spliting of metal and non metal materials. Saw blade are used in so in very heavy machines so in portable machines for profesional or hobby activities. In this contribution are present results of final force (sum of two components) in plane of saw blade, that were obtained during sawing of beech samples (depth 20 mm) in longitudinal direction (paralel with fibres). Up cutting and down cutting methods were used, feed speed was changed in three levels (vf,1 = 1,5 m∙min-1; vf,2 = 1,8 m∙min-1, vf,3 = 2,1 m∙min-1) and revolutions were changed in three levels too ( n1= 5500 min-1; n2= 6000 min-1; n3= 6500 min-1). Saw blade diameter was 190 mm and was constant for full experiment. Obtained results filled up the checkerboard of values, that may be used for design of tools, or feeding movements or another parts of machines.

Key words: beech, sawing, forces

Abstrakt. Pílenie je technológia rozšírená pri delení tak kovových ako aj nekovových materiálov. Pílové kotúče sa používajú tak v stacionárnych kotúčových pílach ako aj v ručných prenosných zariadeniach. V príspevku sú uvedené výsledky výslednej sily v rovine pílového kotúča získané pri pílení buka hrúbky 20 mm v smere rovnobežnom s vláknami protibežným a súbežným spôsobom s rýchlosťami posuvu vf,1 = 1,5 m∙min-1; vf,2 = 1,8 m∙min-1, vf,3 = 2,1 m∙min-1a otáčkami n1=5500 min-1; n2 = 6000 min-1; n3 = 6500 min-1. Výsledky výslednej sily získané meraním jej zložiek v smere posuvu a v smere kolmom na smer posuvu dopĺňajú mozaiku parametrov využiteľných pri dimen-zovaní pohonov, príp. iných častí strojového zariadenia.

Kľúčové slová: buk, pílenie, sily

1. ÚVOD

Pílenie pílovými kotúčmi je jeden z najrozšírenejších spôsobov delenia materiálu, či už rastlého (bez alebo s tepelnou úpravou) alebo aglomerovaného ako sú drevotrieskové či drevovláknité dosky, preglejky a pod.



Vývoj nových rezných materiálov na báze spekaných karbidov umožňuje zvýšiť tech-nologické parametre pri znížení opotrebovania rezného klina a tým predĺženie jeho trvan-livosti a to aj za cenu vyšších energetických nárokov, ak sú vykompenzované ekonomic-kými parametrami, t.j. ziskom. Vývoj konštrukčných materiálov používaných na základné teleso kotúča spolu s úpravami tak stroja ako aj nástroja dovoľujú zmenšovať hrúbku telesa a tým znižovať množstvo píleného materiálu premeneného na triesky.

Meranie, resp. modelovanie rezného procesu spojeného s analýzou spotrebovaného výkonu, resp. síl pôsobiacich na rezný klin je nepretržité od počiatku spracovávania dreva.

