Management Systems in Production Engineering No 2(26), 2017

Transkrypt

1 MODELOWANIE STANU STRUKTURY GEOMETRYCZNEJ POWIERZCHNI PO ZINTEGROWANIU KSZTAŁTUJĄCEGO FREZOWANIA Z WYKOŃCZENIOWYM NAGNIATANIEM Stefan BERCZYŃSKI, Daniel GROCHAŁA, Zachodniopomorski Uniwersytet Technologiczny Zenon GRZĄDZIEL Akademia Morska w Szczecinie Streszczenie: W artykule przedstawiono komputerowe modelowanie nagniatana powierzchni frezowanej frezem kulistym. Taka metoda frezowania pozostawia ślady, gdzie dominują nierówności wynikające z posuwu wierszowania i średnicy freza. Procesowi nagniatania (obróbce plastycznej powierzchni) towarzyszą zjawiska zachodzące bezpośrednio w strefie kontaktu kulki nagniatającej z powierzchnią frezowaną. Zaprezentowano sposób przygotowania modelu MES i metodykę badań służących ocenie wartości wysokościowych parametrów Struktury Geometrycznej Powierzchni (SGP). W przygotowanym modelu fizycznym, próbki miały kształt prostopadłościanu o wymiarach: mm (szerokość wysokość długość). Ponieważ w trakcie nagniatania w prostopadłościennej próbce występują odkształcenia plastyczne, uwzględniono nieliniowości materiału próbki frezowanej. Model fizyczny procesu zakładał również odtaczanie kulki nagniatającej w kierunku prostopadłym do śladów pozostawionych przez frez. W badaniach modelowych przyjęto trzy różne wartości siły nagniatania wynoszące odpowiednio 250 N, 500 N i 1000 N. Modelowanie procesu obejmowało, kontakt i wciskanie kulki w powierzchnię próbki do osiągnięcia wartości żądanej siły nagniatania a następnie rozpoczęcie odtaczania kulki nagniatającej po powierzchni na odcinku 2 mm, następnie stopniowo zmniejszano wartość siły nagniatania aż do wyjścia kuli ze strefy kontaktu. Podczas odtaczania kula nagniatające obracała się o kąt 23. Przedstawiono zbiorcze wykresy deformacji plastycznych modelowanych powierzchni po frezowaniu i nagniataniu wybranymi wartościami sił. Obliczono chropowatość idealizowanej powierzchni frezowanej w rozważanym modelu fizycznym, na odcinku elementarnym pomiędzy szczytami profilu odległymi o odległość posuwu wierszowania przy frezowaniu fwm = 0,5 mm. Na tym samym odcinku obliczono chropowatości po nagniataniu. Różnice otrzymanych wartości mieszczą się poniżej 20% zarejestrowanych wartości średnich w trakcie badań doświadczalnych. Przyjęte uproszczenie w modelowaniu SGP po frezowaniu pozwala na znaczne przyśpieszenie procesu obliczeniowego. Widoczne jest obniżenie się wartości parametru Ra dla modelowanych powierzchni po frezowaniu i nagniataniu wraz ze wzrostem siły nagniatania. W badaniach otrzymano optimum siły nagniatania przy wartości wynoszącej 500 N (najniższa wartość Ra = 0,24 µm), dalsze zwiększanie wartości siły nagniatania nie powoduje zmniejszania się wartości chropowatości powierzchni, co jest zgodne z wynikami otrzymanymi w trakcie prowadzonych badań doświadczalnych. Słowa kluczowe: struktura geometryczna powierzchni, frezowanie, nagniatanie, obróbka hybrydowa, modelowanie MES

2 WSTĘP Technologia części maszyn w ostatnich lat staje się coraz bardziej zintegrowana. Bardzo często w jednej operacji łączone są różne techniki wytwarzania z różnych obszarów technologii części maszyn. Najpowszechniej dotychczas łączono kształtujące skrawanie części z ściernymi technikami wykańczania powierzchni wyrobu. W opisach prac naukowych i w przemyśle coraz częściej jednak koncentracja technologiczna dotyczy różnych zabiegów realizowanych przez pojedyncze centrum obróbkowe [5, 6, 7, 8, 11]. W przypadku wytwarzania wyrobów o skomplikowanym kształcie powierzchni przestrzennych złożonych (form i tłoczników) bardzo popularne jest łączenie zgrubnego i kształtującego frezowania z wykończeniowym, gładkościowym nagniataniem powierzchni [1, 2, 3, 4, 5, 6, 7, 8, 9, 10, 11, 13]. Przedmioty wytwarzane jednostkowo (np. formy wtryskowe do tworzyw sztucznych, tłoczniki blach karoseryjnych) muszą cechować się odpowiednim stanem Struktury Geometrycznej Powierzchni, który zostanie nadany w ostatnim zabiegu obróbkowym [1, 2, 5, 6, 7, 8, 9, 10, 11]. Wymagania stawiane przed technologiem zazwyczaj są trudne do realizacji. O końcowym stanie SGP (teksturze i wysokości nierówności) decyduje typ i rodzaj użytych narzędzi oraz wartości parametrów technologicznych [1, 2, 5, 6, 7, 8, 9, 10], a także właściwości obrabianego materiału. Modelowanie zintegrowanej operacji obróbkowej umożliwia określenie optymalnych zależności kinematyczno-geometrycznych zabiegów łączonych w jedną operację. Można również dla zdefiniowanych wcześniej wartości technologicznych parametrów obróbki przeprowadzić ocenę ich wzajemnego wpływu na końcowy stan SGP, a także określić wartości trudnych do zmierzenia naprężeń resztkowych [2]. Jednak najważniejsze przy jednostkowym wytwarzaniu części jest dobór takich wartości parametrów obróbki, które zagwarantują spełnienie specyficznych wymagań odbiorcy. Przy wytwarzaniu drogich i skomplikowanych narzędzi, jakimi są formy odlewnicze i matryce oraz tłoczniki nie można sobie pozwolić na praktyczne poszukiwania i dobór korzystnego zestawu parametrów obróbki. W artykule zaprezentowano sposób przygotowania modelu MES i metodykę badań służących ocenie wartości wysokościowych parametrów SGP. Wyniki badań modelowych zostały zweryfikowane z wynikami eksperymentu doświadczalnego. Pod uwagę brano wartości wysokościowych parametrów Ra i Rq. FREZOWANIE I NAGNIATANIE POWIERZCHNI Frezowanie kształtujące złożonych powierzchni przestrzennych realizowane jest z reguły frezami kulistymi i głowicami torusowymi. Pozostawiają one ślady, gdzie dominują nierówności wynikające z posuwu wierszowania i średnicy płytki skrawającej. Nierówności wynikające z posuwu na obrót najczęściej są pomijalnie małe. W takich przypadkach regułą jest stosowanie nagniatania prostopadle do kierunku wierszowania po frezowaniu (rys. 1). Natomiast samemu nagniataniu (obróbce plastycznej powierzchni) towarzyszą zjawiska zachodzące bezpośrednio w strefie kontaktu narzędzia nagniatającego (rys. 1) [12]. Na skutek siłowego oddziaływania twardym narzędziem o promieniu R na chropowatą powierzchnię przedmiotu obrabianego następuje obniżenie wysokich pików powierzchni, a po ich uplastycznieniu następuje wypełnienie pewną niewielką objętością materiału lokalnie przylegających do piku dolin. Efekt nagniatania zależny jest w dużej mierze od twardości