Pri obrábaní sa zvyčajne volia také technologické podmienky, aby rezná sila alebo deformácia nástroja neprekročila povolenú hodnotu, alebo výkon potrebný na odobratie triesky neprekročil výkon stroja. V tomto kontexte sa javí ako významné tak stanovenie matematického modelu tvorby povrchu pílením ako aj modelovanie energetických pa-rametrov (t.j. výkon, krútiaci moment alebo sila) a overovanie týchto modelov experi-mentálnymi metódami (Holopírek, Rousek, 2004). (Hlásková a kol., 2015) analyzovala rezné sily pri pílení na kotúčových pílach a vytvorila model pre stanovenie vybraných me-chanických vlastnosti obrobku nepriamo z rezných síl. Tento postup s využitím rezných parametrov na rýchle stanovenie napr. húževnatosti materiálu stanovil (Atkins, 2003) a je využiteľný aj pre iný materiál ako drevo. (Javorek, Oswald, 2001) publikovali štúdiu o meraní síl a spôsoboch ich vyhodnotenia. Experimenty boli smerované na frézovanie avšak spracovanie údajov je aplikovateľné všeobecne. Poľsko-talianska dvojica experi-mentátorov publikovala výsledky rezných síl pri obrábaní duba a borovice (Porankiewicz, Goli 2014). Pozdĺžne rezanie je spracované (Spirchez a kol., 2007 a 2007) s dôrazom na možnosti vytvorenia matematických modelov procesu s možnosťou predikovať vybra-né parametre. Obdobne postupoval aj (Chuchala, 2010) a analyzoval možnosti stanovenie reznej sily rôznymi metódami. Snaha o znižovanie šírky reznej medzery ako ceste k zvý-šeniu ekonomických ukazovateľov bola vždy limitovaná pevnosťou a tuhosťou rezného klina umiestneného na obvode tenkostenného disku – pílovom kotúči. (Sinn a Lichteneg-ger, 2017) uskutočnili rozsiahly experiment o vplyve hĺbky rezu, druhu drevín a smeru rezania na rezné sily pri pílení tenkými pílovými kotúčmi a stanovili hodnoty , pri ktorých kotúč strácal stabilitu v oblasti zuba. Rezanie materiálov elementárnym rezným klinom je jedným zo spôsobov pre získanie hodnoty podielu sily na jednotku plochy prierezu triesky. Experimenty v tejto oblasti priniesli nové informácie (Wilkowski, 2008) a v spo-jení s výsledkami získanými (Hlásková et al. 2015) ponúkajú netradičné metódy hodnote-nia vlastnosti rezaných materiálov.

2. ROZBOR PROBLEMATIKY

Dôležitým parametrom pre teoretické stanovenie reznej sily ako zložky výslednej sily je podiel sily na jednotku plochy rezu kc, ktorý je definovaný vzťahom:

DD

cc hb

Fk⋅

= (N/mm2) (1)

Fc – rezná sila (N)bD – šírka prierezu rezu (mm)hD – hrúbka prierezu rezu (mm).


Problémom je stanovenie tohto parametra, pretože závisí od celého radu rôznych fak-torov spojených s materiálom obrobku a jeho vlastnosťami, s konštrukciou rezného ná-stroja a stavom reznej časti, s rezným procesom, napr. so vzájomnou polohou nástroja a obrobku. Vzhľadom k týmto faktorom, ktoré značne skresľujú výpočet, sa takýto postup stanovenia reznej sily používa ako “prvá“ voľba, ktorá sa potom upresňuje meraním.

Obr. 1 Schéma pílenia a orientácia síl

Výrobcovia pílových kotúčov odporúčajú pre svoje kotúče technologické parametre; vo všeobecnosti sa používajú nasledujúce:

Tabuľka 1 - Odporúčané hodnoty reznej rýchlosti a posuvu na zub

Posuv na zub Reznárýchlosť Materiál obrobku fz (mm) vc (m/sec.)

Mäkké drevo pozdĺžne rezané 0,200 – 1,00 60 – 100Mäkké drevo priečne rezané 0,075 – 0,15 50 – 85Tvrdé drevo pozdĺžne rezané 0,100 – 0,50Tvrdé drevo priečne rezané 0,030 – 0,10

Preglejka 0,030 – 0,10 50 – 80

DTD nedyhovaná 0,100 – 0,25

DTD dyhovaná laminovaná 0,030 – 0,10 60 –80DTD povrch dekoračný laminát 0,020 – 0,06

Rozpätie uvedených hodnôt je dané výrobcami a je len informatívne.

Rezná sila sa potom stanovuje na základe vzťahu (1) poznajúc hodnotu parametra kc a parametrov triesky.

V technológii obrábania sa pre výpočet výslednej sily, resp. jej zložiek často vyskytujú

empirické vzťahy mocninového tvaru ako napr. cFcFcF

c

zc

yxpFc vfaCF ⋅⋅⋅= (N) (2)

pFpFpF

p

zc

yxpFp vfaCF ⋅⋅⋅= (N) (3)

fFfFfF

f

zc

yxpFf vfaCF ⋅⋅⋅= (N) (4)

v


pričom počet premenných závisí od počtu sledovaných faktorov. Z matematického hľa-diska vzťahy platia všeobecne avšak hodnota konštanty CFi závisí od hodnôt premenných parametrov a rozsahu experimentov, čím je použitie vzťahov limitované len pre rozsah experimentu.