3 materiału H i chropowatości Rain ukształtowanej w wyniku zabiegu poprzedzającego nagniatanie [2, 6, 7, 8, 11, 12]. Do podstawowych parametrów technologicznych nagniatania należy zaliczyć siłę nagniatania Fb, posuw fb i ilość przejść roboczych narzędzia nagniatającego np, najmniejszy wpływ na SGP spośród parametrów technologicznych ma prędkość nagniatania vb [2, 11]. W zależności od twardości materiału nagniatanego stosowana jest jedna z dwóch metod. Dla materiałów miękkich i plastycznych najczęściej stosuje się nagniatanie ślizgowe [1, 9, 10], w takiej sytuacji ważnym składnikiem decydującym o efektach jest współczynnik tarcia µ pomiędzy końcówką narzędzia nagniatającego a chropowatą powierzchnią obrabianej części. Rys. 1 Hybrydowa technologia powierzchni łącząca kształtującą obróbkę skrawaniem z wykończeniowym nagniataniem a) kinematyka procesu nagniatania; b) zestawienie technologicznych parametrów z efektami Źródło: [12] Przy nagniataniu przedmiotów o dużej twardości minimalizuje się siły tarcia Ffr, poprzez nagniatanie naporowo toczne przy okazji zwiększając trwałość narzędzia [2, 3, 5, 6, 7, 8, 11]. Kinematyka procesu nagniatania oraz parametry technologiczne wpływają na miejscowe obciążenie Nc powierzchni [2, 6, 7, 8] w sferze kontaktu przedmiot narzędzie. Dla technologa zmiennymi wyjściowymi hybrydowej obróbki powierzchni oprócz końcowej chropowatości Rab są zmiany stosunku twardości na powierzchni do wartości naprężeń w warstwie wierzchniej Hit/Eit [2, 12], wzrost twardości powierzchni HV, naprężenia resztkowe a [2], oraz szereg zmian w strukturze metalograficznej stali. Przy nagniataniu można zidentyfikować pewien zakres optymalnych wartości parametrów technologicznych powyżej, których nie ma dalszej istotnej poprawy stanu SGP [2, 6, 7, 8]. MODEL FIZYCZNY PROCESU FREZOWANIA I NAGNIATANIA Badania frezowania i nagniatania stali 42CrMo4, prowadzono z uwzględnieniem stanu po przeprowadzonej obróbce cieplnej do twardości 35 HRC [2]. Zwykle do takiej twardości wstępnie jest ulepszany materiał, z którego następnie frezuje się stemple i matryce w gniazdach form wtryskowych. Ponieważ w trakcie nagniatania w prostopadłościennej próbce występują odkształcenia plastyczne, uwzględniono nieliniowości materiału próbki frezowanej. Charakterystykę materiału ulepszonego cieplnie użytego w modelu fizycznym procesu określono podczas prób rozciągania (rys. 2a) [2], również w takiej formie uwzględniono przebieg naprężeń w funkcji wydłużenia względnego w programie

4 NastranNFX. Model fizyczny procesu zakładał również odtaczanie kulki nagniatającej w kierunku prostopadłym do śladów pozostawionych przez frez (rys. 2b). Rys. 2 Przygotowanie modelu fizycznego procesu frezowania i nagniatania a) określenie charakterystyki stali 42CrMo4 po ulepszaniu do twardości 35HRC; b) trajektoria przemieszczenia kuli nagniatającej po powierzchni frezowanej fwm odległości sąsiednich przejść freza (wierszowanie), fwb odległości sąsiednich przejść kulki nagniatającej Moduł Younga zidentyfikowany doświadczalnie dla stali X42CrMo4 wynosił odpowiednio E = 210 GPa, a liczba Poissona materiału w przyjętym modelu wynosiła = W badaniach użyto ceramicznej kuli nagniatającej wykonanej z tlenku cyrkonu ZrO2 80 HRC o właściwościach takich samych jak w przypadku badanej stali, moduł Younga E = 210 GPa, liczba Poissona = W badaniach przyjęto wyidealizowany stan SGP (bez uwzględnienia mezzo i nano chropowatości) uwzględniający jedynie warunki kinematycznogeometryczne procesu frezowania głowicą torusową z okrągłymi płytkami o średnicy dp = 10 mm, z posuwem na ostrze fz =0.1 mm i poprzecznymi odstępami przy wierszowaniu wynoszącymi fwm = 0.5 mm (rys. 3). Rys. 3 Widok modelu komputerowego powierzchni uwzględniającej warunki kinematyczno-geometryczne frezowania głowicą torusową (WNT R1000G.42.6.M16.IK) z sześcioma płytkami skrawającymi o średnicy dp = 10 mm (RD.X1003 MOT WTN1205) przy fz = 0.1 mm i fwm = 0.5 mm W przygotowanym modelu fizycznym, próbki miały kształt prostopadłościanu o wymiarach: (szerokość wysokość długość) mm. MODEL KOMPUTEROWY Z racji symetrii geometrii modelu procesu. Układ kulka nagniatająca prostopadłościenna próbka przyjęto uproszczony model przedstawiony na rysunku 4a. Jest to połowa modelu fizycznego otrzymana po jednoczesnym przecięciu kulki nagniatającej i

5 próbki nagniatanej płaszczyzną przechodząca przez środek kulki i prostopadłą do krótszego boku podstawy próbki. Rys. 4 Komputerowy model procesu nagniatania próbki ze stali 42CrMo4 35HRC, ceramiczną kulką nagniatającą a) widok modelu w płaszczyźnie symetrii, b) podział na węzły i elementy skończone wybranego wycinka Wycinek kuli w pobliżu pola styku kulki nagniatającej z powierzchnią próbki (rys. 4b) zamodelowany jest 245 sztywnymi elementami płaskimi i 288 węzłami. Wycinek próbki prostopadłościennej zamodelowany jest elementami trójwymiarowymi typu tetra i węzłami. Podstawa prostopadłościennej frezowanej próbki była utwierdzona a węzły znajdujące się w płaszczyźnie podziału modelu mogły się przemieszczać. W badaniach modelowych przyjęto trzy różne wartości siły nagniatania Fb wynoszące odpowiednio 250 N, 500 N, i 1000 N. Obliczenia wykonano modelując proces obróbki w programie NastranNFX z wykorzystaniem modułu nieliniowej statyki. W otoczeniu punktu styku kulki i powierzchni frezowanej prostopadłościennej próbki zastosowano zagęszczony podział elementami skończonymi ze względu na występowanie naprężeń kontaktowych (bok elementu skończonego wynosił 0,02 mm, rys. 5). Rys. 5 Widok miejsca styku kulki nagniatającej w powierzchnią przedmiotu frezowanego modelowanie odtaczania na odcinku 2 mm BADANIA DOŚWIADCZALNE Modelowanie procesu obejmowało, kontakt i wciskanie kulki w powierzchnię próbki do osiągnięcia wartości żądanej siły nagniatania Fb następnie rozpoczęcie odtaczania kulki nagniatającej po powierzchni na odcinku 2 mm, następnie stopniowo zmniejszano wartość siły nagniatania aż do wyjścia kuli ze strefy kontaktu. Podczas odtaczania kula nagniatające obracała się o kąt 23. Pojedynczy eksperyment numeryczny obliczenia programu komputerowego trwały około 48 godzin. W ich wyniku otrzymano między innymi analizowane w dalszej części

6 artykułu wartości deformacji plastycznych powierzchni i towarzyszące im naprężenia. Przykładowe wartości pionowych przemieszczeń dla siły nagniatania wynoszącej 250 N przedstawiono na rysunku 6. Rys. 6 Widok deformacji plastycznych, oraz naprężeń resztkowych powierzchni otrzymanych w wyniku badań symulacyjnych przy sile nagniatania Fb = 250 N Na rysunku 7 przestawiono zbiorcze wykresy deformacji plastycznych modelowanych powierzchni po frezowaniu i nagniataniu z siłami Fb wynoszącymi odpowiednio 250 N, 500 N i 1000 N. 20 mm Struktura przed nagniataniem Struktura po nagniataniu siłą 1000 N Struktura po nagniataniu siłą 500 N Struktura po nagniataniu siłą 250 N ,50-1,00-0,50 0,00 0,50 1,00 [mm] 1,50 Rys. 7 Wyniki obliczeń pionowych przemieszczeń trwałych zarysu powierzchni frezowanej pod wpływem sił nagniatania Fb wynoszącej odpowiednio 250 N, 500 N i 1000 N wzdłuż krawędzi prostopadłościanu

7 Stan końcowy profilu powierzchni po zintegrowanym frezowaniu i nagniataniu jest sumą różnicy wysokości wierzchołków wzniesień i głębokości dolin na podstawie obliczeń modelu przeprowadzonych w oprogramowaniu NastranNFX. Chropowatość idealizowanej powierzchni frezowanej w rozważanym modelu fizycznym, rozumiana jako średnie arytmetyczne odchylenie profilu od linii średniej kwadratowej wyznaczono na odcinku elementarnym pomiędzy szczytami profilu odległymi od o odległość posuwu wierszowania przy frezowaniu fwm = 0,5 mm (rys. 8). Na tym odcinku wyróżniono 27 punktów obliczeniowych. Podział odcinka elementarnego zdeterminowany został wielkością podziału siatki modelu w miejscu styku kulki nagniatającej z powierzchnią próbki. 10,00 [mm] 5,00 0,00 [mm] powierzchnia frezowana -5,00-10,00 Zarys po nagniataniu siłą 250 N zarys po nagniataniu siłą 500 N Zarys po nagniataniu siłą 1000 N -15,00-0,30-0,20-0,10 0,00 0,10 0,20 0,30 Rys. 8 Profile zarysu powierzchni frezowanej i nagniatanej otrzymane w wyniku symulacji pod działaniem siły nagniatania Fb odpowiednio 250 N, 500 N, 1000 N Z otrzymanych profili powierzchni wyznaczono wartości parametru Ra analogicznie jak podczas badań stanu SGP przy pomocy profilometrycznych przyrządów pomiarowych. W badaniach numerycznych chropowatość powierzchni frezowanej określonej parametrem Ra wyniosła 1,91 mm i jest nieco wyższa od wartość parametru Ra zarejestrowanego po frezowaniu w trakcie badań doświadczalnych 1,56 mm (tabela 1) [2].