3. METODIKA A EXPERIMENTY

Cieľom experimentu bolo porovnať vplyv otáčok nástroja (a tým reznej rýchlosti) a rýchlosti posuvu na výslednú silu Fa meraním zložiek v smere posuvu Ff a v smere kolmo na smer posuvu Ff,N pri protibežnom a súbežnom pílení buka v smere rovnobežnom s vláknami.

Stroj: CNC frézovačka, typ BOF211, Venture 13M §výkon el. motora vretena: 7,5 kW – 21 kW§max. otáčky: 30 000 /min§upínač nástroja: HSK 63.

Nástroj: pílový kotúč§priemer: 190 mm§dĺžka reznej hrany: 2,6 mm§hrúbka tela: 2,0 mm§počet zubov: 48§maximálne povolené otáčky pílového kotúča podľa výrobcu: 7000 min-1 §výrobca: Bosh GmbH.Geometria zuba: uhol chrbta: 12o; uhol čela: 6o; uhol rezného klina: 72o.

Obr. 2 Nástroj: pílový kotúč

Obrobok§materiál obrobku: buk§vlhkosť obrobku: w = cca 12 %§hrúbka vzorky: 20 mm.

v


Tabuľka 2 – Vybrané vlastnosti obrábaného materiálu (Klement a kol.)Základné vybrané mechanické vlastnosti buka

VlastnosťRovnobežne s vláknami Kolmo na vlákna

w = 12 % w > 30 % w = 12 % w > 30 %

Pevnosť v ťahu [MPa] 90 8,1 7,5Pevnosť v tlaku [MPa] 65 38 9,6

Pevnosť v šmyku [MPa] 11 7,5Pevnosť v ohybe [MPa] 110 68

Modul pružnosti v ťahu [MPa] 14 000 1000

Húževnatosť [J×cm-2] 7,65 6,47Tvrdosť podľa Brinella [MPa] 66 34Tvrdosť podľa Janka [MPa] 69 45 46,7

Podmienky experimentu§ rýchlosť posuvu: vf,1 = 1,5 m∙min-1; vf,2 = 1,8 m∙min-1vf,3 = 2,1 m∙min-1

§otáčky: n1=5500 min-1; n2=6000 min-1; n3=6500 min-1

§ rezná rýchlosť: vc,1 = 55 m∙s-1; vc,2 = 60 m∙s-1; vc,3 = 65 m∙s-1

§druh pílenia: protibežné a súbežné – pozdĺž vláken§ frekvencia zaznamenávania údajov (vzorkovanie): 5 kHz.

Meracia aparatúraMerací reťazec zobrazený na obr. 3 pozostáva z kotúčovej píly, dynamometra (Kistler

9257B), viackanálového zosilňovača (Kistler 5070A11000), A/D prevodníka a PC.

Obr. 3 Merací reťazec

Pre stanovenie sily Fa platí (pre dané usporiadanie rezania), vzťah:

(N) (4)

Ff – sila v smere posuvu (N)Ff,N – sila v smere kolmom na smer posuvu (N)

v

2 2a f fNF F F= +


4. VÝSLEDKY A DISKUSIA

Meranie veľkosti zložiek sily, ktoré sú potrebné aj na odobratie materiálu obrobku, je pomerne častá experimentálna činnosť. Ich veľkosť je ukazovateľom tak kvality ná-stroja a jeho schopnosti odoberať triesku ako aj vhodnosti technologických parametrov obrábania zvolených technológom. Hodnota výslednej sily, prípadne niektorej jej zložky v určitom definovanom rozmedzí sa často používa na monitorovanie nástroja, t.j. kolízii, opotrebovania, rezov naprázdno, v niektorých prípadoch aj na monitorovanie stavu ob-robeného povrchu. Poznanie veľkosti zložiek sily je podkladom aj pre konštruktéra pri dimenzovaní nástroja, prípadne jednotlivých častí stroja.

Namerané hodnoty priebehu veľkosti zložiek výslednej sily vrátane nábehu a výbehu z rezu (t.j. sily v smere posuvu a v smere kolmom na tento smer) boli uložené v PC sof-tvérom DynoWare, použiteľným aj na ďalšie spracovanie nameraných údajov. Pri analýze vplyvu sledovaných parametrov na závislé veličiny boli použité len stredné hodnoty zá-vislej veličiny bez hodnôt nábehu a výbehu do, resp. z rezu, spracované metódou plávajú-cich priemerov (ang. smoothing method – mooving mean) s nastavením parametra počtu bodov (ang. windows size) na 1000.

Po analýze a spracovaní získaných údajov možno urobiť nasledujúce závery:

– v súlade s matematickými analýzami sa potvrdili aj vplyv rýchlosti posuvu. Krútiaci moment, resp. rezná sila sa menia priamoúmerne s hrúbkou triesky a tá s narastajú-cou reznou rýchlosťou (pri konštantných otáčkach, t.j. pri konštantnej reznej rýchlosti rastie. Na základe matematických vzťahov a experimentálnych meraní narastá aj vý-sledná sila, resp. jej zložky Fc a Ff. V našom prípade, pre ilustráciu napr. pri súbežnom pílení a konštantných otáčkach 5500 (min., pri zmene rýchlosti posuvu z 1,5 m/min. na 2,1m/min. hodnota sily Fa sa zväčšila takmer o 60%, t.j. 1,6 krát.

Tento priebeh je zrejmý pri všetkých otáčkach a zmenách rýchlosti posuvu, bez ohľa-du na druh pílenia (protibežné, resp. súbežné).

– Iná situácia je v prípade, ak sa mení rezná rýchlosť, t.j. otáčky a rýchlosť posuvná ostáva konštantná. Napr. pri zmene otáčok z 5500 /min. na 6500 / min. t.j. o cca 18 % a pri konštantnom posuve 1,5 m/min. rezná sila poklesla, pri súbežnom pílení o cca 5 N, t.j. o cca 37%., pri protibežnom pílení o cca 35 %.

Priemerné hodnoty výslednej sily Fa sú uvedené v grafoch na obr. 4, resp. 5.

Graficky priebeh vplyvu otáčok, t.j. reznej rýchlosti (pri danom priemere pílového ko-túča) má, pre tento experiment a konkrétne podmienky) klesajúcu tendenciu. Na hodnotu smernice priamky má zásadný vplyv zmena podielu sily na jednotku plochy (v minulosti nazývané merný rezný odpor) v závislosti na zmene hrúbky prierezu triesky, resp. v akom intervale hrúbky triesky a tomu odpovedajúcom podiele sily na jednotku plochy sa expe-riment uskutoční.


Obr. 4 Vplyv otáčok a rýchlosti posuvu pri súbežnom pílení na výslednú silu Fa

Obr. 5 Vplyv otáčok a rýchlosti posuvu pri protibežnom pílení na výslednú silu Fa

V grafe, na obr. 6 je súhrnný prehľad dosiahnutých výsledkov a to tak pri protibežnom (použitý symbol P) ako aj súbežnom (symbol S) obrábaní. Je evidentné, že s narastajúcou rýchlosťou posuvu sila narastá, v súlade s teoretickými predpokladmi ako aj s experimen-tálnymi meraniami, napr. (Porankiewicz, Goli, 2014) alebo (Sinn, Lichtenegger 2017).

v


Obr. 6 Porovnanie vplyvu otáčok, rýchlosti posuvu a smeru pílenia na výslednú silu Fa

5. ZÁVER

Vykonané experimenty potvrdili trendy v priebehu sledovaného parametra – sily Fa v závislosti od nezávislých premenných, v tomto prípade rýchlosti posuvu a otáčok pí-lového kotúča. V intervale použitých otáčok a rýchlosti posuvu sa z nameraných hodnôt stanovila exponenciálne rovnice v tvare, ktorý je bežne používaný v technologických pro-cesoch. (Uvedená rovnica platí pre súbežné pílenie a použité podmienky experimentu).

Exponenty nFa a vFa boli stanové pomerne presne – podiel rozptylu pri použití Le-venberg-Marquardtovej metóde odhadu je 0,86606803 a R=0,9306277, pričom nFa= -1,2; vFa=1,28.

Poznanie tejto sily (avšak nielen tejto sily) umožňuje využiť teóriu uvedenú napr. v (Atkins, 2003) na stanovenie vlastnosti obrábaného materiálu, napr. vrubovej húževna-tosti priamo z procesu obrábania, bez nutnosti mechanických skúšok, prípadne pri konti-nuálnom nastavovaní technologických parametrov počas obrábacieho procesu, bez zásahu obsluhy stroja.

LITERATÚRA

ATKINS, A.G.: 2003 Tughtness and cutting. A new way of simultaneously determinimg ductile fracture toughnes and strength. Eng. Frac. Mech. 72. s. 849-860

HLÁSKOVÁ, L., ORLOWSKI, K.A., KOPECKÝ, Z., JEDINÁK, M.: 2015 Sawing Processes as a way of determining fracture toughness and shear yield stresses of wood. BioResources, 10(3). s. 5381-5394

25000 Fa Fan va fF n v= × ×


HOLOPÍREK, J., ROUSEK, M.: 2004 Comparison of the theoretical calculation of resistance in cutting particleboards with an experiment. In.: Zborník prednášok “Trieskové a beztrieskové obrábanie dreva 04“. Starý Smokovec. s. 99 ¸ 105

CHUCHALA, D. et al: 2010 Methods for determining cutting forces during woodcutting. Annals of Warszaw University of Science, No 71, s. 70-74. ISSN 1898-5912

JAVOREK, Ľ., OSWALD, J.: 2001 Silové charakteristiky pri obrábaní dreva. VS 4/2001/B. Technická univerzita vo Zvolene. s.59. ISBN 80-228-1082-7

KLEMENT, I. et al.: 2011: Dub letný. In: Základné charakteristiky lesných drevín – spracovanie drevnej suroviny v odvetví spracovania dreva. Národné Lesnícke Centrum, pp.82 ISBN 978-80-8093-112-4. http://www.nlcsk.sk/files/1708.pdf. (prístup 2017-02-15)

PORANKIEWICZ, B., GOLI, G.: 2014 Cutting forces by oak and Douglas fir machining. Maderas, Ciencia y technologia. 16 (2), s. 199-2016

SINN, G., LICHTENEGGER, H.C.: 2017 Influence of wood species, cutting depth and direction on cutting forces in thin kerf sawing. In. Proc. of 23rd IWMS, Warszaw, s.232 – 239. ISBN 978-83-948046-0-2

SPIRCHEZ, C. et al: 2007 Technical abilities for the circular saws for longitudinal cutting of timber in order to estabilish and optimise the processing conditions. Int. Conference “Wood science and engineering in the thirtd milenium. Transilvania university of Brasov

SPIRCHEZ, C. et al: 2007 Aspect regarding the modeling of circular saws for longitudinal cutting. Int. Conference “Wood science and engineering in the thirtd milenium. Transilvania university of Brasov.

WILKOWSKI, J.: 2008 The study of cutting resistance during machining of pine wood with elemen-tary simple knife. Annals of Warszaw University of Science. 66. s. 231-234. ISSN 1898-5912

Kontaktná adresa:

doc. Ing. Ľubomír Javorek, CSc.; doc. Ing. Ján Svoreň, CSc.Katedra výrobnej a automatizačnej technikyFakulta environmentálnej a výrobnej technikyTechnická univerzita vo Zvoleneul. T. G. Masaryka 24, SK – 960 53 Zvolene-mail: [email protected]

doc. Ing. Marta Kučerová, PhD.Slovenská technická univerzita v BratislaveMateriálovotechnologická fakultaÚstav priemyselného inžinierstva a manažmentuul. Jána Bottu č. 2781/25, SK – 917 24 Trnavae-mail: marta.kuč[email protected]

technickÁ univerzita vo zvolene 2 - fevt.tuzvo.sk · aleksandar makedonski (bg) technical...

Documents