8 Tabela 1 Wartości parametrów chropowatości Ra wyznaczone dla czterech zarysu powierzchni po frezowaniu i nagniataniu z siłami Fb odpowiednio 250 N, 500 N i 1000 N Różnica wartości parametru Ra mieści się na akceptowalnym poziomie błędu. Przy zastosowaniu uproszczonego modelu kinematycznego-geometrycznego w opisie powierzchni frezowanej różnica parametrów Ra pomiędzy eksperymentem numerycznym i badaniami doświadczalnymi wynosi 18,3% [2]. Po nagniataniu z siłą 250 N chropowatość maleje do 0,31 mm, po nagniataniu siłą 500 N chropowatość jeszcze bardziej maleje do 0,24 mm. Przy sile nagniatającej 1000 N chropowatość wynosi 0,32 mm, ale ten ostatni wynik jest obarczony dużym błędem, ze względu na brak symetrii zdeformowanego profilu (rysunek 7 zarys po nagniataniu siłą 1000 N) PODSUMOWANIE I WNIOSKI Otrzymane wyniki przeprowadzonych badań numerycznych w odniesieniu do wyników eksperymentu doświadczalnego pozwalają na sformułowanie następujących wniosków. W badaniach numerycznych przyjęto wyidealizowany stan SGP po frezowaniu (bez uwzględnienia mezzo i nano chropowatości). Przyjęte uproszczenie nie wpłynęło istotnie na otrzymane wartości wysokościowych parametrów SGP. Różnice otrzymanych wartości mieszczą się poniżej 20% zarejestrowanych wartości średnich w trakcie badań

9 doświadczalnych. Przyjęte uproszczenie w modelowaniu SGP po frezowaniu pozwala na znaczne przyśpieszenie procesu obliczeniowego. Ze względu na ograniczenia hardwarowe i softwarowe w badaniach wstępnych modelowano jedynie jedno przejście nagniatające, przez co wyniki deformacji plastycznych powierzchni w eksperymencie numerycznym i badaniach doświadczalnych odznaczają się pewną rozbieżnością. Źródłem obserwowanych różnić jest propagacja deformacji plastycznych i naprężeń poza strefę bezpośredniego kontaktu obrabianego przedmiotu i narzędzia nagniatającego. Co praktycznie oznacza, że kolejne przejścia nagniatające odbywają się po powierzchni już wstępnie nagniecionej. Widoczne jest obniżenie się wartości parametru Ra dla modelowanych powierzchni po frezowaniu i nagniataniu wraz ze wzrostem siły nagniatania. W badaniach otrzymano optimum siły nagniatania FB przy wartości wynoszącej 500 N (najniższa wartość Ra = 0,24 µm), dalsze zwiększanie wartości siły nagniatania nie powoduje zmniejszania się wartości chropowatości powierzchni co jest zgodne z wynikami otrzymanymi w trakcie prowadzonych badań doświadczalnych [2]. W dalszej części badań numerycznych przyjęty obszar zmienności siły nagniatania FB należy podzielić zachowując większą gęstość, co pozwoli na dokładne określenie optymalnej siły nagniatania FB (z wykorzystaniem metod polioptymalizacji złożonych równań regresji otrzymanych z wyników badań symulacyjnych). Opracowany model numeryczny zintegrowanego procesu technologicznego łączącego kształtujące frezowanie z wykończeniowym nagniataniem w obecnym stanie jest narzędziem dającym bardzo dobre możliwości prognozowania stanu warstwy wierzchniej, w szczególności postaci i wartości trudnych do zmierzenia naprężeń resztkowych. Rozpoczęte badania numeryczne będą kontynuowane. W przyszłości model doświadczalny zostanie rozbudowany w celu zbadania efektów nagniatania powierzchni rzeczywistych po frezowaniu (przy gęstym podziale siatki 0,5-3 µm), w strefie obejmującej kilka kilkanaście wzajemnie równoległych przejść nagniatających z uwzględnieniem mezzo i nano chropowatości. LITERATURA [1] C.H. Chen and F.J. Shiou. Determination of Optimal Ball-Burnishing Parameters for Plastic injection Moulding Steel, International Journal of Advanced Manufacturing Technology, vol. 21, issue 3, March 2003, pp [2] D. Grochała, S. Berczyński and Z. Grządziel. Stress in the surface layer of objects burnished after milling, International Journal of Advanced Manufacturing Technology, vol. 72, issue 9, June 2014, pp [3] R. Gubała, D. Grochała and W. Olszak. Mikrohydrauliczne narzędzie do nagniatania złożonych powierzchni przestrzennych, Mechanik, no. 1, 2014, pp [4] J. Kalisz, K. Żak, W. Grzesik and K. Czechowski. Characteristics of surface topography after rolling burnishing of EM AW-AlCu4MgSi(A) aluminum alloy, Journal of Machine Engineering, vol. 15, no. 1, 2015, pp [5] W. Kwaczyński, K. Chmielewski and D. Grochała. Programowanie frezowania i nagniatania złożonych powierzchni przestrzennych na centrach frezarskich ze sterowaniem wieloosiowym, in Współczesne problemy technologii obróbki przez

10 nagniatanie, vol. 3, W. Przybylski, Ed., Gdańsk: Politechnika Gdańska, Wydział Mechaniczny, 2011, pp [6] L.N. López de Lacalle, A. Lamikiz, J. Muñoa and J.A. Sánchez. Quality improvement of ball-end milled sculptured surfaces by ball burnishing, International Journal of Machine Tools & Manufacture, vol. 45, issue 15, December 2005, pp [7] L.N. López de Lacalle, A. Lamikiz, J.A. Sánchez and J.L. Arana. The effect of ball burnishing on heat-treated steel and Inconel 718 milled surfaces, International Journal of Advanced Manufacturing Technology, vol. 32, issue 9-10, April 2007, pp [8] A. Rodríguez, L.N. López de Lacalle, A. Celaya, A. Lamikiz and J. Albizuri. Surface improvement of shafts by the deep ball-burnishing technique, Surface & Coatings Technology, vol. 206, 2012, pp [9] F.J. Shiou and C.H. Chen. Ultra-precision surface finish of NAK80 mould tool steel using sequential ball burnishing and ball polishing processes, Journal of Materials Processing Technology, vol. 201, 2008, pp [10] F.J. Shiou and C.H. Chuang. Precision surface finish of the mold steel PDS5 using an innovative ball burnishing tool embedded with a load cell, Precision Engineering, vol. 34, issue 1, January 2010, pp [11] M. Sosnowski and D. Grochała. Problemy technologii nagniatania powierzchni przestrzennych złożonych na centrach obróbkowych, Mechanik, no. 1, 2011, pp [12] V.P. Kuznetsov, L.Yu. Smolin, A.J. Dmitrtev, S.Yu. Tarasov, V.G. Gorgots. Toward control of subsurface strain accumulation in nanostructurin burnishin on thermostrenghened steel. Surface&Coatings Technol. No , s [13] K. Żak and W. Grzesik. Investigation of technological effects of ball burnishing after cryogenic turning of hard steel, Advances in Manufacturing Science and Technology, vol. 38, no. 1, 2014, pp prof. dr hab. inż. Stefan Berczyński, dr inż. Daniel Grochała Zachodniopomorski Uniwersytet Technologiczny Wydział Inżynierii Mechanicznej i Mechatroniki Aleja Piastów 19, Szczecin, Polska stefan.berczynski@zut.edu.pl, daniel.grochala@zut.edu.pl dr inż. Zenon Grządziel Akademia Morska w Szczecinie, Wydział Mechaniczny Wały Chrobrego 1-2, Szczecin, Polska z.grzadziel@am.szczecin.pl Data przesłania artykułu do Redakcji: Data akceptacji artykułu przez Redakcję: