Akademia Górniczo-Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie Wydział Inżynierii Mechanicznej i Robotyki Katedra Systemów Wytwarzania ROZPRAWA DOKTORSKA mgr inż. Rafał Kudelski Badania wskaźników zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego w procesach cięcia Promotor prof. dr hab. inż. Edward Wantuch Kraków 2016
Spis treści STRESZCZENIE...3 SUMMARY...5 WYKAZ WAŻNIEJSZYCH OZNACZEŃ...7 1. Wstęp...8 2. Analiza procesu cięcia materiałów w aspekcie zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego... 11 2.1. Interakcja wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego z materiałem obrabianym... 11 2.2. Wpływ ścierniwa na proces cięcia wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym... 19 2.3. Oddziaływanie energetyczne wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego na materiał... 32 2.3.1. Tory ruchu ziaren ściernych i wody przy przecinaniu materiału wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym... 44 2.3.2. Siły i drgania w procesie obróbki wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym... 53 2.4. Podsumowanie analizy literatury... 57 3. Uzasadnienie wyboru tematu, cel i teza pracy... 60 3.1. Uzasadnienie wyboru tematu... 60 3.2. Cel badań... 60 3.3. Teza pracy... 60 4. Metodyka badań własnych... 61 4.1. Ocena potencjału skrawnego wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego... 63 4.2. Ocena wskaźników zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego... 71 4.2.1. Metodyka badań wskaźników zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego przy cięciu prostoliniowym... 71 Strona 1
4.2.2. Metodyka badań wskaźników zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego przy cięciu krzywoliniowym... 73 4.3. Metodyka badań dynamiki procesu cięcia wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym.... 76 5. Badania własne... 79 5.1. Badania wstępne... 79 5.2. Badania potencjału skrawnego wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego... 82 5.3. Badania zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego przy cięciu aluminium... 120 5.3.1. Badania wskaźników zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego przy cięciu prostoliniowym aluminium... 120 5.3.2. Badania wskaźników zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego przy cięciu krzywoliniowym aluminium... 132 5.4. Badania zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego przy cięciu stali... 147 5.4.1. Badania wskaźników zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego przy cięciu prostoliniowym stali... 147 5.4.2. Badania wskaźników zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego przy cięciu krzywoliniowym stali... 156 6. Podsumowanie i wnioski... 166 6.1. Wnioski ogólne... 168 6.2. Wnioski metodologiczne... 169 6.3. Wnioski wdrożeniowe oraz wnioski do dalszych badań... 170 LITERATURA... 171 ZAŁĄCZNIK Płyta CD Strona 2
STRESZCZENIE Praca doktorska pt. Badania wskaźników zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego w procesach cięcia obejmuje swym zakresem badania eksperymentalne zrealizowane z wykorzystaniem formalnych reguł metodyki badań eksperymentalnych na stanowisku badawczym, jakim była wycinarka wodna firmy H. G. RIDDER Automatisierungs-GmbH model HWE-P 1520. Przeprowadzone badania eksperymentalne koncentrowały się na ocenie właściwości zdolności skrawnej oraz potencjału skrawnego wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego. Pojęcia te zostały wypracowane na gruncie teorii obróbki ściernej, głównie do oceny właściwości skrawnych narzędzi ściernych. Na potrzeby tej pracy potencjał skrawny wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego został określony jako zdolność do przecinania danego materiału z maksymalną możliwą wydajnością powierzchniową w danych warunkach. Natomiast zdolność skrawna wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego jest określona jako zdolność do przecinania danego materiału z określoną wydajnością powierzchniową przy jednoczesnym zapewnieniu zadanego poziomu jakości technologicznej powierzchni cięcia. Wymienione pojęcia są na gruncie dotychczasowej wiedzy z zakresu obróbki wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym pojęciami nowymi, a ich uzasadnione wprowadzenie w ten obszar wiedzy tworzy wspólne ramy pojęciowe w ramach teorii obróbki ubytkowej. Część wstępna pracy zawiera analizę stanu literaturowego problematyki oddziaływania energetycznego wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego na materiał obrabiany, co wiąże się z zagadnieniami wpływu ścierniwa zawartego w wysokociśnieniowym strumieniu oraz innych czynników decyzyjnych na efekty przecinania. W tej części pracy przedstawiono także werbalny model mechanizmu destrukcji materiału podczas cięcia strumieniem wodnościernym, jak również określono wpływ rodzaju przecinanego materiału oraz parametrów technologicznych na efekty cięcia. Kolejno dokonano podsumowania analizy literatury. Po uzasadnieniu wybory tematu pracy, sformułowaniu tezy pracy oraz celu badań, przedstawiono metodykę badań własnych, które zrealizowano wg programu rotalnouniformalnyego PS/DS.-P:L(L). W badaniach własnych dokonano oceny potencjału Strona 3
skrawnego strumienia wodnościernego dla materiałów: stal, aluminium, mosiądz, granit. Następnie przeprowadzono analizę statystyczną otrzymanych wyników oraz ich aproksymację za pomocą funkcji regresji w postaci wykładniczej. W tego rodzaju procedurach wykorzystano program CADEX-ESDET oraz pakiet STATISTICA 12. Badania zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego prowadzono dla cięcia prostoliniowego oraz cięcia krzywoliniowego. Na podstawie znalezionych funkcji regresji przedstawiono odpowiednie zależności zarówno w odniesieniu do badań potencjału skrawnego, jak również zdolności skrawnej. Ze względu na podstawowe znaczenie chropowatości powierzchni w ocenie jakości cięcia, uogólnienia niektórych wskaźników zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego dokonano również z wykorzystaniem aproksymacyjnych możliwości sieci neuronowych. Wykorzystanie do tego celu sieci neuronowych ma tę zaletę, że umożliwia stałe powiększanie zbioru uczącego z przyrostem danych eksperymentalnych. W rezultacie uzyskuje się wyższą dokładność predykcyjną, mającą znaczenie praktyczne przy cięciu strumieniem wodnościernym. Do modelowania sieci neuronowej i obliczeń wykorzystano program Matlab wraz z dodatkiem nftool (Neural Network Fitting Tool). W badaniach odnoszących się do dynamiki ruchu drgającego głowicy tnącej, jako efektu interakcji wysokociśnieniowego strumienia z przecinanym materiałem, wykazano możliwość monitorowania granicznych stanów potencjału skrawnego wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego oraz identyfikacji miejsc wzdłuż toru cięcia, które charakteryzują się niepełnym przecięciem materiału. Na podstawie badań określono charakterystyczne parametry drgań odpowiadające takim granicznym stanom procesu cięcia, co stanowi podstawę do formułowania wniosków o charakterze wdrożeniowym. W końcowej części pracy dokonano podsumowania i sformułowano wnioski z przeprowadzonych badań własnych. Strona 4
SUMMARY Dissertation entitled Research cutting capacity indicators of high-pressure abrasive water jet in cutting processes encompasses experimental studies, that were implemented using formal rules of the methodology of experimental research on the test bench, which was a WaterJet cutting machine, company HG RIDDER GmbH Automatisierungs-model HWE P-1520. Experimental studies were related to assessment of the ability of high-pressure abrasive water jet cutting capacity and cutting potential. These concepts have been developed on the basis of the theory of abrasive machining, mainly to assess the grinding properties of abrasive tools. For the purpose of this dissertation, high-pressure abrasive water jet cutting potential is defined as the ability to cut the material with the maximum possible area efficiency under given conditions. While high-pressure abrasive water jet cutting capacity is defined as the ability to cut the material with the possible area efficiency, while ensuring a certain level of technological quality of the cutting surface. These concepts are new in the field of abrasive water jet machining and their introduction in the area of knowledge creates a common conceptual framework in the theory of machining. Part of the initial dissertation includes analysis of the literature which concerns energy impact of high pressure abrasive water jet on the workpiece that involves the issues of dosage of the abrasive grains on the effects of cutting. In the this part of dissertation also describes the mechanism of destruction of the material during high-pressure abrasive water jet cutting. Sequentially summarized the analysis of the literature. After the justification choosing the theme of dissertation, the formulation of the thesis dissertation and the purpose of research, presented the methodology of own researches, which were proceeding the PS/DS.-P:L(L) program. As basic research and exploratory research was conducted research of high-pressure abrasive water jet cutting potential for materials: steel, aluminium, brass, granite. Then made a statistical analysis of the results and the approximation by using the exponential regression was made. In this type of procedures was using the program CADEX-ESDET and STATISTICA 12. Research of high-pressure abrasive water jet cutting capacity were conducted for straight Strona 5
cutting and curved cutting. Based on the results of the regression, the dependences of high-pressure abrasive water jet cutting potential and high-pressure abrasive water jet cutting capacity were presented. Due to the fundamental importance of surface roughness in the evaluation of the quality of the cut, same indicators off high-pressure abrasive water jet cutting were approximated using artificial neural networks. Neural network was modelling and calculations by using Matlab, with the addition nftool (Neural Network Fitting Tool). Suitable studies related to the dynamics of the vibrating movement of the cutting head, as a result of interaction off high-pressure jet with cutting material, demonstrates the ability to monitor limit states of high-pressure abrasive water jet cutting potential. Based on studies, the characteristic parameters of the vibration corresponding to the limit states of the cutting process were presented. This is the basis for conclusions about the feature implementation. In the final part of the study compares the results of the analysis and conclusions drawn. Strona 6
WYKAZ WAŻNIEJSZYCH OZNACZEŃ A 1 - obszar usuniętego materiału w warunkach idealnych, mm 2, A o obszar nieusuniętego materiału, charakteryzujący wielkość energii zaabsorbowanej przez materiał obrabiany, mm 2, b E szerokość szczeliny obróbkowej, mm, b EJ lokalna szerokość szczeliny obróbkowej, mm, d k średnica komory mieszania, mm, d o średnica dyszy mieszającej, mm, d p średnica ziarna ściernego, mm, d w średnica dyszy wodnej, mm, E abs energia zaabsorbowana przez materiał obrabiany, J, E p energia kinetyczna pojedynczego ziarna ściernego, J, E S energia kinetyczna strumienia wodnościernego opuszczającego dyszę mieszającą, J, E SW energia kinetyczna strumienia wodnościernego opuszczającego obrabiany materiał, J, E w energia kinetyczna strumienia wody, J, F g siła grawitacji, N, F z siła odporowa działająca na głowicę tnącą, N, h głębokość cięcia, mm, H MAX maksymalna głębokość cięcia, mm, h RB wysokość obszaru o obniżonej jakości cięcia, mm, h RF wysokość obszaru o podwyższonej jakości cięcia, mm, L długość dyszy mieszającej, mm, l k długość komory mieszania, mm, m p masa pojedynczego ziarna ściernego, g, m w wydatek wody, l/min, p ciśnienie robocze wody, MPa, q wydatek dozowanego ścierniwa, g/s, s odchylenie toru strumienia wodnościernego w materiale, mm, S - odchylenie toru strumienia wodnościernego w materiale, odpowiadające parametrom technologicznym potencjału skrawnego, mm, v f prędkość posuwu, mm/min, v w prędkość strumienia wody, m/s. Strona 7
1. Wstęp Rozwój uprzemysłowionej wersji technologii obróbki materiałów stosującej iniekcyjny wysokociśnieniowy strumień wodnościerny obejmuje okres kilkudziesięciu lat. Technologia ta znalazła trwałe miejsce w przemyśle jako jedna z trzech komplementarnych metod cięcia materiałów, obok metod laserowych oraz plazmowych. Rozwój badań z tego zakresu znacząco wpłynął na udoskonalenie sprzętu, elementów eksploatacyjnych, jak dysze wodne i dysze mieszające, modernizacji uległy zasilacze wysokociśnieniowe, w ich nowych wersjach uzyskuje się podwyższone ciśnienie rzędu 600 MPa. Pomimo tego, że technologia WaterJet wykorzystuje mechaniczne oddziaływanie narzędzia jakim jest wysokociśnieniowy strumień czystej wody lub wody ze ścierniwem na przedmiot obrabiany, jak dotąd wydaje się rozwijać bez związków z dotychczasową wiedzą z zakresu obróbek mechanicznych, zwłaszcza bez związku z teorią obróbki ściernej. Ze względu na mechaniczne oddziaływania narzędzia ściernego podczas obróbki, zarówno w przypadku szlifowania ściernicowego, jak podczas cięcia wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym procesy obróbkowe wykazują pewne podobieństwa, a narzędzie jest ukonstytuowane jako zbiór ziaren ściernych. W przypadku narzędzia ściernego na ziarna nałożone są więzy skleronomiczne, w drugim przypadku takich więzów brak. Klasyczne narzędzie ścierne w czasie interakcji z materiałem obrabianym generuje strumienie ziaren ściernych, których parametry oddziaływania uzależnione są od kinematyki obróbki. Narzędzie w formie wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego generuje podobne strumienie ziaren wchodzących w kontakt z materiałem obrabianym, ich oddziaływanie jest jednak uzależnione od energii kinetycznej i sił masowych działających na ziarna. W obu przypadkach efektem kontaktu ziarna ściernego z materiałem jest wykonanie pracy mikroskrawania, bruzdowanie (oddziaływania przeformowania plastycznego) materiału, względnie powstanie efektu erozji mechanicznej materiału w wyniku wykonania pracy tarcia ziaren. Zarówno przy szlifowaniu ściernicowym oraz cięciu strumieniem wodnościernym współistnieją efekty stowarzyszone z procesem głównym, związane z wodnym Strona 8
roztwarzaniem materiałów w postaci mikropęknięć powodowanych zjawiskiem Rebindera, które zachodzi w odpowiednich warunkach hydrodynamicznych. Wymienione przesłanki podobieństwa narzędzi uzasadniają podjęcie pracy mającej wykazać metodologiczną spójność teorii obróbki materiałów, posługując się w swym rozwoju jednolitym systemem pojęć oraz ustalaną interpretacją zjawisk składających się na zróżnicowane jak w tym przypadku procesy obróbkowe. Kluczowe w tego rodzaju syntetycznym ujęciu problematyki badawczej są pojęcia zdolności skrawnej i potencjału skrawnego, które stoją u podstaw teorii obróbki ściernej. Zatem w odniesieniu do cięcia wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym zdolność skrawna tego narzędzia będzie definiowana jako zdolność do przecinania danego materiału z określoną wydajnością powierzchniową, przy jednoczesnym zapewnieniu określonego poziomu jakości technologicznej powierzchni cięcia. Potencjał skrawny wysokociśnieniowego strumienia, określony jest w tej pracy jako zdolność do przecinania danego materiału z maksymalną możliwą wydajnością powierzchniową. Proponowane pojęcia zdolności skrawnej i potencjału skrawnego na gruncie teorii obróbki wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym są pojęciami nowymi, nie znajdującymi odpowiedników w dostępnej literaturze. Nowe pojęcia, bądź też nawet już stosowane, ale w odmiennej interpretacji, są w warstwie metodologicznej rozwoju wiedzy potwierdzeniem tego rozwoju, wymagają jednak swego uzasadnienia. W niniejszej pracy, zrealizowany program badań oraz uzyskane wyniki wykazują sens stosowania pojęć zdolności skrawnej i potencjału skrawnego w odniesieniu do wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego. Jak wynika z prowadzonych badań, pojęcia te są rozwijalne i umożliwiają formułowanie nowej problematyki badawczej. Wykorzystując pojęcie potencjału skrawnego w niniejszej pracy wykazano, że wielkość ta w przypadku wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego osiąga swoje maksimum dla danego materiału w pewnym zakresie grubości przecinanego materiału, który to przedział jest charakterystyczny dla danego materiału. Umożliwia to tworzenie szeregu materiałów wg rosnącej lub malejącej efektywności cięcia. Tego rodzaju wyniki uzyskane w niniejszej pracy są wg analizy literaturowej wynikami oryginalnymi. W zrealizowanym programie badawczym, który obejmował również badanie dynamiki głowicy tnącej, wykazano, że stany procesu cięcia wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym odpowiadające osiąganiu potencjału skrawnego znajdują Strona 9
charakterystyczne odwzorowanie w obrazie stanu dynamiki głowicy tnącej i ma to szczególne znaczenie w ocenie online jakości technologicznej cięcia. Przeprowadzone badania umożliwiły wprowadzenie użytecznej miary zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego, umożliwiając wybór odpowiednich parametrów jakościowych cięcia, zarówno dla cięcia prostoliniowego oraz cięcia wzdłuż torów krzywoliniowych. Mając na względzie wartość wyników badań uzyskanych w niniejszej pracy można stwierdzić, że uzyskana na ich podstawie wiedza jest nowa i oryginalna, a proponowane konwencje terminologiczne zdolności skrawnej i potencjału skrawnego wysokociśnieniowego strumienia z metodologicznego punktu widzenia są poprawne, a ponadto wykazano ich sens stosowania. Strona 10
2. Analiza procesu cięcia materiałów w aspekcie zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego 2.1. Interakcja wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego z materiałem obrabianym Proces destrukcji materiału jako wynik oddziaływania wysokociśnieniowego strumienia wody, nie znajduje podobieństw do procesów destrukcji materiału podczas obróbki narzędziami skrawającymi, ponadto jest od nich bardziej złożony. Na destrukcję materiału w procesie cięcia wpływ ma wiele czynników, w tym zwłaszcza: - ciśnienie wody, - rodzaj cieczy roboczej, - rodzaj i parametry ścierniwa, - sposób podawania ścierniwa do komory mieszania, - rodzaj obrabianego materiału. Technologia cięcia strumieniem wody wykorzystuje dwa rodzaje strumieni, tzw. niskociśnieniowy oraz wysokociśnieniowy. Według H. Louis`a [91] strumień generowany przez pompy nurnikowe powinien być definiowany jako niskociśnieniowy, natomiast strumień generowany przez pompy wzmacniaczowe jako wysokociśnieniowy. Podział ten jest jednak wysoce niejednoznaczny, ponieważ obecne pompy nurnikowe, przy zainstalowanej mocy ok. 30 kw, wytwarzają ciśnienie rzędu 400 MPa, co odpowiada zakresowi ciśnień pomp wzmacniaczowych. W obecnych aplikacjach przemysłowych [13][91] wykorzystujących technologię wysokociśnieniowego strumienia wody stosuje się podział na dwa umowne zakresy ciśnień czynników roboczych p: 1) zakres niskich ciśnień p < 200 MPa, gdzie woda pod ciśnieniem ok. 10 MPa znajduje zastosowanie w budowie tuneli i kopalniach do wspomagania urobku skał, węgla oraz złota [23][26][29][59][66][82][97]. Natomiast ciśnienia wody do 200 MPa są nadal stosowane głównie do czyszczenia powierzchni, usuwania zadziorów i zużytych powłok lakierniczych Strona 11
[12][14][49][51][57][58][78[85]. Szczególne zastosowanie tego zakresu ciśnień odnajduje się w inżynierii medycznej [8][10][31][48][52][76][80]. 2) zakres wysokich ciśnień p>200 MPa, obecnie standardem są ciśnienia rzędu 400 MPa, wytwarzane przez pompy pracujące na zasadzie wzmacniaczy ciśnienia [72][73][104]. Pierwsze takie pompy zostały wyprodukowane przez w połowie lat 70-tych przez firmę Flow, których konstrukcja praktycznie nie uległa zmianie do dzisiaj. W wyniku doskonalenia techniki wysokociśnieniowej obecnie do użycia wprowadzane są pompy wytwarzające ciśnienia 600-700 MPa [40][64][72][73][77]. Do cięcia materiałów konstrukcyjnych może służyć: - strumień czystej wody, - strumień wodnościerny. W zakresie wysokich ciśnień strumień czystej wody służy do cięcia materiałów miękkich, takich jak: pianka poliuretanowa, sklejka, guma, karton, tworzywa sztuczne, artykuły spożywcze [91]. Natomiast zastosowanie strumienia czystej wody do przecinania materiałów twardych jest albo nieefektywne, albo wręcz całkowicie niemożliwe. Podobnie podczas cięcia materiałów kompozytowych strumień czystej wody jest mało przydatny ze względu na występowanie delaminacji kompozytów przy wyjściu strumienia, co przykładowo dla różnych wielkości posuwu i ustalonych innych parametrów cięcia przedstawiono na rys. 2.1.1 [61][62]. Rys. 2.1.1. Powierzchnie kompozytu włókno szklane/żywica epoksydowa od strony wejścia i wyjścia strumienia po cięciu strumieniem czystej wody z różnymi prędkościami posuwu v f [61]. Strona 12
Odziaływanie wysokociśnieniowego strumienia czystej wody na obrabiany materiał jest ściśle związane ze strukturą strumienia kształtowaną po wyjściu z dyszy wodnej (rys. 2.1.2). Powszechnie przyjętym kryterium oceny przydatności wysokociśnieniowego strumienia czystej wody do przecinania materiałów jest jego koherentność, przez co rozumie się zdolność strumienia do nierozpadania się podczas ruchu w powietrzu i zachowania stałej energii kinetycznej w określonej odległości od dyszy. Strumień wody o wysokim ciśnieniu i dużej prędkości po wyjściu z dyszy wodnej [102][116][128][131] o kształcie walcowym trafia do powietrza, ośrodka o dużo mniejszej gęstości od wody, tracąc przy tym swój walcowy kształt, nadany kształtem dyszy wodnej i przyjmuje postać stożka. Ponadto wysokociśnieniowy strumień wody poruszający się w powietrzu ulega aeracji, przez co należy rozumieć nasycenie strumienia wody powietrzem, które zaczyna się przy jego powierzchni zewnętrznej i sukcesywnie przenika do wnętrza strumienia. W strukturze wysokociśnieniowego strumienia wody wyróżnia się trzy strefy (rys. 2.1.2): a) strefę początkową, b) strefę główną, c) strefę końcową. W strefie początkowej wyróżnia się tzw. rdzeń strumienia, o stożkowym kształcie, charakteryzujący się stałą prędkością i stałym ciśnieniem. Długość rdzenia strumienia jest funkcją ciśnienia. Im większe ciśnienie, tym dłuższy rdzeń i tym większy kąt zewnętrznego zarysu strumienia. Rys. 2.1.2. Struktura wysokociśnieniowego strumienia wody: d - średnica dyszy, a p - teoretyczna długość rdzenia strumienia, a c - rzeczywista długość rdzenia strumienia, a b - długość strumienia związanego, a v - całkowita długość strumienia [13]. Strona 13
W literaturze [13][91] podane są dwie zależności, według których można obliczyć rzeczywistą długość rdzenia strumienia wody. Pierwsza jest powiązana z ciśnieniem wody i dotyczy zakresu ciśnień p od 200 MPa do 340 MPa oraz średnicy dyszy wodnej d w z przedziału od 0,1 mm do 0,3mm, dla których parametr a c oblicza się ze wzoru: a = 3,545 10 p + 2,85 10 (1) Druga zależność jest powiązana ze średnicą dyszy wodnej d 0, wtedy a c oblicza się ze wzoru: a c = d 0 A (2) gdzie: d 0 średnica dyszy wodnej, A bezwymiarowa wartość zależna od liczby Reynolds a oraz od geometrii i jakości powierzchni dyszy. Wielkość A wyznaczana jest doświadczalnie na podstawie eksperymentu. Jej wartości szacuje się w przedziale zmienności 20<A<135. W strefie głównej, sąsiadującej ze strefą końcową, strumień jest mieszaniną oddzielnych cząstek cieczy i powietrza. Wartości osiowej prędkości i ciśnienia tego odcinka są już niewielkie, a ze stopniowym zwiększaniem się odległości od dyszy asymptotycznie zbliżają się do zera. Największą efektywność przecinania wysokociśnieniowym strumieniem wody uzyskuje się podczas pracy tzw. strumienia związanego (koherentnego), oznaczonego na rys. 2.1.2 jako a b. Na koherentność strumienia wpływ wykazuje również skład chemiczny cieczy roboczej [96]. Niewielkie dodatki rozpuszczalnych polimerów prowadzą do istotnego zmniejszenia turbulentnego oporu tarcia i przyczyniają się do ograniczenia stopnia rozszerzania się strumienia na skutek powierzchniowych zaburzeń. Najczęściej do wody dodawane są: poliglikole, stężona glukoza, poliakrylamidy, polioksyetyleny oraz siarczkowe polietery [15][87][96][115]. Dodawanie do strumienia wody cząstek stałych pozwoliło rozszerzyć zakres materiałów obrabianych o materiały twarde, jak np.: metale, krzemień, kamień, szkło, materiały ceramiczne i trudnoobrabialne [38][37][67][95]. Najczęściej dodawanym materiałem do wysokociśnieniowego strumienia wody jest ścierniwo o odpowiednio dostosowanych właściwościach. W celu określenia modelu usuwania materiału przez wysokociśnieniowy strumień wodnościerny przeprowadzono szereg badań na różnych materiałach [1][36][54][55][81][96]. Usuwanie materiału dokonuje się odmiennie niż w przypadku czystego strumienia wody. Podczas obróbki strumieniem wodnościernym cześć pędu naddźwiękowego strumienia wody jest przekazywana Strona 14
cząstkom ściernym, które uderzają w materiał. W oddziaływaniu wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego na materiał można wyróżnić trzy charakterystyczne obszary oddziaływania strumienia (rys. 2.1.3). Rys. 2.1.3. Oddziaływanie strumienia wodnościernego na przecinany materiał [96]. Obszar materiału niszczony strumieniem prostopadłym, oznaczono strzałkami 2 i 8, strzałki 1, 4, 5, 7, 9 przedstawiają obszar niszczenia strumieniem ślizgowym, strzałkami 3 oraz 6 wyróżniono obszary niszczenia strumieniem ukośnym. Oddziaływanie strumienia w kierunku prostopadłym do powierzchni obrabianej powoduje powstawanie klinowych pęknięć, przenikających warstwę wierzchnią materiału w różnych kierunkach, co prowadzi również do odłupywania cząstek materiału. Cząsteczki wody dostające się z bardzo dużą prędkością w szczeliny wywołują wzrost ciśnienia na ścianki pęknięcia, powodując propagację tych pęknięć. Wielkość ciśnienia wywieranego na ścianki pęknięcia zależy głównie od prędkości wypływu strumienia z dyszy. H. C. Meng i K. C. Ludema [81] wyodrębnili szereg mechanizmów powodujących oddzielanie materiału, przy czym mechanizmy te nie występują pojedynczo, lecz w różnych kombinacjach (rys. 2.1.4). Strona 15
Rys. 2.1.4. Mechanizmy usuwania materiału według H. C. Menga i K. C. Ludema [81]. Natomiast I. M. Hutchings [54][55] bazując na mikroskopii elektronowej w obrazach powierzchni materiału obrobionego przez strumień wodnościerny wyodrębnił dwa rodzaje mechanizmu mikroskrawania, usuwanie materiału przez skrawanie oraz usuwanie materiału przez ścieranie (rysowanie). W jego opinii skrawanie powodowane jest przez ziarna ścierniwa o nieregularnych, ostrych krawędziach, natomiast usuwanie materiału w wyniku ścierania, dominuje przy udziale owalnych ziaren. Ślad pozostawiony przez ziarno w przypadku skrawania, dodatkowo zależny jest od kierunku obrotu samego ziarna w czasie jego ruchu, co zostało przedstawione na rys. 2.1.5. Typ I odnosi do przypadku, gdy kierunek rotacji ziaren ściernych jest zgodny z kierunkiem ich ruchu i typ ten jest dominujący, natomiast typ II, gdy ziarna posiadają rotację wsteczną. Powstała po procesie skrawania lub ścierania wypływka usuwana jest przez uderzające w nią kolejne ziarna ścierniwa, co prowadzi do powstawania mikrowiórów w procesie cięcia wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym. Rys. 2.1.5. Mechanizmy mikroskrawania według I. M. Hutchingsa [54][55]. Strona 16
Jak wykazano w pracy [54][55] mikroskrawanie zachodzi jedynie przy małych kątach uderzenia cząstek w materiał. W przypadku, gdy kąty te osiągają duże wartości zbliżone do 90, uderzające cząstki ścierniwa powodują powstawanie poprzecznych pęknięć, których dalsza propagacja sprzyja destrukcji materiału. Duża liczba pęknięć szczególnie charakterystyczna jest dla materiałów kruchych, natomiast w przypadku materiałów plastycznych dominującą formą usuwania materiału jest mikroskrawanie. Idea powstawania pęknięć poprzecznych według A. Magnee została przedstawiona na rys. 2.1.6. Rys. 2.1.6. Idea powstawania pęknięć poprzecznych [17]. Realne warunki, w których występuje interakcja ziaren ściernych w otoczeniu napowietrzonego środowiska wodnego, są zdecydowanie bardziej złożone od tych reprezentowanych prostymi modelami fizycznego kontaktu ziarna z materiałem. Rzeczywiste warunki kontaktu ziarna z materiałem są kształtowane przez powstającą szczelinę cięcia. Na rys. 2.1.7 zaprezentowano kształt szczeliny cięcia w przekroju poprzecznym przy cięciu materiału warstwowego (stal aluminium) [63]. Strona 17
Rys. 2.1.7. Poprzeczny przekrój szczeliny cięcia w materiale typu sandwich Al-stal 45 po cięciu wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym [63]. Różne twardości i gęstości tych materiałów powodują, że w takich przypadkach ujawnia się tendencja do poprzecznej ekspansji strumienia wodnościernego, powodując powstanie szczególnego rodzaju błędów obrabianej powierzchni (rys. 2.1.7). Przy równoległym do osi szczeliny cięcia torze ruchu ścierniwa, można przypisać obserwowane skutki modyfikujące pierwotny kształt szczeliny cięcia odbiciom ziaren od twardej warstwy stali oraz turbulentnemu przepływowi wody w szczelinie [63]. Proces cięcia, i związana z nim dekohezja materiału, jako oddziaływanie wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego na przedmiot obrabiany ma charakter złożony i nie posiada odpowiedników w innych znanych sposobach obróbki ubytkowej. Stąd też wiele zagadnień dotyczących zachowania się wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego podczas cięcia, nadal pozostaje nie w pełni rozpoznanych i opisanych. Trudności formalnego opisu dekohezji materiału wynikają z wielofazowości strumienia wodnościernego oraz osobliwości zdarzeń fizycznych zachodzących w trakcie kontaktu z materiałem obrabianym przy wysokiej prędkości strumienia, rzędu kilku prędkości dźwięku. Wysokociśnieniowy strumień wodnościerny jest mieszaniną fazy stałej w postaci ziaren ściernych, wody oraz powietrza, którego udział dochodzi do ok. 95% objętości strumienia (rys. 2.1.8) [91]. Udział masowy poszczególnych faz jest z oczywistych powodów inny, co przedstawiono na rys. 2.1.8. W typowych systemach iniekcyjnego Strona 18
wytwarzania wysokociśnieniowego strumienia, prędkość poruszania się cząstek stałych w strumieniu wodnościernym jest zdecydowanie mniejsza od prędkości strumienia wody [50][98]. a) b) 4% 1% woda 3% woda ścierniwo 23% ścierniwo 95% powietrze 74% powietrze Rys. 2.1.8. Objętościowy (a) oraz masowy (b) udział powietrza, ścierniwa i wody w wysokociśnieniowym strumieniu wodnościernym [91]. W przemysłowych systemach cięcia metodą WaterJet, stosuje się zazwyczaj iniekcyjne sposoby wytwarzania mieszanki wodnościernej, w których największą część masy strumienia stanowi woda (74%) oraz powietrze (3%), natomiast udział masowy ścierniwa wynosi ok. 23% masy całkowitej strumienia. 2.2. Wpływ ścierniwa na proces cięcia wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym Ścierniwo w procesie dekohezji twardych, litych materiałów spełnia dominującą rolę w procesie cięcia. Ścierniwo stosowane podczas cięcia wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym można podzielić na dwie grupy: a) ścierniwa naturalne, b) ścierniwa syntetyczne. W przemyśle, ze względu na trwałość dyszy mieszającej najczęściej, wykorzystywane są ścierniwa naturalne, pochodne almandynu pochodzenia naturalnego, które charakteryzują Strona 19
się korzystnymi parametrami, zwłaszcza w odniesieniu do twardości, gęstości, kształtu ziarna, co przedstawiono w tabeli 2.2.1. Analizę sitową handlowego ścierniwa Garnet GMA o dwóch podstawowych ziarnistościach #80 oraz #120 przedstawiono na rys. 2.2.1 [79]. Tabela 2.2.1. Specyfikacja techniczna ścierniwa na bazie almandynu [79]. Właściwości fizyczne Skład chemiczny Skład mineralny Twardość: 8 9 Mohs Al 2 O 3 20,36% Granat almandynowy: 97-98 % Ciężar właściwy: 4,2 g/cm 3 FeO 9,72% Ilmenit: < 2% Ciężar nasypowy: 2,34 g/cm 3 Fe 2 O 3 12.55% Krzemionka: <0,5% Temperatura topnienia: MgO 12,35% Kwarc < 1% 1315 C Kształt ziaren ściernych: ostre, nieregularne CaO 2,97% SiO 2 41,34% MnO 0,85% Rys. 2.2.1. Analiza sitowa ziaren ścierniwa GMA o ziarnistości #80 oraz #120 [100]. Ziarna ścierniwa dostarczane są przewodem transportowym do komory mieszającej głowicy tnącej, na skutek podciśnienia wywołanego efektem Venturiego [97]. W komorze mieszającej następuje przyśpieszanie, mieszanie i napowietrzanie wytwarzanego strumienia wodnościernego. Podczas mieszania ścierniwa z wodą, w wyniku zderzenia cząstek ściernych z wysokoprędkościowym strumieniem wody, ścianami dyszy mieszającej oraz zderzeniami pomiędzy samymi ziarnami następuje ich częściowe rozdrabnianie, co wykazano w szeregu badań [46][60][100] (rys. 2.2.2). Strona 20
a) b) Rys. 2.2.2. a) akumulacja cząstek ścierniwa w stożkowej części dyszy mieszającej, b) trajektoria cząstek ściernych podczas procesu przyśpieszania [56]. Szczególny wpływ na mieszanie i rozdrabnianie mają wymiary komory mieszania, kąt uderzenia ziaren ścierniwa o ściany komory, a także efekt skali odniesiony do wymiaru ziarna ściernego, co wykazano w pracy Martineca [79]. Z prac tych wynika, że ziarna ścierniwa o niewielkim wymiarze są mniej podatne na rozdrabnianie pod wpływem impulsu siły, przez co zachowują swój wymiar i kształt podczas dynamicznego procesu mieszania. W szeregu badań [60][61][100] dokonano oceny rozdrobnienia handlowych gatunków ścierniw typu Garnet Barton, Garnet GMA oraz Indian Garnet o ziarnistości #80 w charakterystycznych stanach (fazach) procesu wytwarzania wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego. Uwzględniając początkowy stan ziarna ściernego, w sensie zawartości poszczególnych frakcji ziarna jak na rys. 2.2.1, można wyróżnić kolejne trzy stany ścierniwa, z których dwa: tj. stan 2 po procesie kreacji wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego oraz stan 3 po procesie cięcia wysokociśnieniowym strumieniem, powodują największe zmiany zawartości poszczególnych frakcji ziarna, w stosunku do ziarna w stanie początkowym. Tak więc proces fragmentacji ziarna ściernego daje się przedstawić jako następstwo oddziaływań mechanicznych na ziarno ścierne w procesie cięcia, zgodnie ze schematem przedstawionym na rys. 2.2.3. 1. stan początkowy ziarna, 2. stan ścierniwa po wyjściu z komory mieszania, 3. stan ścierniwa po wykonaniu pracy mikroskrawania przy kontakcie z materiałem przedmiotu obrabianego, 4. stan ścierniwa po kontakcie z masą ścierniwa zalegającego w wannie roboczej. Strona 21
Rys. 2.2.3. Fazy procesu fragmentacji ziarna. Ze względu na małą energię kinetyczną, tzw. energię resztkową ziaren ściernych wytracaną w masie wody zalegającej w wannie maszyny, ich rozdrobnienie w kontakcie z masą ziaren pozostającą w wannie należy na podstawie danych literaturowych przyjąć za pomijalnie małe [91]. Badania metodą analizy sitowej stopnia fragmentacji ziarna handlowego Barton Garnet oraz Garnet GMA wykonane przez Karpińskiego [61] jednoznacznie wskazują na dominującą rolę fazy mieszania ścierniwa z wodą na jego rozdrobnienie, co ilustrują wyniki przedstawione na rys. 2.2.4 rys. 2.2.9. Strona 22
WYNIKI ANALIZY SITOWEJ DLA ŚCIRNIWA BARTON GARNET Rys. 2.2.4. Wyniki analizy sitowej dla ścierniwa Barton Garnet przy cięciu stali St 3, grubość 10 mm, ciśnienie p=150 MPa, posuw v f =15 mm/min, ilość dozowanego ścierniwa q = 3g/s [61]. Rys. 2.2.5. Wyniki analizy sitowej dla ścierniwa Barton Garnet przy cięciu stali St 3, grubość 10 mm, ciśnienie p=150 MPa, posuw v f =15 mm/min, ilość dozowanego ścierniwa q = 6g/s [61]. Strona 23
Rys. 2.2.6. Wyniki analizy sitowej dla ścierniwa Barton Garnet przy cięciu stali St 3, grubość 10 mm, ciśnienie p=150 MPa, posuw v f =15 mm/min, ilość dozowanego ścierniwa q = 9g/s [61]. WYNIKI ANALIZY SITOWEJ DLA ŚCIERNIWA GMA Rys. 2.2.7. Wyniki analizy sitowej dla ścierniwa GMA przy cięciu stali St 3, grubość 10 mm, ciśnienie p=150 MPa, posuw v f =15 mm/min, ilość dozowanego ścierniwa q = 3g/s [61]. Strona 24
Rys. 2.2.8. Wyniki analizy sitowej dla ścierniwa GMA przy cięciu stali St 3, grubość 10 mm, ciśnienie p=150 MPa, posuw v f =15 mm/min, ilość dozowanego ścierniwa q = 6g/s [61]. Rys. 2.2.9. Wyniki analizy sitowej dla ścierniwa GMA przy cięciu stali St 3, grubość 10 mm, ciśnienie p=150 MPa, posuw v f =15 mm/min, ilość dozowanego ścierniwa q = 9g/s [61]. Analiza prezentowanych wyników rozdrobnienia ziaren, dozowanego w zakresie od 3 g/s do 9 g/s, obejmująca trzy charakterystyczne stany ścierniwa (rys. 2.2.3) wykazuje, że skłonność do rozdrobnienia ziaren badanych gatunków ścierniwa w stanie 1 wzrasta wraz z ilością dozowanego ścierniwa, zwłaszcza w zakresie 6 g/s 9g/s. Strona 25
Interpretacja tych zmian na podstawie danych literaturowych nie jest oczywista, tym niemniej za główną ich przyczynę można uznać wzrastającą wraz z ilością dozowanego ścierniwa tendencję do blokowania przez ziarna ścierne strefy wejściowej do dyszy mieszającej (rys. 2.2.2a) [56]. Problemy interpretacyjne pogłębiają się, gdy uwzględnić wyniki badań Ohlsena [97], które wskazują, że rozdrobnienie ziaren jeżeli w ogóle zachodzi, to ma miejsce w przypadku dozowania niewielkich ilości ścierniwa w granicach do 4 g/s (rys. 2.2.10). 0,7 0,6 Wielkość rozdrobnienia ziaren 0,5 0,4 0,3 0,2 300 MPa 0,1 0 2 4 6 8 10 12 14 natężenie dozowanego ścierniwa g/s Rys. 2.2.10. Rozdrobnienia ścierniwa w zależności od ilości dozowanego ścierniwa wg Ohlsena [97]. Natomiast wyniki podobnych badań uzyskane przez Pereca [100] dowodzą braku podstaw do stwierdzenia o wpływie ilości dozowanego ścierniwa na rozdrobnienie ziaren ściernych, co ilustrują odpowiednio rys. 2.2.11 rys. 2.2.15. Natomiast potwierdza się teza o rozdrobnieniu ziaren w fazie mieszania, co z kolei ilustruje przebieg krzywej rozkładu początkowego ziaren ściernych (kolor czerwony) w odniesieniu do rozdrobnienia uzyskanego w komorze mieszania (kolor czarny). Strona 26
Rys. 2.2.11. Rozdrobnienie ścierniwa GMA #80 po wyjściu z głowicy tnącej o kombinacji dysz: d w = 0,25 mm, d 0 =0,76 mm, ciśnienie p=390 MPa [100]. Rys. 2.2.12. Rozdrobnienie ścierniwa GMA #80 po wyjściu z głowicy tnącej o kombinacji dysz: d w = 0,33 mm, d 0 =1,02 mm, ciśnienie p=390 MPa [100]. Strona 27
Rys. 2.2.13. Rozdrobnienie ścierniwa GMA #80 po wyjściu z głowicy tnącej o kombinacji dysz: d w = 0,33 mm, d 0 =0,76 mm, ciśnienie p=390 MPa [100]. Rys. 2.2.14. Rozdrobnienie ścierniwa GMA #120 po wyjściu z głowicy tnącej o kombinacji dysz: d w = 0,25 mm, d 0 =0,76 mm, ciśnienie p=390 MPa [100]. Strona 28
Rys. 2.2.15. Rozdrobnienie ścierniwa GMA #120 po wyjściu z głowicy tnącej o kombinacji dysz: d w = 0,33 mm, d 0 =1,02 mm, ciśnienie p=390 MPa [100]. Jak sugeruje Perec [100] istnieje korelacja pomiędzy rozkładem ziarnowym na wyjściu z głowicy tnącej dla ścierniwa o wielkości #120 (rys. 2.2.14, rys. 2.2.15), a rozkładem ziarnowym ścierniwa o wielkości #80 (rys. 2.2.11, rys. 2.2.12, rys. 2.2.13), co wskazuje na pewną zaletę stosowania ścierniwa o mniejszej ziarnistości w procesie cięcia, polegającą na mniejszym rozdrabnianiu się tej frakcji ziaren w procesie kreacji wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego. Dominująca rola fazy mieszania ziaren na stopień fragmentacji ścierniwa wykazana przez Karpińskiego [61] została potwierdzona w badaniach Babu [60], o czym świadczy liczba rozdrobnienia AFS w uzyskanych wynikach oraz średnia wielkość ziarna a.p.s, co przedstawiono z kolei w tabeli 2.2.2. Tabela 2.2.2. Liczba AFS oraz a.p.s badanych ścierniw przed mieszaniem, po mieszaniu oraz po cięciu [60]. Strona 29
Zaprezentowane wyniki wspomnianych autorów [60] [61] [100] są trudne do interpretacji, ze względu na brak odpowiedniej analizy statystycznej dotyczącej istotności różnic stopnia rozdrobnienia, czego przykładem jest zależność przedstawiona na rys. 2.2.10 [97]. W tym przypadku na podstawie zmiany stopnia rozdrobnienia uzyskanego w pojedynczych próbach, dokonano analizy tendencji i oceny tych zmian. Podobnie w pracy [100] nie przeprowadzono metodami formalnymi analizy istotności różnic stopnia rozdrobnienia ścierniwa dla badanych wielkości ziarna. W wyniku tego sugerowana przez autora korelacja stopnia rozdrobnienia ziaren #120 oraz #80 traci na sile wymowy. Istotny wpływ na rozdrobnienie ziaren ściernych posiada również ciśnienie wody, co wykazano w badaniach Borkowskiego (rys. 2.2.16) [13]. Badania te odnoszą się jednak do zakresu ciśnień od 10 MPa do 30 MPa, stosowanych w procesach czyszczenia, a nie przecinania wysokociśnieniowego. W cytowanych badaniach wykazano, że podczas procesu czyszczenia powierzchni strumieniem wodnościernym ścierniwo, w tym przypadku piasek kwarcowy, ulega rozdrobnieniu już przy ciśnieniu rzędu 10 MPa, przy czym zwiększenie ciśnienia powoduje wzrost stopnia rozdrobnienia. Masowy udział ziaren U % 80 60 40 20 0 #30 #36 #40 #46 Ziarnistość #54 drobn. 10 MPa 20 MPa 30 MPa Rys. 2.2.16. Rozkład masowego udziału ziaren SiO 2 #30 rozdrobnienia podczas czyszczenia powierzchni za pomocą strumienia wodnościernego przy różnym ciśnieniu [13]. Wykorzystując w procesie cięcia specjalnie przygotowane ścierniwo, o dobranej ziarnistości, uzyskuje się większą maksymalną grubość cięcia, w porównaniu z handlowym ścierniwem, co potwierdzono w badaniach [60] (rys. 2.2.17). W prowadzonych badaniach wykorzystano ścierniwo handlowe indyjskie #80 jako Strona 30
ścierniwo odniesieniowe oraz próbki specjalnie przygotowanego ścierniwa o dobranej ziarnistości w postaci: 1) 20% ziaren o wielkości od 0,355mm do 0,4 mm, 2) 20% ziaren o wielkości od 0,315mm do 0,355mm, 3) 20% ziaren o wielkości od 0,25mm do 0,315mm, 4) 20% ziaren o wielkości od 0,2mm do 0,25mm, 5) 20% ziaren o wielkości od 0,18mm do 0,2mm. Następnie w próbach przecinania dokonano pomiaru głębokości cięcia tak przygotowanego ścierniwa jako ziarna pierwotnego, ziarna po fazie mieszania, ziarna po pierwszym cięciu oraz ziarna po drugim cięciu odzyskanego z pierwszego cięcia (rys. 2.2.17). Rys. 2.2.17. Zależność głębokości cięcia od użytego ścierniwa (specjalnie przygotowanej próbki testowej oraz ścierniwa o ziarnistości #80) [60]. Analiza otrzymanych wyników wskazuje na odziaływanie efektu skali w mechanizmie rozdrabniania powodującego, że najmniejszą zdolność do rozdrabniania wykazują ziarna o mniejszym wymiarze. Istotne są również parametry komory mieszania oraz ukształtowanie części wejściowej dyszy mieszającej. Pomimo dobrych rezultatów cięcia uzyskanych przy zastosowaniu specjalnie przygotowanego ścierniwa, w badaniach własnych dotyczących niniejszej pracy będzie wykorzystywane ścierniwo handlowe Garnet o ziarnistości #80, ze względu na jego powszechne wykorzystanie w przemyśle oraz stała komora mieszania. Mając na względzie współczesne systemy dozowania ścierniwa oraz ich dokładności nastaw, można przyjąć, że w strumieniu wodnościernym, w zależności od Strona 31
parametru dozowania, znajduje się od 300 000 do 1 000 000 ziaren ściernych w czasie minuty (rys. 2.2.18) [91]. 1200000,0 1000000,0 ziarna / min 800000,0 600000,0 400000,0 200000,0 0,0 200 250 300 350 400 450 500 550 600 wydatek ścierniwa g/min Rys. 2.2.18. Intensywność ziaren ściernych biorących udział w procesie mieszania w zależności od wydatku dozowanego ścierniwa [91]. 2.3. Oddziaływanie energetyczne wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego na materiał Proces cięcia z zastosowaniem wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego jest skutkiem przekształcenia energii kinetycznej ziaren na pracę mikroskrawania (rys. 2.3.1), erozji mechanicznej wynikającej z pracy tarcia ziaren w szczelinie roboczej, a także rozklinowującego oddziaływania strumienia [56]. Rys. 2.3.1. Etapy kreacji wysokocisnieniowego strumienia wodnościernego [56]. Strona 32
W trakcie tworzenia się mieszaniny wodnościernej, strumień wody przechodzący przez dyszę wodną uzyskuje energię kinetyczną, którą określa się wyrażeniem [83][91]: E = m v t (3) gdzie: m w wydatek wody, kg/s, v w prędkość strumienia wody, m/s, t czas, s. Energia kinetyczna strumienia wody przy wejściu do dyszy mieszającej powoduje przyśpieszanie ziaren ścierniwa, nadając im prędkość w przedziale 300-500 m/s w czasie rzędu mikrosekund. Pod wpływem doznanego przyśpieszenia ścierniwo ulega częściowej fragmentacji, a przy kolejnych zderzeniach ze ścianami dyszy mieszającej może ulegać dalszemu rozdrobnieniu. Przyśpieszanie ziaren ściernych wiąże się z ich odbiciami od wysokoprędkościowego strumienia wody. Odbicia te powodują lokalne zaburzenia przepływu strumienia wody, co prowadzi do spadku jego prędkości [91]. Właściwy proces przyśpieszania ziaren ściernych zaczyna się w stożkowej, górnej części dyszy mieszającej, gdzie następuje koncentracja ziaren ściernych (rys. 2.2.2a). W tych warunkach ziarna ścierne pod wpływem energii strumienia wody rozpoczynają ruch po złożonym torze, wykonując równocześnie rotację wokół przypadkowej osi obrotu i doznając wielokrotnych odbić od ścian dyszy mieszającej. Jeden z możliwych torów ruchu ziaren ściernych w przebiegu ziarna ściernego w dyszy mieszającej przedstawiono na rys. 2.2.2b. Przedstawione wyniki badań wskazują, że skuteczność oddziaływania wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego uzależniona jest od strat energii kinetycznej strumienia wody w komorze mieszania, związanych z przyśpieszaniem ziaren ściernych oraz zdolnością ziarna do przejęcia impulsu siły od poruszającego się strumienia. Z tego punktu widzenia ważne jest by ziarna ścierne w procesie kreacji strumienia wodnościernego nie ulegały nadmiernej fragmentacji. W dostępnej literaturze można znaleźć wiele publikacji dotyczących modelowania różnych aspektów procesu cięcia wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym przy pomocy metody elementów skończonych (MES) [3][5][28][42][43][53][75][94][117]. W pracy [118] autor przedstawił model numeryczny uderzenia pojedynczego ziarna ściernego w materiał kompozytowy TSE (rys. 2.3.2). Strona 33
Rys. 2.3.2. Model uderzenia pojedynczego ziarna ściernego o powierzchnię materiału TSE [118]. Znając wielkość zagłębienia pojedynczego ziarna ściernego można prognozować całkowitą głębokość cięcia na podstawie wyrażenia : h = h - całkowita głębokość cięcia, h MES głębokość cięcia pojedynczego ziarna, n liczba ziaren ściernych biorących udział w procesie cięcia, e współczynnik proporcjonalności wyznaczany doświadczalnie. Wyniki tak wyznaczonej całkowitej głębokości cięcia porównano z wartościami otrzymanymi w badaniach eksperymentalnych (rys. 2.3.3). Błąd prognozowanej głębokości cięcia za pomocą tego modelu przekracza 20% dla posuwu v f =1000 mm/min oraz 26% dla posuwu v f =5000mm/min. (4) Strona 34
Rys. 2.3.3. Porównanie wyników całkowitej głębokości cięcia h prognozowanej przy pomocy modelu numerycznego z głębokością cięcia uzyskaną w wyniku badań eksperymentalnych [120]. Przedstawiony model numeryczny (rys. 2.3.2) nie uwzględnia fragmentacji ziaren ściernych w komorze mieszania jak i podczas samego procesu cięcia. Analizę ruchu ziaren ściernych można przeprowadzić z wykorzystaniem Metody Elementów Dyskretnych, jednak i ta metody nie rozwiązuje problemów modelowania oddziaływania ziaren ściernych z wodą pod wysokim ciśnieniem w środowisku ponaddźwiękowych prędkości. Mankamentem w zasadzie wszystkich prac związanych z modelowaniem wysokociśnieniowego strumienia wody jest założenie jego koherentności po opuszczeniu dyszy wodnej. Badania modelowe Wali [118] wykorzystujące analizę MES, obciążone tym metodologicznym niedociągnięciem wykazują, że przy ciśnieniu p = 330 MPa maksymalna prędkość strumienia wody wynosi v w = 739,4 m/s, natomiast maksymalna wielkość nacisków na ściankach dyszy wodnej nie przekracza 223,4 MPa (rys. 2.3.4). Niezależnie od przyjętych uproszczeń badania te wykazują silne zaburzenia przepływu wody podczas przepływu przez komorę mieszania. Strona 35
Rys. 2.3.4. Rozkład prędkości strumienia (a) i nacisków na ściankach (b) w wyniku przepływu wysokociśnieniowego strumienia wody przez dyszę wodną, komorę mieszania oraz dyszę mieszającą przy ciśnieniu wody p = 330 MPa wg [118]. W podobnej pracy [3] przedstawiono wynik symulacji wypływu wysokociśnieniowego strumienia wody z dyszy wodnej przy ciśnieniu wody p = 200MPa, z którego wynika, że maksymalna prędkość strumienia wody przy tak zadanym ciśnieniu roboczym wynosi v w = 634 m/s (rys. 2.3.5). Z kolei w publikacji [114] wykazano, że przy ciśnieniu roboczym p = 248,4MPa, maksymalna prędkość strumienia wody na wyjściu z dyszy wodnej wynosi v w = 800 m/s (rys. 2.3.6). W pracy [94] zaprezentowano rozkład prędkości przy niższych ciśnieniach roboczych p, rzędu 40 MPa (rys. 2.3.7). Strona 36
Rys. 2.3.5. Rozkład prędkości wysokociśnieniowego strumienia wody po wyjściu z dyszy wodnej przy ciśnieniu p = 200 MPa [3]. Rys. 2.3.6. Rozkład prędkości wysokociśnieniowego strumienia wody po wyjściu z dyszy wodnej przy ciśnieniu p = 248,4 MPa, kolor czerwony 800 m/s, kolor żółty 500 m/s, kolor zielony 350 m/s, kolor jasnoniebieski 200 m/s [114]. Rys. 2.3.7. Rozkład prędkości (m/s) wysokociśnieniowego strumienia wody po wyjściu z dyszy wodnej przy ciśnieniu p = 40 MPa [94]. Strona 37
W kolejnej pracy [121] w wyniku zastosowania symulacji Computer Fluid Dynamic uzyskano rozkład prędkości strumienia wody w zależności od odległości od dyszy wodnej oraz w zależności od jej średnicy d w, co zaprezentowano na rys. 2.3.8. Rys. 2.3.8. Prędkość wysokociśnieniowego strumienia wody w zależności od osiowej odległości od dyszy wodnej dla średnic: d w =0,8 mm, d w = 1,0 mm, d w =1,2mm [121]. Istotne dla opisu rzeczywistych wielkości są wyniki przedstawione w pracy [4], gdzie dokonano porównania obliczeniowych i eksperymentalnych prędkości strumienia wody, dla przedziału ciśnień p = 90-180 MPa. W badaniach eksperymentalnych do pomiarów prędkości strumienia wody stosowano technikę elektrooptyczną (rys. 2.3.9). Dane prezentowane na rys. 2.3.9 wskazują na duże rozbieżności pomiędzy wynikami uzyskanymi na modelu, a wynikami uzyskanymi w przeprowadzonym eksperymencie. Stawia to pod znakiem zapytania celowość stosowania tego rodzaju metod modelowania, w których modelowane środowisko istotnie różni się właściwościami w stosunku do cech ośrodka rzeczywistego. Strona 38
Rys. 2.3.9. Zestawienie prędkości strumienia wody obliczonych analitycznie z prędkościami uzyskanymi w wyniku eksperymentalnego pomiaru, Vth prędkość teoretyczna, V1 prędkość zmierzona eksperymentalnie [4]. Podobne zastrzeżenia można mieć do wyników prezentowanych w pracy [109], w której na podstawie modelu analitycznego, przy ciśnieniu wody p = 400 MPa, uzyskano prędkość strumienia wody przy wyjściu z dyszy wodnej wynoszącą v w = 900 m/s (rys. 2.3.10). Rys. 2.3.10. Schemat głowicy tnącej wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym wg [109]. Strona 39
Z punktu widzenia procesu dekohezji materiału, niezależnie od błędów szacowania prędkości strumienia wody bardzo istotne jest określenie prędkości ziaren ściernych w strumieniu wodnościernym. Analiza stanu literaturowego dotyczącego zależności prędkości cząstek stałych w strumieniu od prędkości strumienia napotyka na szereg trudności, ze względu na różne zakresy analizowanych ciśnień wody oraz różne zakresy ilości dozowanego ścierniwa do strumienia. Jednak wspólną cechą uzyskanych wyników (tabela 2.3.1) [108] oraz (rys. 2.3.11) [45] jest obserwowana tendencja do spadku prędkości cząstek w strumieniu wodnościernym wraz ze wzrostem masowego natężenia przepływu ścierniwa. I tak na przykład w pracy [45] przedstawiono rozkład prędkości ziaren ściernych w zależności od dozowanego ścierniwa, przy ciśnieniach: p= 462,6 MPa, p= 496,8 MPa, p=537,8 MPa, p=578,7 MPa, p=601,5 MPa (rys. 2.3.11), natomiast w pracy [108] przy ciśnieniach: p=91 MPa, p=142 MPa, p=195 MPa, p=297 MPa, p=355 MPa. Tabela 2.3.1. Zestawienie średniej prędkość ziaren ściernym w zależności od wydatku ścierniwa q oraz ciśnienia roboczego wody p wg [108]. Strona 40
Rys. 2.3.11. Średnia prędkość ziaren ściernych w zależności od wydatku ścierniwa (100 %=20 g/s) przy ciśnieniu roboczym p = 462,6 MPa, p = 496,8 MPa, p =5 37,8 MPa, p = 578,7 MPa, p = 601,5 MPa [45]. Na podstawie przytoczonych wyników (rys. 2.3.4, rys. 2.3.5, rys. 2.3.6, rys. 2.3.7, rys. 2.3.8, rys. 2.3.9, rys. 2.3.10, rys. 2.3.11), można wnioskować, że wysokociśnieniowy strumień wody osiąga przy ciśnieniu ok. 400 MPa prędkość rzędu 900 m/s i przekazuje masie ziaren ściernych sumaryczny moment pędu, pozwalający im uzyskać (przy prędkości 500 700 m/s) dostateczną energię do aktywacji procesów destrukcyjnych materiału. Energię kinetyczną pojedynczej cząstki ściernej po procesie mieszania można wyznaczyć ze wzoru [91]: E = α (5) gdzie: α współczynnik skuteczności mieszania, Np liczba ziaren ściernych biorących udział w procesie mieszania. Przyjmując, że liczba ziaren ściernych biorących udział w procesie mieszania wynosi: N = (6) gdzie: q natężenie dozowanego ścierniwa, g/min, m p masa pojedynczego ziarna ścierniwa, g, otrzymuje się: E = α gdzie: = α d ρ (7) d p średnica równoważna wielkości ziarna ściernego, mm, Strona 41
ρ p gęstość ścierniwa, kg/m 3. Wynika stąd, że przy ustalonej intensywności podawanego ścierniwa do głowicy tnącej oraz ustalonych parametrach strumienia wody, energia kinetyczna pojedynczego ziarna ścierniwa wzrasta, gdy rośnie jego średnica oraz gęstość. Wzrost wielkości ziaren oraz ich energii kinetycznej wiąże się jednocześnie ze zmniejszeniem częstotliwości uderzeń ziaren ściernych w materiał obrabiany (rys. 2.3.12). Rys. 2.3.12. Zależność energii kinetycznej ziaren ściernych w wysokociśnieniowym strumieniu wodnościernym od częstości uderzeń w materiał obrabiany dla różnych mocy pompy wody [91]. Energia kinetyczna wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego w procesie cięcia ulega zatem dyssypacji na postać energii mechanicznej powodującej rozdrabnianie ziaren na etapie kreacji wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego oraz ulega dalszym przemianom na inne postaci energii w procesie dekohezji materiału obrabianego. Przy cięciu materiałów szczególne znaczenie posiada przemiana energii kinetycznej ziaren ściernych na pracę mikroskrawania, pracę tarcia ziaren (erozji) oraz straty energii, związane z turbulentnym przepływem wody w powstającej szczelinie cięcia, a także z rozgrzewaniem materiału obrabianego (rys. 2.3.13). W procesie cięcia energia strumienia wodnościernego jest wydatkowana na destrukcję materiału, natomiast jej pozostała część, jako energia resztkowa, jest wytracana w masie wody znajdującej się w wannie maszyny. Strona 42
Rys. 2.3.13. Bilans energii w szczelinie cięcia [88][89][90]. Różnicę pomiędzy energią początkową oraz wyjściową strumienia można zapisać: E abs = E s - E sw (8) gdzie: E abs - energia absorbowana przez materiał obrabiany, E sw - energia strumienia wodnościernego opuszczającego materiał obrabiany. Wprowadzając względny współczynnik głębokości cięcia wg [91][93]: h (9) h MAX wielkość energii zaabsorbowanej przez materiał można wyrazić następująco: E abs )( E E ) (10) ( s sw gdzie wskaźnik absorpcji energii przez materiał. Tak więc: reprezentuje całość mechanizmów absorpcji energii = 0 przy =0; E abs = 0 - materiał nie absorbuje energii strumienia, = 1 przy =1; E abs = E s - E sw strumień wodnościerny nie posiada wystarczającej energii do dalszego usuwania materiału. Do zapoczątkowania procesu erozji materiału i rozpoczęcia procesu cięcia niezbędne jest doprowadzanie do materiału minimalnej, tzw. krytycznej, ilości energii, która odpowiada Strona 43
wartości tzw. ciśnienia progowego - p p. Wartość ciśnienia progowego jest ustalana eksperymentalnie [84][91]. W efekcie otrzymuje się: E 2 2 D( q mw) p p abs 2 q 1 m w v f w p 2.3.1. Tory ruchu ziaren ściernych i wody przy przecinaniu materiału wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym (11) Idealizowany kształt toru ruchu strumienia wodnościernego w materiale obrabianym dla cięcia bez strat energii oraz dla cięcia rzeczywistego przedstawiono na rys. 2.3.14. W przypadku cięcia, bez strat energii, idealizowany tor ruchu strumienia powinien być odcinkiem prostej, a powierzchnia cięcia będzie charakteryzowana przez prostokąt. Rys. 2.3.14. Kształt toru strumienia wodnościernego w materiale obrabianym [92]. W warunkach rzeczywistych utrata energii strumienia, postępująca wraz z głębokością cięcia h (rys. 2.3.14), powoduje zakrzywienie toru ruchu strumienia wodnościernego w kierunku przeciwnym do ruchu posuwowego głowicy tnącej i zmniejszenie powierzchni cięcia o obszar A 0. Z tego względu pole obszaru A 0, wg [92] można przyjąć za miarę energii zaabsorbowanej przez materiał przy osiągnięciu maksymalnej głębokości cięcia. Bazując na obrazach przecinanej powierzchni tworzyw sztucznych, takich jak pleksiglas, Hashish dokonał podziału obszaru oddziaływania wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego wzdłuż kierunku posuwu głowicy tnącej na strefę wejściową, strefę cięcia oraz strefę wyjściową. Strona 44
Rys. 2.3.15. Struktura procesu cięcia strumieniem wodnościernym według Hashisha [40]. W strefie wejściowej strumień wprowadzany jest do przedmiotu wzdłuż osi y (rys. 2.3.15) powodując zapoczątkowanie procesu usuwania materiału (w niniejszej pracy oś głowicy tnącej przyjęto jako oś Z, zgodnie z oznaczeniem stosowanych w obrabiarkach CNC). Strefa tnąca zaczyna się od momentu osiągnięcia przez strumień maksymalnej głębokości cięcia. Obszar ten charakteryzuje się cyklicznym usuwaniem materiału, podczas którego powstają charakterystyczne ślady na obrabianej powierzchni. Przy wyjściu z przecinanego materiału (strefa wyjściowa) strumień wodnościerny zakrzywia się w kierunku posuwu powodując wytworzenie charakterystycznego trójkątnego niedociętego materiału, określonego mianem strefy wyjściowej. Na powierzchni cięcia przecinanego materiału Hashish wyodrębnił dwie strefy, różniące się mechanizmem destrukcji materiału. Pierwsza strefa, oznaczona wysokością h c (rys. 2.3.15) stanowi obszar, w którym usuwanie materiału następuje w wyniku mikroskrawania. W strefie tej mechanizm usuwania materiału jest procesem ustalonym. Drugą strefę określono jako obszar destrukcji odkształceniowej. Obszar ten rozpoczyna się od miejsca zakrzywienia strumienia w materiale w kierunku przeciwnym do posuwu (rys. 2.3.15), oznaczony wielkością h d. W strefie tej proces niszczenia materiału związany jest z takimi mechanizmami jak uderzenia cząstek ścierniwa, pękanie oraz deformacja plastyczna materiału. Strefa ta charakteryzuje się zakrzywionymi śladami strumienia wodnościernego na powierzchni cięcia rys. 2.3.16 [21][35][119], co jest specyficzną cechą obróbki wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym. Strona 45
Rys. 2.3.16. Ślady torów ziaren ściernych na przecinanej powierzchni stopu Al. Charakterystyczne dla przecinania wodnościernego ślady na przecinanej powierzchni spowodowane są rozpraszaniem energii strumienia. Dyssypowana energia strumienia wodnościernego jest różnicą energii kinetycznej strumienia uderzającego w materiał i energii wyjściowej (nadmiarowej), opuszczającej szczelinę cięcia. Rozpatrując przekrój wzdłużny szczeliny roboczej, wysokociśnieniowy strumień wodnościerny ulega odchyleniu o wielkość s, przeciwnie do zwrotu posuwu głowicy tnącej (rys. 2.3.17). Rys. 2.3.17. Sposób ustalania odchylenia strumienia wodnościernego. Strona 46
Rys. 2.3.18. Parametry szczeliny cięcia w przekroju poprzecznym [112]. Ocenę parametrów szczeliny roboczej można dokonać na podstawie wytycznych niemieckiej normy VDI 2906 [112]. Wytyczne te określają grupę wskaźników, do których należą (rys. 2.3.18): b E szerokość szczeliny cięcia, mm, b EJ lokalna szerokość szczeliny cięcia, mm, b SE szerokość strefy uszkodzeń wtórnych, mm, b AR szerokość zaokrąglenia w strefie wejścia strumienia, mm, h G wysokość gratu obróbkowego w strefie wyjścia strumienia, mm, b G - szerokość gratu obróbkowego w strefie wyjścia strumienia, mm, h A wysokość ubytku materiału w strefie wyjścia strumienia, mm, b A - szerokość ubytku materiału w strefie wyjścia strumienia, mm, φ kąt zukosowania powierzchni obrobionej, º. Analiza literatury [2][110][113][123] wykazuje szereg rozbieżności dotyczących odwzorowania kształtu torów ziaren ściernych na powierzchni cięcia materiału za pomocą funkcji matematycznych. Niektóre z prac [2][91][92][130] przyjmują jako najbardziej dokładne odwzorowanie śladów strumienia wodnościernego na powierzchni cięcia materiału przy pomocy funkcji kwadratowej: y= ax 2 + bx +c (12) gdzie: x- grubość materiału, y- poziome odchylenie zarysu śladów obróbkowych, Strona 47
a,b,c parametry równania. I tak w pracy [2] autor w badaniach przecinania próbek wykonanych z mosiądzu o grubości 10 mm i 20 mm przy ciśnieniu p=400 MPa, wydatku ścierniwa q=250 g/min, aproksymuje wyniki funkcją kwadratową o parametrach przedstawionych na rys. 2.3.19 oraz rys. 2.3.20. Rys. 2.3.19. Aproksymacja funkcją kwadratową śladów strumienia wodnościernego na powierzchni przecinanej próbki mosiężnej o grubości 10 mm, ciśnieniu p=400 MPa, wydatku ścierniwa q=250 g/min [2]. Rys. 2.3.20. Aproksymacja funkcją kwadratową śladów strumienia wodnościernego na powierzchni przecinanej próbki mosiężnej o grubości 20 mm, ciśnieniu p=400 MPa, wydatku ścierniwa q=250 g/min [2]. Strona 48
Z kolei na rys. 2.3.21 przedstawiono funkcje aproksymacyjne śladów strumienia wodnościernego wraz z parametrami równania kwadratowego uzyskane przez Mombera i Kovacevica [91] podczas przecinania: aluminium o grubości 26 mm, żeliwa o grubości 42 mm oraz stali nierdzewnej o grubości 26 mm przy ciśnieniu p = 276 MPa oraz wydatku ścierniwa q= 3,4 g/s. Rys. 2.3.21. Funkcje aproksymacyjne śladów strumienia wodnościernego wraz z parametrami równania kwadratowego podczas przecinania: aluminium o grubości 26 mm, żeliwa o grubości 42 mm oraz stali nierdzewnej o grubości 26 mm przy ciśnieniu p = 276 MPa oraz wydatku ścierniwa q= 3,4 g/s [92]. Podobne wyniki uzyskano w pracy [71] dokonując aproksymacji śladów strumienia wodnościernego funkcją kwadratową przy parametrach równania kwadratowego b i c równych 0, co obrazuje rys. 2.3.22. Strona 49
Rys. 2.3.22. Aproksymacja śladów strumienia wodnościernego za pomocą funkcji kwadratowej z zerowymi parametrami b i c równania kwadratowego [71]. Tymczasem w pracach [9][11] za najbardziej odpowiednią przyjmuje się aproksymację śladów strumienia wodnościernego za pomocą funkcji wykładniczej: y=a e bx (13) gdzie: x- grubość materiału, y- poziome odchylenie zarysu śladów obróbkowych, a,b parametry równania, przy czym wg [9] wartość współczynnika a = 7 10-7, natomiast współczynnik b jest uzależniony od zadanego ciśnienia p oraz głębokości cięcia h i wynosi b=e c1, gdzie c1=4,65-0,0013 p-0,065 h+4,05 10-5 p h+1,93 10-5 p 2. Przykładowe tory strumienia wodnościernego wg [9] przedstawiono na rys. 2.3.23. Strona 50
Rys. 2.3.23. Przykładowe ślady strumienia wodnościernego na powierzchni przecinanego materiału 0H18N9 o grubości 35mm wraz z funkcją wykładniczą uzyskane podczas cięcia przy ciśnieniu wody p = 350 MPa oraz posuwie głowicy tnącej v f = 0,52 mm/s [9]. Jak wynika z przedstawionych badań dotyczących aproksymacji śladów strumienia wodnościernego na powierzchni przecinanego materiału otrzymane funkcje różnią się znacząco pod względem parametrów funkcji aproksymacyjnej, jak również postacią funkcji aproksymacyjnej. Problem, czy procesom cięcia wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym odpowiada stały profil toru ruchu strumienia wodnościernego, a różnice w jego opisach wynikają z różnego rodzaju błędów, czy też w rzeczywistości są to istotnie różne tory jest na bazie zgromadzonych danych badawczych nie do rozstrzygnięcia. W cytowanych badaniach stosuje się różne materiały, różne grubości, jak również różne są przyjęte w badaniach parametry technologiczne. Zagadnienie dotyczące związków toru ruchu strumienia wodnościernego podczas cięcia z jego oddziaływaniem energetycznym na materiał jest na tyle istotne, jak wynika z przeprowadzonej analizy literatury, że problem ten zostanie szczególnie wnikliwie potraktowany w części badawczej niniejszej pracy. Zbiór torów ruchu ziaren ściernych i masy wody w szczelinie przedstawiony na rys. 2.3.23 tworzy topografię powierzchni cięcia, przy tym cechy stereometryczne tej powierzchni są zróżnicowane. W strefie Strona 51
wejścia strumienie, tam gdzie według [40] występuje mikroskrawanie uzyskuje się najniższą chropowatość powierzchni, która uzależniona jest od parametrów nastaw takich jak posuw, ciśnienie, wydatek ścierniwa. W części dolnej, w strefie wyjścia strumienia chropowatość powierzchni osiąga swoje maksimum przy jednocześnie wysokich wielkościach błędów kształtu powierzchni. Przy jednorodnym strumieniu podawanego ścierniwa cały zbiór torów obserwowanych przy wyjściu powinien być do siebie podobny, natomiast obserwowane różnice krzywizny torów rys. 2.3.23 wskazują na niejednorodność strumienia ścierniwa, co zostało wykazane w pracy Karpińskiego [61]. Wymagania jakościowe odnoszące się do obrabianej powierzchni przedmiotu powodują konieczność doboru odpowiednich parametrów technologicznych, w ten sposób by uzyskać np. wymaganą chropowatość przecinanej powierzchni [25][127] (rys. 2.3.24). Rys. 2.3.24. Zależność parametru chropowatości R a (pomiar w odległości: 9mm, 25mm i 41mm od wejścia strumienia w materiał) od prędkości posuwu [127]. Wyniki przedstawione na rys. 2.3.24, a także wspomniane badania Hashisha [40] dowodzą, że chropowatość powierzchni rośnie wzdłuż drogi strumienia wodnościernego w materiale obrabianym i w przypadku wysokich wymagań jakościowych powierzchni cięcia należy odpowiednio zmniejszyć np. posuw głowicy tnącej, czego następstwem będzie zmniejszenie odchylenia s, a strefa przedmiotu o wysokiej jakości cięcia ulegnie zwiększeniu. Strona 52
2.3.2. Siły i drgania w procesie obróbki wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym W badaniach [27] (rys. 2.3.25), [61] (rys. 2.3.27), [86] (rys. 2.3.29), [122] (rys. 2.3.26), [124] (rys. 2.3.28), dokonano oceny siły odporowej działającej na głowicę tnącą podczas cięcia oraz emisji akustycznej [18][19][122] jako miar oddziaływania energetycznego strumienia na materiał. Jak wykazano (rys. 2.3.26, rys. 2.3.28) wielkość siły odporowej wzrasta wraz ze wzrostem grubości przecinanego materiału oraz wzrostem prędkości posuwu, co z kolei powoduje wzrost odchylenia strumienia wodnościernego s. Na tej podstawie można wnioskować, że odchylenie toru ruchu strumienia wodnościernego s pozostaje w związku korelacyjnym z siłą odporową, towarzyszącą cięciu, która oddziałuje jako siła reakcji na głowicę tnącą w procesie cięcia. Wielkość tej siły pozostaje w ustalonym związku z zakrzywieniem toru ziaren ściernych i polem resztkowym S, odpowiednio dla dobranych parametrów obróbki. Rys. 2.3.25. Zależność nacisku siły strumienia wodnościernego na materiał od ciśnienia wody, uzyskana z pomiaru eksperymentalnego oraz analizy numerycznej [27]. Strona 53
Rys. 2.3.26. Zależność siły odporowej oraz emisji akustycznej od grubości przecinanego materiału [122]. Rys. 2.3.27. Przebieg czasowy siły naporu strumienia F z podczas cięcia kompozytu włókno szklane/żywica epoksydowa, ciśnienie p= 300 MPa, wydatek ścierniwa q= 6g/s, posuw v f =400 mm/min [61]. 20 16 f. wykładnicza Siła [N] 12 8 4 0 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 Prędkość posuwu [mm/s] Rys. 2.3.28. Zależność siły odporowej od prędkości posuwu przy cięciu stali 1H18N9T, p=380mpa, ścierniwo: Garnet #80, q=10g/s, v f =0,83mm/s, grubość mat. 140mm [124]. Strona 54
Rys. 2.3.29. Przebieg czasowy siły naporu strumienia czystej wody, strumienia wodnościernego, strumienia resztkowego na materiał o grubości 10 mm przy ciśnieniu p = 200 MPa, wydatku ścierniwa q = 12,5 g/s, posuwie głowicy tnącej v f = 2 mm/s [86]. Charakterystyczny dla zależności przedstawionej na rys. 2.3.28 jest bardzo duży przedział ufności dla maksymalnego posuwu, co świadczy o odpowiednio dużej amplitudzie zmian siły tnącej. Pomiar siły, mimo jej dużej informatywności jest trudny do praktycznej realizacji w warunkach przemysłowych, ze względu na konieczność modyfikacji struktury obrabiarki, w tym sztywności jej podstawowych elementów. W laboratoryjnych stanowiskach do badania siły odporowej strumienia wodnościernego w pewnych przypadkach wykorzystuje się dynamometry (rys. 2.3.30), przy tym na głównym dynamometrze mocuje się przecinany materiał dla pomiaru właściwej siły towarzyszącej cięciu, natomiast pomocniczy służy do rejestracji odziaływania siły strumienia resztkowego. Rys. 2.3.30. Laboratoryjne stanowisko do pomiaru sił [6]. Strona 55
Jak wynika z zależności przedstawionej na rys. 2.3.26 wielkość emisji akustycznej wzrasta wraz ze wzrostem siły odporowej, co pozwala wnioskować o korelacyjnych związkach emisji z wielkością odchylenia strumienia wodnościernego. Dynamiczne zmiany siły odporowej działającej na głowicę w procesie cięcia powodują drgania zespołu głowicy tnącej (rys. 2.3.31, rys. 2.3.32), co było przedmiotem badań szeregu publikacji [74][124]. Amplituda [s/m 2 ] 3 2 1 0 0.2 5 1 4 1 6 6 4 2 5 6 1 0 2 4 4 0 9 6 1 6 3 8 4 C zę s to tliw o ś ć [Hz ] Rys. 2.3.31. Widmo amplitudowo-częstotliwościowe drgań zespołu głowicy tnącej [124]. Rys. 2.3.32. Porównanie częstotliwości drgań wyznaczonych w oparciu o transformatę Fouriera dla przepływu strumienia czystej wody i strumienia wodnościernego oraz rozkład Gabora ujmujący moment włączenia ścierniwa [74]. Strona 56
Zakres częstotliwości który został zidentyfikowany w tych badaniach wynosi 1 10 khz. Wg [74][124] wielkość amplitudy tych drgań zmienia się wraz z różnymi skojarzeniami parametrów cięcia. 2.4. Podsumowanie analizy literatury Podstawowymi pojęciami mającymi związek z jakością oraz wydajnością cięcia wysokociśnieniowym strumieniem czystej wody i wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym są pojęcia potencjału skrawnego i zdolności skrawnej. Pojęcia te zostały wypracowane na gruncie teorii obróbki ściernej głównie do oceny właściwości skrawnych narzędzi ściernych [68][105]. Zatem podobnie jak w przypadku obróbki ściernej, przez potencjał skrawny wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego należy rozumieć zdolność do rozdzielania materiału w danych warunkach z maksymalną wydajnością powierzchniową Q p, przy czym wydajność ta uzależniona jest od przecinanego materiału, kształtu przedmiotu, orientacji przecinanego przedmiotu względem strumienia wodnościernego (rys 2.4.1), a także od: A. Parametrów hydraulicznych: 1. ciśnienia strumienia wody - p, 2. natężenia przepływu wody q w. B. Parametrów związanych ze ścierniwem: 1. rodzaju materiału ściernego, 2. wielkości ziarna ściernego #, 3. stanu ścierniwa (zbioru cech mechaniczno-fizycznych i stereometrycznych ziarna), 4. natężenia masowego przepływu ścierniwa q. C. Parametrów konstrukcyjnych układu mieszającego: 1. średnicy dyszy mieszającej - d o, 2. długości dyszy mieszającej - L, 3. średnicy dyszy wodnej - d w, 4. wielkości komory mieszającej i stopnia jej zużycia. Strona 57
Rys. 2.4.1. Wpływ orientacji przecinanego przedmiotu względem strumienia wodnościernego na wydajność powierzchniową: a) cięcie z większą wydajnością powierzchniową, b) cięcie z mniejszą wydajnością powierzchniową. Wydajność powierzchniową cięcia strumieniem wodnościernym można zdefiniować jako: Q p = h v f (14) gdzie: h głębokość cięcia, m, v f posuw głowicy tnącej, m/s. Wymagania jakościowe dotyczące powierzchni oraz dokładności cięcia uzależnione są od zdolności skrawnej strumienia wodnościernego, zatem jako zdolność skrawną należy rozumieć możliwość cięcia danego materiału z określoną wydajnością przy jednoczesnym spełnieniu wymagań jakościowych dotyczących powierzchni cięcia. W iniekcyjnej metodzie wytwarzania strumienia wodnościernego przejęta od strumienia wody energia kinetyczna ziaren ściernych wpływa na charakterystykę dynamiczną narzędzia ściernego, które kształtuje warunki sprzęgnięcia energetycznego strumienia wodnościernego z materiałem obrabianym. Warunki sprzęgnięcia określające wielkość energii dyssypowanej do materiału, wpływają na topografię powierzchni cięcia, która jest powiązana z kształtem torów ziaren ściernych na przecinanej powierzchni. Topografia powierzchni cięcia determinuje zarówno uzyskiwaną dokładność wymiarowo kształtową przedmiotu, jak również chropowatość powierzchni. Na podstawie danych literaturowych [123][124][126] można wykazać, że kształt toru na przecinanej powierzchni poruszających się ziaren ściernych, jest jednym z najbardziej informatywnych wskaźników sprzęgnięcia energetycznego narzędzia-strumienia wodnościernego z materiałem obrabianym. Strona 58
W ocenie zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego dla danego materiału istotne znaczenie posiada odchylenie s strumienia, pomiędzy wejściem a wyjściem strumienia z materiału oraz tor ruchu ziaren ściernych (rys. 2.3.17). Przy założeniu, że znany jest tor ruchu ziaren ściernych w przecinanym materiale, możliwe jest określenie pola resztkowego (pole pod krzywą opisującą tor ziaren ściernych) A 0, co jest wg [88] miarą energii zaabsorbowanej przez materiał podczas procesu cięcia. Tak więc odchylenie s wysokociśnieniowego strumienia oraz pole resztkowe A 0 mogą być traktowane jako miary zdolności skrawnej strumienia. Na podstawie dostępnej literatury można stwierdzić, że w prowadzonych badaniach autorzy nie dostrzegają potrzeby rozróżnienia zachowania się wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego w przypadku realizacji krzywoliniowych torów cięcia, a całość wyników badawczych odnoszona jest do cięcia prostoliniowego. Ze względu na możliwy istotny wpływ zakrzywienia toru ruchu ziaren na dokładność wymiarową i kształtową elementów wymagających cięcia po torach krzywoliniowych, tego rodzaju aspekty doboru zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia zostały uwzględnione w programie badawczym niniejszej pracy. Dokonana analiza literatury wykazała dużą złożoność procesu cięcia wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym, wielką liczbę czynników mających wpływ na efekty cięcia oraz uwikłane zależności opisujące efekty cięcia w powiązaniu z przyjętymi wartościami parametrów nastaw. W celu ograniczenia liczby zmiennych czynników decyzyjnych oraz kierując się względami praktycznymi jako czynniki zmienne w programie badawczym przyjęto trzy podstawowe tj. ciśnienie p, posuw v f, wydatek ścierniwa q, przy założeniu stałego ziarna, stałej wielkości ziarna, stałej wielkości komory mieszania. W badaniach wykorzystywano wyłącznie ziarno handlowe z jednej dostawy, pierwotne o składzie odpowiadającym ziarnistości #80. Uwzględniając wpływ materiału obrabianego na parametry sprzężenia energetycznego wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego, na co wyraźnie wskazuje dokonana analiza literatury, do badań wybrano zbiór materiałów o zdecydowanie różnych właściwościach mechanicznych i fizycznych, z wyłączeniem jednak materiałów warstwowych, które w procesie cięcia mogą delaminować w przeciwieństwie do materiałów ciągliwych. Na tej podstawie do realizowanego programu badawczego wybrano granit jako przedstawiciela materiałów mineralnych, kruchych oraz stal, aluminium i mosiądz jako przedstawicieli materiałów najczęściej obrabianych metodą WaterJet. Strona 59
3. Uzasadnienie wyboru tematu, cel i teza pracy 3.1. Uzasadnienie wyboru tematu Zdolność skrawna i potencjał skrawny są pojęciami, wokół których koncentruje się podstawowa problematyka badawcza w obszarze obróbek ściernych. Rozwój wiedzy, w tym zwłaszcza dotyczącej obróbki wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym, winien się dokonywać w ramach wspólnych podstaw z wykorzystaniem wspólnej bazy terminologicznej. 3.2. Cel badań Celem badań jest wykazanie metodologicznej poprawności pojęć zdolności skrawnej i potencjału skrawnego w odniesieniu do specjalnego narzędzia, jakim jest wysokociśnieniowy strumień wodnościerny, określenie właściwości i cech charakterystycznych tego narzędzia oraz wskazanie praktycznej użyteczności pojęć zdolności skrawnej i potencjału skrawnego wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego. 3.3. Teza pracy Na podstawie analizy aktualnego stanu wiedzy dotyczącego energetycznego odziaływania wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego na materiał obrabiany można wnioskować, że zdolność skrawna wysokociśnieniowego strumienia jest określona wielkością odchylenia s strumienia. Stałej wielkości odchylenia s strumienia przy obróbce danego materiału odpowiadają, niezależnie od przyjętych parametrów obróbki, takie same parametry stereometryczne topografii powierzchni. Stan maksymalnej zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia, odpowiadający potencjałowi skrawnemu, może być identyfikowany w pomiarach parametrów ruchu drgającego głowicy tnącej. Strona 60
4. Metodyka badań własnych Badania procesu cięcia prowadzono na maszynie H. G. RIDDER Automatisierungs- GmbH model HWE-P 1520 (rys. 4.0.1), zasilanej pompą wysokociśnieniową firmy Uhde High Pressure Technologies serii HPS 4037, o mocy 37 kw, maksymalnym ciśnieniu 400 MPa i wydatku wody 3,8 l/min. Rys. 4.0.1. Maszyna do cięcia wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym. W pierwszej części badań własnych dokonano oceny potencjału skrawnego wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego przy cięciu grupy materiałów posiadających zdecydowanie różne właściwości fizyko-mechaniczne. Materiały kruche o niejednorodnej strukturze reprezentowane są przez granit, natomiast materiały o jednorodnych właściwościach reprezentują mosiądz, stop aluminium oraz stal konstrukcyjna. Jak wynika z analizy literatury [125], materiały te należą do najczęściej obrabianych metodą wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego. Zgodnie z przyjętą terminologią podaną w rozdziale Analiza procesu cięcia materiałów w aspekcie zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego potencjał skrawny wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego może być określony maksymalną wydajnością powierzchniową cięcia uzyskiwaną przy określonych warunkach cięcia. Do warunków tych należy zaliczyć: Strona 61
1. Warunki zależne od maszyny: - wielkość komory mieszania, - sposób podawania ścierniwa, - cechy konstrukcyjne maszyny wpływające na dynamikę procesu cięcia. 2. Warunki niezależne od maszyny, do których zaliczyć można parametry technologiczne, takie jak: - ciśnienie strumienia wody, - wydatek przepływu ścierniwa, - prędkość posuwu, - wielkość ziarna, - materiał ziarna, - średnica dyszy wodnej, - średnica dyszy mieszającej, - stan dysz (mieszającej, wodnej), zależny od stopnia zużycia. Wpływ warunków zależnych od maszyny na efekty cięcia oraz wydajność cięcia został stwierdzony w badaniach prowadzonych w projekcie INCO-Copernicus Abrasive Water Jet Cutting a Clean Technology IC-CT98-0821 [111], koordynowanym przez ośrodek w TU Hannover. W badaniach cięcia realizowanych na 11 maszynach w różnych krajach różnice uzyskanych wyników wydajnościowych dochodziły do 30%. W prowadzonych badaniach przyjęto takie same materiały obrabiane, takie samo ścierniwo oraz jego wielkość. Analiza otrzymanych wyników wskazuje, że przyczyną tak dużych różnic mogą być cechy konstrukcyjne maszyn do cięcia, zwłaszcza dotyczące systemu transportu ścierniwa do głowicy tnącej. Mając na względzie uzyskane w tym projekcie wyniki, w badaniach własnych stosowano stałą komorę mieszania o wielkości d k =6,7 mm, l k =20 mm, stałą i niezmienną dyszę wodną o średnicy d w =3,35 mm, dyszę mieszającą o średnicy d m =1 mm oraz przygłowicowy zasobnik ścierniwa, poprawiający jednorodność strumienia ścierniwa dostarczanego do głowicy tnącej. Jednocześnie z badaniami zmierzającymi do oceny potencjału skrawnego dokonywano pomiarów wielkości szczeliny roboczej w przekroju wzdłużnym i poprzecznym do posuwu. W tych samych warunkach cięcia poszczególnych materiałów realizowano badania dynamiki odziaływania wysokociśnieniowego strumienia na materiał obrabiany. Strona 62
4.1. Ocena potencjału skrawnego wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego Oceny potencjału skrawnego dokonano na podstawie wyników cięcia prostoliniowego. W tym celu przygotowano próbki (rys. 4.1.1) w kształcie klina z następujących materiałów: - stal S355J2H, - stop aluminium 2017 (PA6), - mosiądz MO58, - granit. Jako miarę potencjału skrawnego strumienia wodnościernego w danych warunkach obróbki przyjęto maksymalną wydajność powierzchniową cięcia Q p, która uzależniona jest od maksymalnej głębokości cięcia H max. W badaniach potencjału skrawnego wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego zastosowano metodykę oceny maksymalnej głębokości cięcia H max przy cięciu klina ze stałą prędkością i przy ustalonych pozostałych parametrach technologicznych, opracowaną przez Czeską Akademią Nauk w Ostrawie [79]. Rys. 4.1.1. Próbka badawcza i głowica robocza na stanowisku badawczym. Strona 63
Kąt klina próbki, jak wynika z badań [65][79], nie posiada wpływu na maksymalną głębokość cięcia H max, dlatego w badaniach przyjęto arbitralnie wielkość kąta klina wynoszącą ok. 18, która gwarantuje dostateczną rozdzielczość pomiarów H max przy wykorzystaniu wysokościomierza elektronicznego typu Mitutoyo Digimatic-HDS S570 (zakres pomiarowy 300 mm, rozdzielczość 0.01 mm, dokładność 30 µm). Podstawą do oceny potencjału skrawnego wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego były wyniki maksymalnej głębokości cięcia H max otrzymane przy cięciu próbki klinowej, zgodnie z przyjętym planem eksperymentu rotalno-uniformalnym PS/DS.-P:L(L) (program statyczny, zdeterminowany, selekcyjny, wieloczynnikowy, rotalno-uniformalny) [33][70][101]. Mierzonej wielkości H max w tych warunkach cięcia odpowiada maksymalne odchylenie strumienia S max. Poniżej przedstawiono przyjęte zakresy zmiennych decyzyjnych w zastosowanym planie eksperymentu PS/DS. P:L. 1. Zakresy zmienności parametrów cięcia dla aluminium: - ciśnienie p: - posuw głowicy v f : - wydatek ścierniwa q: 180 MPa x 380 MPa 90 mm min x 190 mm min 3 g s x 10 g s 2. Zakresy zmienności parametrów cięcia dla stali: - ciśnienie p: 180 MPa x 380 MPa - posuw głowicy v f : - wydatek ścierniwa q: 30 mm min x 120 mm min 3 g s x 10 g s 3. Zakresy zmienności parametrów cięcia dla mosiądzu: - ciśnienie p: 180 MPa x 380 MPa - posuw głowicy v f : Strona 64
- wydatek ścierniwa q: 60 mm min x 160 mm min 3 g s x 10 g s 4. Zakresy zmienności parametrów cięcia dla granitu: - ciśnienie p: 180 MPa x 380 MPa - posuw głowicy v f : - wydatek ścierniwa q: 30 mm min x 130 mm min 3 g s x 10 g s Wybrany plan rotalno-unifromalny zawiera 20 układów badanych czynników, przy tym jeżeli przyjąć kodowane, a nie rzeczywiste wartości zmiennych decyzyjnych, poszczególne układy czynników badanych przedstawia tabela 4.1. Wielkość ramienia gwiezdnego dla przyjętego programu wynosi α = 1,68179. Tabela 4.1. Układy planu rotalno-uniformalnego PS/DS-P:L(L). Numer układu X 1 X 2 X 3 1-1,00000-1,00000-1,00000 2-1,00000-1,00000 1,00000 3-1,00000 1,00000-1,00000 4-1,00000 1,00000 1,00000 5 1,00000-1,00000-1,00000 6 1,00000-1,00000 1,00000 7 1,00000 1,00000-1,00000 8 1,00000 1,00000 1,00000 9-1,68179 0,00000 0,00000 10 1,68179 0,00000 0,00000 11 0,00000-1,68179 0,00000 12 0,00000 1,68179 0,00000 Strona 65
13 0,00000 0,00000-1,68179 14 0,00000 0,00000 1,68179 15 0,00000 0,00000 0,00000 16 0,00000 0,00000 0,00000 17 0,00000 0,00000 0,00000 18 0,00000 0,00000 0,00000 19 0,00000 0,00000 0,00000 20 0.0000 0,0000 0,00000 Na podstawie wartości kodowych wyznaczono rzeczywiste wartości zmiennych decyzyjnych. Wielkości stałe przyjęte w programie badań są następujące: - rodzaj ścierniwa GARNET #80, - średnica dyszy wodnej d w = 0,35 mm, - średnica dyszy mieszającej d = 1mm, - wymiary komory mieszania, d k =6,7 mm, l k =20 mm. W realizowanych badaniach stosowano przygłowicowy system dozowania ścierniwa. Do opracowania wyników badań zastosowano klasyczne metody wnioskowania statystycznego z wykorzystaniem programu komputerowego CADEX-ESDET. Zgodnie z przyjętym planem eksperymentu wykonano 6 powtórzeń (układ od numeru 15 20), na postawie których przeprowadzono analizę statystyczną [33], w której uzyskano: średnia arytmetyczna: z 1 r z j r j 1 (14) r liczba powtórzeń, z j wartość wielkości mierzonej, odchylenie standardowe próbki określające rozproszenie wokół średniej arytmetycznej uzyskanych wyników: s( z) r j 1 ( z z) j r r liczba powtórzeń, z j wartość wielkości mierzonej, 2 (15) Strona 66
z średnia arytmetyczna, odchylenie standardowe skorygowane będące miarą rozproszenia wszystkich hipotetycznie możliwych powtórzeń wokół średniej arytmetycznej: S( z) r j 1 ( z z ) j 2 (16) r 1 r liczba powtórzeń, z j wartość wielkości mierzonej, z średnia arytmetyczna, odchylenie standardowe średnich arytmetycznych będące miarą rozproszenia średnich arytmetycznych w populacji oszacowana z próbki: S( z) S( z ) (17) r r liczba powtórzeń, S(z) odchylenie standardowe skorygowane, wariancja próbki : 2 2 1 r 2 s ( z) [ s( z)] ( z j z ) (18) r j 1 r liczba powtórzeń, z j wartość wielkości mierzonej, z średnia arytmetyczna, wariancja skorygowana: (19) 2 S 2 ( z ) S ( z ) wariancja średnich arytmetycznych: 2 2 S ( z ) [ S( z )] (20) błąd graniczny pojedynczego pomiaru wyznacza wokół średniej arytmetycznej przedział, w którym prawdopodobieństwo wystąpienia przyszłych wyników pomiarów wynosi 1 α, gdzie α=0,05: e1 t, S( z) (21) t, f 1 f1 stopnie swobody, Strona 67
S(z) odchylenie standardowe skorygowane, błąd graniczny średnich arytmetycznych wyznacza wokół średniej arytmetycznej przedział, w którym prawdopodobieństwo wystąpienia średnich arytmetycznych próbek w populacji wynosi 1 α, gdzie α=0,05: e t, S( z ) (22) t, f 1 f1 stopnie swobody, S( z ) odchylenie standardowe średnich arytmetycznych. W celu określenia rozproszenia wyników pomiarów dotyczących H max w pełnym zakresie zmian wielkości wejściowych określono wariancje niedokładności pomiarów. Ponieważ jej wyznaczenie zależne jest od przyjętego wariantu realizacji powtórzeń [33] w obliczeniach wybrano wariant z powtórzeniami na podstawie pomiarów w identycznych układach planu badań stąd: 1 S z z z (23) f n0 2 2 ( ) ( v ) f1 v 1 n 1 1 0 gdzie: v indeksy identycznych układów planu (v=1,2,,n 0 ), z v wartość wielkości zmierzonej w identycznych układach planu, z średnia arytmetyczna wielkości wyjściowych obliczona z identycznych układów planu, n 0 liczba identycznych układów planu doświadczenia. Następnie na podstawie wariancji niedokładności pomiarów określono wartość odchylenia standardowego skorygowanego H max oraz błąd graniczny obowiązujący dla pełnych zakresów wielkości wejściowych. Na podstawie wyników z przeprowadzonego eksperymentu wyznaczono funkcję maksymalnej głębokości cięcia od ciśnienia roboczego p, posuwu v f i wydatku ścierniwa q: H max = (F(p, v f, q) Wpływ poszczególnych parametrów technologicznych na wartość H max aproksymowano, zgodnie z dotychczasowymi publikacjami [62][63][126], za pomocą funkcji wykładniczej o postaci: 2 2 2 3 3 3 0 1 ˆ1 2 ˆ2 3 ˆ3 4 ˆ1 5 ˆ2 6 ˆ3 7 ˆ1 8 ˆ2 9 ˆ3 z e b b x b x b x b x b x b x b x b x b x (24) Strona 68
gdzie: b i=0,1,,9 normowane współczynniki funkcji aproksymującej, x i=1,2,3 normowane wartości wielkości wejściowych. Następnie dokonano analizy błędów aproksymacji, wyznaczając następujące wartości: planu, maksymalnego błędu bezwzględnego ( u) ( u) zmax max z z (25) z (u) zmierzona wartość wielkości wyjściowej w u układzie planu (u=1,2,,n), ( u) z wartość wielkości wyjściowej obliczona z wyznaczonej funkcji w u układzie n liczba układów w planie eksperymentu, d błędu przeciętnego aproksymacji n u 1 z z ( u) ( u) n z (u) zmierzona wartość wielkości wyjściowej w u układzie planu (u=1,2,,n), ( u) z wartość wielkości wyjściowej obliczona z wyznaczonej funkcji w u układzie planu, n liczba układów w planie eksperymentu, M błąd średniokwadratowy n 2 ( u) ( u) z z u 1 n z (u) zmierzona wartość wielkości wyjściowej w u układzie planu (u=1,2,,n), ( u) z wartość wielkości wyjściowej obliczona z wyznaczonej funkcji w u układzie planu, n liczba układów w planie eksperymentu, W kolejności dokonano statystycznej weryfikacji adekwatności funkcji aproksymującej, z zastosowaniem statystycznego testu istotności testu F. Test ten wymaga sprawdzenia dwu hipotez: zerowej alternatywnej H S z S z : 2 ( ) 2 ( ) 0 a H S z S z : 2 ( ) 2 ( ) 1 a Następnie dokonuje się obliczenia wartości funkcji testowej F Strona 69 (27) (28)
2 S ( z) a F 2 S ( z) (29) gdzie: S 2 ( z ) wariancja niedokładności pomiarów, S 2 ( z ) a wariancja błędów aproksymacji, której wzór zmienia się w zależności od przyjętego wariantu powtórzeń w badaniach. W przypadku powtórzeń w identycznych układach planu eksperymentu wartość wariancji błędów aproksymacji wyznacza się z poniższej zależności: n n0 2 1 (0) (0) 2 ( u) ( u) S ( z) a n 0 z z z z f 2 u 1 n0 (0) 1 ( v) z z n0 v 1 f2 n Nb 1 (30) f 2 stopnie swobody, n liczba układów planu doświadczenia, n 0 liczba identycznych układów, (0) z średnia arytmetyczna wyników pomiarów wielkości wejściowej w identycznych układach planu doświadczenia, (0) z wartość funkcji w identycznych układach planu doświadczenia, ( u ) z średnia arytmetyczna z wartości wielkości wyjściowej stanowiących powtórzenia w u układzie planu, ( u) z wartość funkcji w u układzie planu, N b liczba współczynników wyznaczonej funkcji obiektu badań. Po wyznaczeniu wartości funkcji testowej F obliczono z wykorzystaniem komputerowego wartość krytyczną F, f1, f2 programu dla przyjętego poziomu istotności. Następnie w celu określenia prawdziwości hipotezy zerowej porównano wartość krytyczną z wartością funkcji testowej. W przypadku prawdziwości nierówności F F za prawdziwą uznaje się hipotezę zerową, stanowiącą że wyznaczona funkcja jest funkcją adekwatną. W przypadku nie spełnienia warunku, za prawdziwą uznaje się hipotezę alternatywną., f1, f2 Strona 70
4.2. Ocena wskaźników zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego 4.2.1. Metodyka badań wskaźników zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego przy cięciu prostoliniowym W badaniach zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego, rozumianej jako zdolności do przecinania materiałów, przy zachowaniu wymaganych parametrów jakości powierzchni cięcia, jako jeden ze wskaźników zdolności skrawnej przyjęto odchylenie strumienia wodnościernego S w przecinanym materiale w zależności od parametrów technologicznych oraz grubości materiału. Badane odchylenie toru strumienia wodnościernego S, obserwowane na powierzchni cięcia, uzależnione jest od warunków energetycznych sprzężenia strumienia z materiałem w szczelinie roboczej. Wyznaczenia współrzędnych toru oraz odchylenia S toru cięcia dokonywano za pomocą specjalnego oprogramowania autorstwa Tomasza Jarosza z Politechniki Krakowskiej (rys. 4.2.1). Program ten na podstawie wczytanego obrazu powierzchni cięcia umożliwia odczyt współrzędnych X,Y toru strumienia, a następnie ich eksport do np. arkusza kalkulacyjnego w celu dalszej analizy. Drugim wskaźnikiem zdolności skrawnej silnie powiązanym z jakością obróbki jest chropowatość powierzchni, co w przypadku cięcia wodnościernego, dającego bardzo duży rozrzut parametru chropowatości na przecinanej powierzchni, powoduje konieczność określenia miejsca pomiaru. W prowadzonych badaniach chropowatości powierzchni ocenę tej wielkości prowadzono w strefie mikroskrawania ziaren ściernych w odległości 5 mm od wejścia wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego w materiał. Parametr chropowatości powierzchni R a mierzono za pomocą profilometru IOS Topo L50. Natomiast zmienność chropowatości na całym przekroju przecinanego elementu określono współczynnikiem zmienności W Ra. Strona 71
Rys. 4.2.1. Zrzut ekranu programu do pomiaru współrzędnych toru strumienia na powierzchni materiału przecinanego wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym. Rodzaj sprzężenia energetycznego, obejmujący oddziaływanie wszystkich czynników wpływających na kreację wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego oraz oddziaływanie parametrów technologicznych cięcia, ma wpływ na kształt toru oraz odchylenie s strumienia wodnościernego. Tak więc odpowiednio do analizy przedstawionej w rodz. 2, im większa zdolność skrawna wysokociśnieniowego strumienia w danych warunkach, tym większe odchylenie strumienia. Na podstawie wyników badań potencjału skrawnego obejmującego wyznaczenie wielkości H max sporządzono warstwicową mapę zdolności skrawnej, w układzie współrzędnych posuw, ciśnienie dla stałej wartości dozowanego ścierniwa. Uzyskane wyniki oraz przeprowadzone testowanie hipotezy zerowej dotyczące średnich odchyleń strumienia S (rys. 4.2.2) dla różnych układów planu eksperymentu oraz testy statystyczne hipotezy zerowej w odniesieniu do średniej chropowatości powierzchni, przy poziomie istotności α= 0,05 wskazują, że warstwice na tak uzyskanej mapie można interpretować jako linie stałej zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia. Strona 72
Rys. 4.2.2. Kształt szczeliny cięcia w kierunku ruchu posuwowego [61]. Testy istotności różnic pomiędzy wartościami średnich odchyleń strumienia S oraz wartościami średniej chropowatości powierzchni przeprowadzono za pomocą modułu analizy wariancji (ANalysis Of VAriance ANOVA) programu STATISTICA 12 [103]. Uwzględniając założenia wybranej analizy, tj: a) mierzalność badanej wielkości, b) losowość i niezależność próbek badawczych, c) normalność rozkładów badanych wielkości, d) jednorodność wariancji badanych wielkości, przeprowadzono testy normalności otrzymanych wyników oraz testy jednorodności wariancji. Do testowania normalności wybrano test Shapiro-Wilka, ze względu na możliwość jego stosowania dla prób o liczebności 3<n<50. Jednorodność wariancji sprawdzono testami: Cochrana, Hartleya oraz Bartletta. 4.2.2. Metodyka badań wskaźników zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego przy cięciu krzywoliniowym W tej części badań eksperymentalnych zrealizowanych wg planu PS/DS.-P:L(L), z płyty PA6 o grubości 15 mm oraz płyty stalowej (S235J2H) o grubości 25 mm, wycinano przy zadanych parametrach wynikających z przyjętego planu eksperymentu, przedmiot o kształcie wskazanym na rys. 5.2.3, charakteryzujący się dwoma fragmentami profilu kołowego, odpowiednio o promieniach R15 oraz R20, połączonymi odcinkiem prostoliniowym. Pomiary wybranych błędów obróbki, przeprowadzono z wykorzystaniem Strona 73
współrzędnościowej maszyny pomiarowej Global Performance z oprogramowaniem PC DMIS. Uwzględniając złożony tor ruchu strumienia wodnościernego w materiale, wybrano charakterystyczne obszary przedmiotu (strefa A, B, C, D, rys. 4.2.3), w których można oczekiwać największych błędów kształtu powodowanych odchyleniem s strumienia wodnościernego. Rys. 4.2.3. Wykonany element ze stopu PA6 oraz stali S235J2H, z oznaczonymi strefami (A, B, C, D) do badań błędu nieprostopadłości. W powyższych badaniach dokonano pomiarów różnic promieni oraz przy czym jest różnicą pomiędzy wartościami pomiarowymi promieni R15 przy wyjściu strumienia oraz przy jego wejściu w materiał, w trakcie wycinania konturu o promieniu 15 mm. Podobnie wyznaczono wartość dla promienia R20. Przeprowadzone badania średniej różnicy promieni oraz, stosownie do podanego planu eksperymentu, umożliwiły wyznaczenie odpowiednich funkcji regresji. Dla pełnej charakterystyki zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego oraz powiązanych z nią błędów obróbki przeprowadzono pomiary zbieżności (rozbieżności) szczeliny przy cięciu wymienionych próbek badawczych. W ocenie błędów obróbki przy cięciu przedmiotów przedstawionych na rys. 4.2.3 wyznaczono pochylenie ściany bocznej przedmiotu, które może być dodatnie lub ujemne w charakterystycznych strefach odpowiadających krzywiźnie R15 (rys. 4.2.3 przekrój D), krzywiźnie R20 (rys. 4.2.3 przekrój A), odcinkowi prostemu (rys. 4.2.3 przekrój C), oraz miejscu przejścia odcinka prostego w krzywoliniowy (rys. 4.2.3 przekrój B). Strona 74
Jako uzupełnienie badań zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego dokonano oceny topografii powierzchni cięcia. Jako miarę oceny topografii powierzchni przedmiotu przyjęto chropowatość powierzchni R a, określoną na prostoliniowym fragmencie konturu wycinanego elementu. W celu identyfikacji postaci funkcji aproksymacji na podstawie uzyskanych wyników badań chropowatości powierzchni, przyjęto zgodnie z zasadami eksperymentu analogiczny program badań (PS/DS.-P:L(L)), jak w przypadku badań potencjału skrawnego wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego. Jako wielkość badaną wybrano chropowatości uzyskanej powierzchni cięcia, która została wyznaczona w postaci średniej z pięciu pomiarów zlokalizowanych w strefie I. Jako wielkość uzupełniającą, wybrano wskaźnik rozrzutu chropowatości wyrażony ilorazem chropowatości mierzonej na wyjściu strumienia z materiału, do chropowatości na jego wejściu. Ze względu na podstawowe znaczenie chropowatości powierzchni w ocenie jakości cięcia, uogólnienia wyników dokonano poprzez klasyczne wyznaczenie funkcji aproksymacji metodami analitycznymi oraz w drugiej wersji z wykorzystaniem aproksymacyjnych możliwości sieci neuronowych [7][20][24][30][34][44][99]. Wykorzystanie do tego celu sieci neuronowych ma tę zaletę, że umożliwia stałe powiększania zbioru uczącego z przyrostem danych eksperymentalnych w dodatkowych badaniach chropowatości powierzchni. W rezultacie uzyskuje się wyższą dokładność predykcyjną, mającą znaczenie praktyczne przy cięciu strumieniem wodnościernym. Do modelowania sieci neuronowej i obliczeń wykorzystano program Matlab wraz z dodatkiem nftool (Neural Network Fitting Tool) [16]. Za pomocą tego narzędzia zamodelowano sieć jednokierunkową dwu warstwową, z jedną warstwą ukrytą oraz jedną warstwą wyjściową, o strukturze przedstawionej na rys. 4.2.4. Rys. 4.2.4. Struktura zastosowanej sieci neuronowej do aproksymacji wyników badań. Strona 75
Neurony w warstwie ukrytej aktywowane są za pomocą funkcji sigmoidalnej, natomiast w warstwie wyjściowej za pomocą funkcji liniowej. Uczenie sieci odbywa się z wykorzystaniem algorytmu wstecznej propagacji błędu Lavenberga-Marquardta [106][107][129]. Sieć posiada trzy wejścia, reprezentujące ciśnienie wody p, ilość dozowanego ścierniwa q oraz prędkość posuwu v f oraz jedno wyjście reprezentujące średnią chropowatość powierzchni cięcia. Analogiczna sieć została wykorzystana do predykcji rozrzutu chropowatości powierzchni W Ra. 4.3. Metodyka badań dynamiki procesu cięcia wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym. W badaniach wstępnych dynamicznych wskaźników zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego zastosowano zespół akcelerometrów zamontowanych na głowicy tnącej zgodnie z kierunkami trzech osi układu współrzędnych. Na podstawie uzyskanych wyników badań wstępnych określono wymagania dotyczące szerokości pasma przenoszenia oraz amplitudy drgań [32], a także uzyskano potwierdzenie, że dominującym pod względem informatywności jest sygnał drganiowy uzyskany z akcelerometru mierzącego drgania w osi z. Docelowy tor pomiarowy złożony został z następujących elementów (rys. 4.3.1 oraz rys. 4.3.2) : 1. Karta pomiarowa NI 9215. 2. Obudowa NI CDAQ-9171. 3. Wzmacniacz sygnału M352A60 PCB do czujników typu ICP. 4. Czujnik przyspieszeń M352A60 firmy PCB PIEZOELECTRONIC. Strona 76
Rys. 4.3.1. Schemat układu pomiarowego. Rys. 4.3.2. Elementy toru pomiarowego. Strona 77
Rys. 4.3.3. Blok diagram stworzonego programu w środowisku LabView służącego do analizy zarejestrowanego sygnału drgań głowicy tnącej. Ważnym elementem systemu pomiarowego, prócz zestawienia i konfiguracji toru pomiarowego dla prowadzonych badań, był wybór odpowiedniego oprogramowania do akwizycji i analizy sygnałów diagnostycznych. Z tych względów w analizie danych eksperymentalnych wykorzystano oprogramowanie LabView 2015 firmy National Instruments [22], zapewniające współpracę z torem pomiarowym oraz łatwość konfiguracji modułu akwizycji danych (rys. 4.3.3). Zarejestrowany sygnał drganiowy w osi Z poddawano analizie [132]: 1. Czasowo-amplitudowej, umożliwiającej prezentację sygnału w czasie. 2. Amplitudowo - częstotliwościowej, wykorzystującej algorytm szybkiej transformaty Fouriera (FFT), prezentującej spektrum częstotliwościowe drgań głowicy tnącej, na którego podstawie można wnioskować o stanach procesu cięcia. 3. Czasowo-częstotliwościowej, dokonanej w oparciu o algorytm STFT (Short-time Fourier Transform), umożliwiającej pozyskanie informacji o częstotliwości i amplitudzie składowych tworzących sygnał oraz momentach czasu odpowiadających poszczególnym wartościom amplitud i częstotliwości składowych. Strona 78
5. Badania własne 5.1. Badania wstępne W ramach badań wstępnych dokonano oceny systemu dozującego stanowiska badawczego ze względu na powtarzalność nastaw masowego natężenia przepływu podawanego ścierniwa do głowicy tnącej oraz wpływu zużycia dyszy mieszającej na wybrane efekty cięcia. W badaniach dokładności dozowania wykorzystano wagę laboratoryjną (typ AXIS), za pomocą której określano rzeczywisty ciężar podawanego ścierniwa w odniesieniu do nominalnych nastaw systemu dozującego, w przyjętej jednostce czasu. System dozujący stanowiska badawczego cechuje się występowaniem dwu zasobników w tym ogólnego, z którego za pomocą transportu pneumatycznego, ścierniwo dostarczane jest do dodatkowego zasobnika przygłowicowego wyposażonego w system dozujący (rys. 5.1.1). Jest to rozwiązanie, które zapewnia większą jednorodność dozowanego do głowicy strumienia ścierniwa w porównaniu z systemami dozującymi bez takiego zasobnika. W badaniach przyjęto jeden rodzaj ścierniwa oraz założono stałą wielkość ziarna tj., Garnet o wymiarze ziarna #80, które było stosowane w kolejnych etapach badań niniejszej pracy. Uzyskane wyniki dozowania przedstawione w tabeli 5.1.1. wskazują, że nastawa rzeczywista masowego wydatku ścierniwa w stosunku do wielkości zadanej jest w każdym przypadku mniejsza, a wielkość tej różnicy osiąga 1-4% w przebadanym zakresie. Wyższą dokładność dozowania uzyskuje się przy najmniejszych wielkościach nastaw masowego wydatku ścierniwa. Strona 79
Rys. 5.1.1. Przygłowicowy system dozowania ścierniwa. Tabela 5.1.1. Wyniki pomiarów powtarzalności dozowania ścierniwa uzyskane w badaniach wydatku masowego, waga AXIS, wartość działki elementarnej 0,01 g. Nastawa zadana, g/min Pomiar nr 1 Pomiar nr 2 Pomiar nr 3 Pomiar nr 4 Pomiar nr 5 Średnia wartość g/min Odchylenie standardowe g/min 100 99,5 96,1 97,4 98,0 98,9 97,9 1,2 200 198,0 203,3 205,3 206,1 206,4 203,8 3,1 300 292,6 302,2 302,1 302,6 303,2 300,5 4,0 400 398,8 410,7 402,4 406,0 404,2 404,4 3,9 500 498,8 496,6 494,6 501,3 495,1 497,3 2,5 600 594,9 591,6 596,2 599,3 599,7 596,3 3,0 Następnie dokonano oceny wpływu zużycia dyszy wodnej oraz dyszy mieszającej na wybrane cechy szczeliny roboczej przy cięciu prostoliniowym stali konstrukcyjnej (S355J2H), stopu aluminium (2017), stopu miedzi (MO58), granitu. Trzy pierwsze, reprezentują materiały ciągliwe, natomiast granit stanowi reprezentację materiałów kruchych i uziarnionych. Mając na uwadze pragmatyczne aspekty procesu cięcia jako cechy szczeliny roboczej podlegające ocenie, wybrano szerokość szczeliny przy wejściu Strona 80
wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego do materiału oraz maksymalną głebokość cięcia H max. Ponieważ istnieją bezpośrednie związki pomiędzy zużyciem dyszy mieszającej, a wielkością szczeliny roboczej, na podstawie przeprowadzonych pomiarów (tabela 5.1.2), trwałość dyszy mieszającej oceniono na 125 godzin pracy. Przekroczenie tego czasu powoduje: przykładowo przy cięciu stali wzrost szczeliny wejściowej do wielkości 125% szczeliny pierwotnej dla dyszy nowej, a przy cięciu próbki badawczej w postaci klina, zmniejszenie maksymalnej głębokości cięcia H max o 12%. Stwierdzone zmiany szerokości szczeliny cięcia przy wejściu strumienia (rys. 5.1.2) i maksymalnej wysokości cięcia dla wszystkich wymienionych materiałów zostały przedstawione w tab. 5.1.2. 1) 2) 3) 4) Rys. 5.1.2. Szerokość szczeliny cięcia przy wejściu wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego w materiał: 1) aluminium 2017, ciśnienie wody p = 350 MPa, posuw głowicy tnącej v f = 2 mm/s, wydatek ścierniwa q =3,33 g/s, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm; 2) stal S355J2H, ciśnienie wody p = 280 MPa, posuw głowicy tnącej v f = 0,5 mm/s, wydatek ścierniwa q =6,5 g/s, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm; 3) mosiądz MO58, ciśnienie wody p = 350 MPa, posuw głowicy tnącej v f = 2 mm/s, wydatek ścierniwa q =3,33 g/s, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm; 4) granit, ciśnienie wody p = 350 MPa, posuw głowicy tnącej v f = 1 mm/s, wydatek ścierniwa q =3,33 g/s, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Strona 81
Tabela 5.1.2. Zmiany efektów cięcia dla badanych materiałów. Materiał Stal S355J2H Stop AL 2017 Stop miedzi MO58 Granit Czas pracy dyszy mieszającej, godz. 0 125 0 125 0 125 0 125 Szerokość szczeliny roboczej 1,2 1,7 1,3 1,6 1,2 1,4 1,8 1,8 na wejściu Δ, mm Maksymalna głębokość cięcia H max, mm 66,7 59,9 44,3 40,9 33,6 26,9 69,6 60,0 W związku z uzyskanymi wynikami w kolejno prowadzonych badaniach właściwych stosowano dysze mieszające o czasie pracy nie przekraczającym 30 godz., natomiast czas pracy stosowanych dysz wodnych nie przekraczał 20 godzin. 5.2. Badania potencjału skrawnego wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego Stosownie do sformułowanej tezy pracy, gdzie potencjał skrawny wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego traktuje się jako kres górny zdolności skrawnej, przy której uzyskuje się maksymalną wydajność powierzchniową cięcia danego materiału, jako wielkość badaną wybrano maksymalną głębokość cięcia H max w danych warunkach oraz odpowiadający tej wartości posuw cięcia. Jako miarę potencjału skrawnego przyjęto maksymalną minutową wydajność powierzchniową Q p przy założonych warunkach. Warunki te określane są zakresem zmienności parametrów technologicznych przy ustalonym materiale obrabianym. Zatem badania potencjału skrawnego wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego związane są z poszukiwaniem maksymalnej minutowej wydajności powierzchniowej cięcia w przestrzeni przyjętych zmiennych decyzyjnych dla wytypowanych materiałów obrabianych. Odpowiednie eksperymenty przeprowadzono wg planów badań PS/DS- P:L(L), przygotowanych dla różnych materiałów, przy dobranych dla tych materiałów zakresach zmienności parametrów decyzyjnych p, v f, q, (tabela 5.2.3, tabela 5.2.4, tabela 5.2.5, tabela 5.2.6). Strona 82
W trakcie badań polegających na wyznaczaniu maksymalnych głębokości cięcia H max, dla poszczególnych układów czynników planu badań, zwraca uwagę specyficzne zachowanie się wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego przy wyjściu z materiału (rys. 5.2.1). Rys. 5.2.1. Szczelina cięcia przy wyjściu wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego z materiału. Na podstawie obserwacji geometrycznych cech szczeliny cięcia (rys. 5.2.1), można wyróżnić trzy stany szczeliny odpowiadające: 1. cięciu jakościowemu z zachowaniem cech prostoliniowości szczeliny cięcia, które uzyskuje się od najmniejszych głębokości cięcia H, aż do głębokości krytycznej, gdzie pojawiają się pierwsze obserwowalne nieregularności szczeliny, 2. rozdzielaniu materiału z wyraźnymi nieregularnościami przechodzącymi wraz ze wzrostem głębokości cięcia H w pola nie w pełni przeciętego materiału, 3. niedocięciom materiału będące zbiorem pól nie w pełni przeciętego materiału, zakończonych całkowicie nieprzeciętym materiałem. Uwzględniając powyższe obserwacje, w ocenie potencjału skrawnego wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego, w każdym przypadku przyjmowano głębokość H przecinanego materiału, odpowiadającą pojawieniu się pierwszego niedocięcia. Uogólnienie wyników badań potencjału skrawnego wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego w przyjętym zakresie zmienności parametrów technologicznych dla wszystkich przecinanych materiałów, przedstawiono na rys. 5.2.2. Na podstawie uzyskanych zależności można stwierdzić, że każdy z badanych materiałów Strona 83
cechuje się charakterystycznym zakresem głębokości cięcia H max (wysokości), przy której wysokociśnieniowy strumień wodnościerny osiąga maksymalną wydajność cięcia. Tak więc, przy cięciu granitu najbardziej efektywne wykorzystanie wysokociśnieniowego strumienia występuje w wąskim przedziale zmienności grubości 65-70 mm, podobnie największą efektywność cięcia stopu Al uzyskuje się dla grubości materiału w zakresie 35-80 mm. W podanym zakresie grubości materiału potencjał skrawny przy cięciu stopu Al ma wartość quasi stałą. Najbardziej efektywne cięcie mosiądzu osiąga się przy grubości materiału w zakresie 38-90 mm, natomiast przy cięciu stali odpowiednio wysoką efektywność uzyskuje się dla grubości materiału 38-45 mm. Rys. 5.2.2. Zależność zmienności potencjału skrawnego od rodzaju materiału oraz jego grubości (przedziały ufności wyznaczone dla poziomu istotności α= 0,05). Ze względu na różne właściwości mechaniczne oraz fizyczne przecinanych materiałów uzyskuje się różne wydajności powierzchniowe cięcia, które zmieniają się od najwyższej wynosząc ok. 9000 mm 2 /min dla granitu do najniższej ok. 2 krotnie mniejszej wynoszącej 4500 mm 2 /min dla stali. Na podstawie uzyskanych wyników badań można stwierdzić, że potencjał skrawny wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego uzależniony jest od warunków kreacji wysokociśnieniowego strumienia tj. przede wszystkim od ciśnienia strumienia wody oraz ilości dozowanego ścierniwa, a także rodzaju, grubości Strona 84
i właściwości przecinanego materiału. Przy tym parametr technologiczny jakim jest posuw cięcia wpływa w decydującym stopniu na rozkład dyssypowanej energii kinetycznej wysokociśnieniowego strumienia w szczelinie roboczej i powiązaną z tym zjawiskiem efektywność cięcia. Zagadnienie dyssypacji energii w szczelinie roboczej znajduje swe potwierdzenie, nie tylko w badaniach literaturowych zaprezentowanych w rozdz. 2, ale również w badaniach własnych torów cięcia przedstawionych na rys. 5.2.3. Głębokość cięcia h = 40 mm Głębokość cięcia h = 60 mm Stal S355J2H Aluminium 2017 Mosiądz MO58 Rys. 5.2.3. Ślady wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego na powierzchni przy cięciu aluminium, stali i mosiądzu o grubości 40 mm i 60 mm w warunkach odpowiadających maksymalnemu potencjałowi cięcia. Strona 85
W przeprowadzonych badaniach cięcia trzech materiałów, dla których uprzednio wyznaczono potencjał skrawny, tj.: 1. aluminium, 2. stal, 3. mosiądz, dla dwu różnych grubości 40 mm oraz 60 mm, wyznaczono tor ruchu wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego w szczelinie roboczej w warunkach odpowiadających maksymalnej wydajności ciecia. 12,0 10,0 AL. 40 AL60 Stal40 Stal60 Mosiądz 40 Mosiądz 60 Wielob. (AL. 40) Wielob. (AL60) Wielob. (Stal40) Wielob. (Stal60) Wielob. (Mosiądz 40) Wielob. (Mosiądz 60) Odchylenie strumienia S max 8,0 6,0 4,0 2,0 0,0 0 10 20 30 40 50 60 70-2,0 Wysokość cięcia h Rys. 5.2.4. Tory ruchu strumienia wysokociśnieniowego w układzie współrzędnych h-s max w szczelinie roboczej dla aluminium, stali i mosiądzu dla grubości 40 mm i 60 mm w warunkach odpowiadających potencjałowi cięcia. W wyniku przeprowadzonych pomiarów współrzędnych toru w układzie współrzędnych h-s otrzymano po ich aproksymacji funkcje wielomianowe (tabela 5.2.1) toru ruchu ścierniwa oraz wody w przecinanym materiale przedstawione na rys. 5.2.4. Strona 86
Tabela 5.2.1. Funkcje wielomianowe uzyskane po aproksymacji współrzędnych torów strumienia wodnościernego przy cięciu aluminium, stali i mosiądzu dla grubości 40 mm i 60 mm w warunkach odpowiadających maksymalnemu potencjałowi cięcia. Stal 40 mm s = 0.0055h 2 0.0251h + 0.2246 (30) Stal 60 mm s = 0.0027h 2 + 0.0041h + 0.0874 (31) Aluminium 40 mm s = 0.0055h 2 0.08h + 0.4163 (32) Aluminium 60 mm s = 0.002h 2 + 0.0175h + 0.0551 (33) Mosiądz 40 mm s = 0.0043h 2 0.0055h 0.059 (34) Mosiądz 60 mm s = 0.0027h 2 0.0036h 0.1347 (35) Dla każdego przecinanego materiału oraz jego grubości otrzymano charakterystyczny tor ruchu mieszaniny wodnościernej łącznie z maksymalnych odchyleniem toru S max. Zwraca uwagę prawidłowość, że im większa jest wielkość odchylenia strumienia S w danych warunkach, tym większy jest potencjał skrawny wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego. Tak więc przy cięciu wybranych materiałów o tej samej grubości H max = 40 mm oraz odpowiednio H max = 60 mm, największy potencjał skrawny uzyskuje się przy cięcia stopu Al, a najmniejszy przy cięciu stali. W podanych warunkach przy cięciu mosiądzu potencjał skrawny wysokociśnieniowego strumienia przyjmuje wartości pośrednie, pomiędzy skrajnymi wartościami dla stopu Al i stali. Przy cięciu materiałów miękkich, jak w przypadku przecinanego stopu Al, mniejsze odchylenie strumienia S w strefie wejścia wskazuje na mniejszy udział sił tarcia ziaren ściernych w usuwaniu materiału i większy wobec tego udział pracy mikroskrawania ziaren w procesie cięcia (rys. 5.2.5). Rys. 5.2.5. Funkcje wielomianowe (27) oraz (29) aproksymujące tor strumienia wodnościernego przy cięciu stali 40 mm i aluminium 40 mm. Strona 87
Świadczą o tym różnice w nachyleniu odpowiednich torów w strefie wejścia szczeliny roboczej. W przypadku przecinania stali, materiału o wyższej twardości i wyższych cechach wytrzymałościowych, relatywnie duże odchylenia toru strumienia wysokociśnieniowego S sugeruje, że procesy tarcia, uzależnione od sił masowych działających na ziarna ścierne w części toru o dużej krzywiźnie, będą dominowały w mechanizmie znoszenia materiału w szczelinie roboczej. Obserwacja toru ruchu strumienia w obszarze wejścia wysokociśnieniowego strumienia wskazuje, że strefa mikroskrawania jest w relacji z cięciem stopu Al odpowiednio mniejsza, a procesy tarciowego znoszenia materiału obejmują znaczną długość toru cięcia. W tym aspekcie cięcie mosiądzu jako materiału twardszego od stopu Al, realizuje proces transportu masy o cechach pośrednich pomiędzy przecinaniem stali oraz przecinaniem stopu Al, co znajduje swe potwierdzenie w odpowiednich krzywych charakteryzujących tory cięcia (rys. 5.2.3). Podobnych badań w odniesieniu do granitu nie prowadzono, ze względu na niemożliwość identyfikacji współrzędnych toru ruchu ziaren ściernych, powodowanej wykruszaniem się bloków ziarnowych granitu przy wyjściu wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego w warunkach odpowiadających maksymalnej wydajności. W związku z otrzymanymi wynikami badań potencjału skrawnego wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego do dalszych badań przyjęto dwa materiały, dla których potencjał skrawny przyjmuje skrajne wartości tj. stop Al 2017 oraz stal konstrukcyjną S355J2H. Równolegle z prowadzonymi badaniami potencjału skrawnego przy cięciu prostoliniowym, prowadzono badania sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej z wykorzystaniem układu zaprezentowanego w rozdz. 4.3. W ramach tych badań określono miejsce mocowania czujnika przyśpieszeń na głowicy oraz wybrano kierunek osi Z jako reprezentatywny dla mierzonej wielkości. Jednocześnie określono zakres częstotliwości zmian sygnału pomiarowego, przy tym pierwotny zakres częstotliwości 0-30 khz (rys. 5.2.6) został rozszerzony do 50 khz dla uniknięcia obcinania wyższych częstotliwości powodowanych ograniczoną przepustowością układu pomiarowego. Odpowiednie przebiegi zmian w czasie sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej przedstawiono na rys. 5.2.6 (zakres 0-30 khz) oraz rys. 5.2.7 (zakres 0-50 khz). Strona 88
Rys. 5.2.6. Zależność sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej od czasu wraz z widmem czasowo-częstotliwościowym w zakresie częstotliwości 0-30 khz, ciśnienie wody p = 350 MPa, posuw v f = 15 mm/s, wydatek ścierniwa q = 8 g/s, materiał aluminium 2017, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Analiza otrzymanego sygnału drgań głowicy tnącej w dziedzinie częstotliwości, amplitudy i czasu (transformata Gabora) pozwala na ocenę dynamiki procesu cięcia z możliwością identyfikacji szczególnych stanów procesu cięcia zależnych od czasu, znajdujących swoje odwzorowanie wzdłuż toru cięcia. Przykładem takich stanów są pojawiające się niedocięcia materiału (rys. 5.2.7, rys. 5.2.8, rys. 5.2.9, rys. 5.2.10, rys. 5.2.11, rys. 5.2.12, rys. 5.2.13, rys. 5.2.14), przy których w badaniach dynamiki procesu uzyskuje się maksymalną amplitudę przyśpieszeń drgań głowicy tnącej. Jednocześnie maksymalna amplituda drgań wyznacza w sposób pośredni maksymalną głębokość cięcia materiału H max (pierwsze niedocięcie materiału) i odpowiada warunkom, w których zdolność skrawna wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego uzyskuje w danych warunkach wartość maksymalną, czyli osiąga swój potencjał skrawny. Strona 89
Rys. 5.2.7. Zależność sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej od czasu wraz z widmem czasowo-częstotliwościowym w zakresie częstotliwości 0-50 khz, ciśnienie wody p = 350 MPa, posuw v f = 2 mm/s, wydatek ścierniwa q = 3,33 g/s, materiał aluminium 2017, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm, czas pracy dyszy 125 h. Strona 90
Rys. 5.2.8. Zależność sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej od czasu wraz z widmem czasowo-częstotliwościowym w zakresie częstotliwości 0-50 khz, ciśnienie wody p = 350 MPa, posuw v f = 2 mm/s, wydatek ścierniwa q = 3,33 g/s, materiał aluminium 2017, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm, nowy zestaw dysz. Strona 91
Rys. 5.2.9. Zależność sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej od czasu wraz z widmem czasowo-częstotliwościowym w zakresie częstotliwości 0-50 khz, ciśnienie wody p = 280 MPa, posuw v f = 0,5 mm/s, wydatek ścierniwa q = 6,5 g/s, materiał stal S355J2H, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm, czas pracy dyszy 125 h. Strona 92
Rys. 5.2.10. Zależność sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej od czasu wraz z widmem czasowo-częstotliwościowym w zakresie częstotliwości 0-50 khz, ciśnienie wody p = 280 MPa, posuw v f = 0,5 mm/s, wydatek ścierniwa q = 6,5 g/s, materiał stal S355J2H, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm, nowy zestaw dysz. Strona 93
Rys. 5.2.11. Zależność sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej od czasu wraz z widmem czasowo-częstotliwościowym w zakresie częstotliwości 0-50 khz, ciśnienie wody p = 350 MPa, posuw v f = 2 mm/s, wydatek ścierniwa q = 3,33 g/s, materiał mosiądz MO58, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm, czas pracy dyszy 125 h. Strona 94
Rys. 5.2.12. Zależność sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej od czasu wraz z widmem czasowo-częstotliwościowym w zakresie częstotliwości 0-50 khz, ciśnienie wody p = 350 MPa, posuw v f = 2 mm/s, wydatek ścierniwa q = 3,33 g/s, materiał mosiądz MO58, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm, nowy zestaw dysz. Strona 95
Rys. 5.2.13. Zależność sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej od czasu wraz z widmem czasowo-częstotliwościowym w zakresie częstotliwości 0-50 khz, ciśnienie wody p = 350 MPa, posuw v f = 1 mm/s, wydatek ścierniwa q = 3,33 g/s, materiał granit, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm, czas pracy dyszy 125 h. Strona 96
Rys. 5.2.14. Zależność sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej od czasu wraz z widmem czasowo-częstotliwościowym w zakresie częstotliwości 0-50 khz, ciśnienie wody p = 350 MPa, posuw v f = 1 mm/s, wydatek ścierniwa q = 3,33 g/s, materiał granit, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm, nowy zestaw dysz. Strona 97
Przeprowadzone badania potencjału skrawnego wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego, uwzględniające również parametry dynamiki procesu cięcia, wskazują na możliwość określenia momentu czasu, w którym podczas cięcia uzyskuje się wartość maksymalną głębokość cięcia H max w danych warunkach. Wniosek ten znajduje swe uzasadnienia w uzyskanych wynikach przedstawionych na rys. 5.2.7, rys. 5.2.8, rys. 5.2.9, rys. 5.2.10, rys. 5.2.11, rys. 5.2.12, rys. 5.2.13, rys. 5.2.14, wykazujących wzrost amplitudy przyśpieszeń głowicy tnącej w miejscu osiągnięcia krytycznej głębokości H max (wysokości). Wzrost amplitudy przyśpieszeń drgań występuje w tym miejscu toru przecinanego materiału i w tym momencie czasu, w którym pojawia się niedocięcie. Wykorzystanie transformaty Gabora w sposób przekonywujący uzasadnia nasuwający się wniosek i pozwala jednocześnie na ocenę częstotliwości drgań sygnału w tych charakterystycznych momentach czasu. Zakres tych charakterystycznych częstotliwości jest jednak zmienny z przedziałem zmienności od 5000 Hz do 40 000 Hz. Badania eksperymentalne służące analizie potencjału skrawnego prowadzono zgodnie z metodyką opisaną w rozdz. 4.1 na próbkach wykonanych ze stopu aluminium 2017 (PA6), stali S355J2H, mosiądzu MO58 oraz granitu, których wybrane właściwości fizykomechaniczne przedstawiono w tabeli 5.2.2. Tabela 5.2.2. Wybrane właściwości fizyko-mechaniczne aluminium 2017, stali S355J2H, mosiądzumo57 oraz granitu [47][69]. Aluminium Stal S355J2H Mosiądz Granit 2017 MO58 twardość 110 HB 220 HB 160 HB b.d. gęstość 2,79 g/cm 3 7,86 g/cm 3 8,5 g/cm 3 2,7 g/cm 3 liczba Poissona 0,33 0,3 0,3-0,4 0,18-0,32 moduł sprężystości E 72500 MPa 205 000 MPa 90 000 MPa 40 000 MPa moduł sprężystości poprzecznej G 27200 MPa 80 000 MPa 27 000 MPa b.d. Stosownie do przyjętej metodyki badań, w trakcie eksperymentu wyznaczano wartości H max na podstawie układów planu eksperymentu dla wszystkich czterech wymienionych materiałów. Wielkości zmiennych decyzyjnych odpowiadające poszczególnym układom planu eksperymentu oraz wyniki pomiarów maksymalnej głębokości cięcia H max, a także Strona 98
maksymalnej wydajności powierzchniowej cięcia Q p przedstawiono w tab. 5.2.3, tab. 5.2.4, tab. 5.2.5, tab. 5.2.6. Na zbiorze uzyskanych wyników pomiarów wielkości H max oraz Q p przeprowadzono analizę statystyczną, wyznaczono funkcje aproksymacyjne spełniające test adekwatności według załączonej procedury, z wykorzystaniem pakietu CADEX-ESDET [33]. Tabela 5.2.3. Wielkości rzeczywistych zmiennych decyzyjnych poszczególnych układów planu badań oraz wyniki pomiarów maksymalnej głębokości cięcia H max oraz maksymalnej wydajności powierzchniowej Q p przy cięciu stopu aluminium 2017. Wielkości zmiennych decyzyjnych Numer (parametry wejściowe) Wielkość wyjściowa układu Qp p MPa v f mm/min q g/min H max mm mm 2 /min 1 220,5 110,3 265,1 29,8 3286 2 220,5 110,3 514,9 50,3 5547 3 220,5 169,7 265,1 18,1 3072 4 220,5 169,7 514,9 26,0 4413 5 339,5 110,3 265,1 39,9 4400 6 339,5 110,3 514,9 57,3 6318 7 339,5 169,7 265,1 26,0 4413 8 339,5 169,7 514,9 36,3 6161 9 180,0 140,0 390,0 24,0 3360 10 380,0 140,0 390,0 46,1 6454 11 280,0 90,0 390,0 61,2 5508 12 280,0 190,0 390,0 25,9 4921 13 280,0 140,0 180,0 25,2 3528 14 280,0 140,0 600,0 39,8 5572 15 280,0 140,0 390,0 32,8 4592 16 280,0 140,0 390,0 34,6 4844 17 280,0 140,0 390,0 36,1 5054 18 280,0 140,0 390,0 33,3 4662 19 280,0 140,0 390,0 33,9 4746 20 280,0 75,0 390,0 34,4 4816 Strona 99
Tabela 5.2.4. Wielkości rzeczywistych zmiennych decyzyjnych poszczególnych układów planu badań oraz wyniki pomiarów maksymalnej głębokości cięcia H max oraz maksymalnej wydajności powierzchniowej Q p przy cięciu stali S355J2. Wielkości zmiennych decyzyjnych Numer (parametry wejściowe) Wielkość wyjściowa układu Qp p MPa v f mm/min q g/min H max mm mm 2 /min 1 220,5 48,2 265,1 31,08 1499 2 220,5 48,2 514,9 42,89 2069 3 220,5 101,8 265,1 19,05 1938 4 220,5 101,8 514,9 24,51 2494 5 339,5 48,2 265,1 44,13 2129 6 339,5 48,2 514,9 63,64 3070 7 339,5 101,8 265,1 27,36 2784 8 339,5 101,8 514,9 37,23 3788 9 180,0 75,0 390,0 19,69 1477 10 380,0 75,0 390,0 45,96 3447 11 280,0 30,0 390,0 71,34 2140 12 280,0 120,0 390,0 23,23 2788 13 280,0 75,0 180,0 24,58 1844 14 280,0 75,0 600,0 41,12 3084 15 280,0 75,0 390,0 33,33 2500 16 280,0 75,0 390,0 30,0 2250 17 280,0 75,0 390,0 33,1 2483 18 280,0 75,0 390,0 34,18 2564 19 280,0 75,0 390,0 32,98 2474 20 280,0 75,0 390,0 34,5 2588 Strona 100
Tabela 5.2.5. Wielkości rzeczywistych zmiennych decyzyjnych poszczególnych układów planu badań oraz wyniki pomiarów maksymalnej głębokości cięcia H max oraz maksymalnej wydajności powierzchniowej Q p przy cięciu mosiądzu MO58. Wielkości zmiennych decyzyjnych Numer (parametry wejściowe) Wielkość wyjściowa układu Qp p MPa v f mm/min q g/min H max mm mm 2 /min 1 220,5 80,3 265,1 28,6 2296 2 220,5 80,3 514,9 40,2 3227 3 220,5 139,7 265,1 17,4 2431 4 220,5 139,7 514,9 22,9 3200 5 339,5 80,3 265,1 42,4 3403 6 339,5 80,3 514,9 60,2 4832 7 339,5 139,7 265,1 25,7 3591 8 339,5 139,7 514,9 32,7 4569 9 180,0 110,0 390,0 23,6 2596 10 380,0 110,0 390,0 43,6 4796 11 280,0 60,0 390,0 62,3 3738 12 280,0 160,0 390,0 20,7 3312 13 280,0 110,0 180,0 20,8 2288 14 280,0 110,0 600,0 43 4730 15 280,0 110,0 390,0 39,4 4334 16 280,0 110,0 390,0 41,1 4521 17 280,0 110,0 390,0 38 4180 18 280,0 110,0 390,0 36,9 4059 19 280,0 110,0 390,0 39,7 4367 20 280,0 110,0 390,0 37,6 4136 Strona 101
Tabela 5.2.6. Wielkości rzeczywistych zmiennych decyzyjnych poszczególnych układów planu badań oraz wyniki pomiarów maksymalnej głębokości cięcia H max oraz maksymalnej wydajności powierzchniowej Q p przy cięciu granitu. Wielkości zmiennych decyzyjnych Numer (parametry wejściowe) Wielkość wyjściowa układu Qp p MPa v f mm/min q g/min H max mm mm 2 /min 1 220,5 50,3 265,1 54,97 2763 2 220,5 50,3 514,9 63,9 3212 3 220,5 109,7 265,1 23,34 2561 4 220,5 109,7 514,9 36,73 4030 5 339,5 50,3 265,1 79,42 3992 6 339,5 50,3 514,9 95,75 4813 7 339,5 109,7 265,1 37,3 4093 8 339,5 109,7 514,9 57,71 6333 9 180,0 80,0 390,0 30,46 2437 10 380,0 80,0 390,0 72,57 5806 11 280,0 30,0 390,0 97 2910 12 280,0 130,0 390,0 31,71 4122 13 280,0 80,0 180,0 36,92 2954 14 280,0 80,0 600,0 61,62 4930 15 280,0 80,0 390,0 51,06 4085 16 280,0 80,0 390,0 52,31 4185 17 280,0 80,0 390,0 51,71 4137 18 280,0 80,0 390,0 51,8 4144 19 280,0 80,0 390,0 52,62 4210 20 280,0 80,0 390,0 50,54 4043 Opracowanie statystyczne otrzymanych wyników badań przy cięciu aluminium 2017, jak również dla każdego z wymienionych materiałów, dokonano na podstawie 6 powtórzeń układu planu badań (układy od 15 do 20). Analizę statystyczną przeprowadzono przy pomocy programu CADEX:ESDET z wyznaczeniem następujących parametrów: Strona 102
wariancja układu S 2 (z) = 1,334 mm, stopnie swobody f1 = 5, średnia arytmetyczna zs = 34,18 mm, wartość minimalną z min = 32,80 mm, wartość maksymalną z max = 36,10 mm, rozstęp R = 3,3 mm, wariancja próbki s2 = 1,111 mm, odchylenie standardowe próbki s = 1,054 mm, wariancja skorygowana S2 = 1,33 mm 2, odchylenie standardowe skorygowane S = 1,155 mm, odchylenie standardowe średnich Ss = 0,4715 mm, odchylenie przeciętne d = 0,850 mm, momenty centralne M3 = 0,6274 mm 3, M4 = 2,967 mm 4, współczynnik skośności g1 = 0,535, współczynnik spłaszczenia g2 =-0,597. W kolejności dokonano aproksymacji danych za pomocą funkcji wykładniczej z wielomianem algebraicznym: 2 2 2 3 3 3 0 1 ˆ1 2 ˆ2 3 ˆ3 4 ˆ1 5 ˆ2 6 ˆ3 7 ˆ1 8 ˆ2 9 ˆ3 z e b b x b x b x b x b x b x b x b x b x (33) gdzie: x i=1,2,3 normowane wartości wielkości wejściowych, b i=0,1,,n normowane współczynniki funkcji aproksymującej, których wartości wynoszą odpowiednio: b 1 = 3,53; b 2 = 0,11; b 3 =-0,26; b 4 = 0,23; b 5 =-0,02; b 6 = 0,03; b 7 =-0,02; b 8 = 0,05; b 9 =-0,02; b 1 =0,0; Strona 103
b 11 = 0,03; b 12 =-0,0001; b 13 =-0,03. Kolejno wyznaczono błędy aproksymacji oraz sporządzono tabelę niedokładności aproksymacji wyników pomiarów (tabela 5.2.7) : - maksymalny : dz max = 1,96 mm, - przeciętny : d = 0,76 mm, - średniokwadratowy : M = 0,96 mm. Współczynnik korelacji wielowymiarowej R = 9,961E-001 Tabela 5.2.7 Niedokładność aproksymacji wyników pomiarów. Numer Średnia Wartość Błąd Względny błąd układu arytmetyczna funkcji w aproksymacji aproksymacji, w układzie, układzie, w układzie, % mm mm mm 1 29.80 30,82 1,02 3,423 2 39,90 39,92 0,02 0,038 3 18,10 18,11 0,01 0,038 4 26,00 26,89 0,89 3,423 5 50,30 50,32 0,02 0,038 6 57,30 59,26 1,96 3,423 7 26,00 26,89 0,89 3,423 8 36,30 36,31 0,01 0,038 9 24,00 23,43 0,57 2,378 10 46,10 45,00 1,10 2,378 11 61,20 59,74 1,45 2,378 12 25,90 25,28 0,62 2,378 13 25,20 24,60 0,90 2,378 14 39,80 38,85 0,95 2,378 15 32,80 34,21 1,41 4,312 16 34,60 34,21 0,39 1,115 17 36,10 34,21 1,89 5,224 18 39,90 34,21 3,14 0,927 19 34,40 34,21 1,86 0,540 20 33,30 34,21 9,14 2,746 Strona 104
Relacje normowania: X1 = 1,682E-002 * (x1-1,800e+002) - 1,682E+000 X2 = 3,364E-002 * (x2-9,000e+001) - 1,682E+000 X3 = 4,805E-001 * (x3-3,000e+000) - 1,682E+0 Weryfikacji adekwatności funkcji obiektu badań dokonano za pomocą testu F: Wariancja adekwatności..... S2(z)a = 1,959E+000 Wariancja niedokładności.... S2(z) = 1,334E+000 Iloraz F............ F = 1,4689 Stopnie swobody f1....... f1 = 5 Stopnie swobody f2....... f2 = 6 Wartość krytyczna F...... F(0,0500) = 5,0156 Funkcja aproksymująca wyniki pomiarów: ADEKWATNA Przeprowadzając analogiczną analizę uzyskanych wyników badań dla pozostałych materiałów (Appendix), wyznaczono odpowiednie funkcje korelacji (tabela 5.2.8) dla: 1. stopu aluminium 2017 (PA6), 2. stali S355J2H (załącznik nr 1), 3. mosiądzu MO58 (załącznik nr 2), 4. granitu (załącznik nr 3). Strona 105
Tabela 5.2.8. Funkcje korelacji określające zależności potencjału skrawnego wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego od posuwu v f, ciśnienia p oraz ilości dozowanego ścierniwa q dla badanych materiałów. Aluminium Q p (p,v f,q)= (exp[(1.4e-7*(p).^3-0.0001*(p).^2-2017 0.0002*(p.*q)+0.00002*(p.*v)+0.0360*p-0.0037*(q).^3+0.06486*(q).^2- (36) 0.0004*(q.*v)-0.1494*q-5.0251e-9*(v).^3+0.0001*(v).^2-0.0261*v+1.7406)]*v) Stal Q p (p,v f,q)= (exp(3.512+0.157*((0.0168*p)-4.706)-0.217*((0.0374*v)- S355J2H 2.804)+0.158*((0.4805*q)-3.1235)-0.038*((0.0168*p)- 4.706).^2+0.069*((0.0374*v)-2.804).^2-0.018*((0.4805*q)- (37) 3.1235).^2+0.034*((0.0168*p)-4.706).^3-0.041*((0.0374*v)-2.804).^3-0.0017*((0.4805*q)-3.1235).^3) *v) Mosiądz Q p (p,v f,q)= (exp(0.0000027*(p).^2-2.855e-8*(p).^3-0.000024*(p.*q)- MO58 0.0000036*(p.*v)+0.0091*p+0.0039*(q).^3-0.1007*(q).^2- (38) 0.00035*(q.*v)+0.907*q-0.0000012*(v).^3+0.00043*(v).^2-0.0563*v+1.7817)*v) Granit Q p (p,v f,q)= (exp(0.0000027*(p).^2-2.85e-8*(p).^3-0.000024*(p.*q)- 0.000003621*(p.*v)+0.0091*p+0.0039*(q).^3-0.100*(q).^2-0.00035*(q.*v)+0.907*q-0.0000012*(v).^3+0.00043*(v).^2-0.056*v+1.782)*v) (39) Na podstawie znalezionych funkcji aproksymacyjnych sporządzono wykresy ilustrujące podstawowe zależności pomiędzy czynnikami decyzyjnymi, a potencjałem skrawnym wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego (rys. 5.2.15, rys. 5.2.16, rys. 5.2.17, rys. 5.2.18, rys. 5.2.19, rys. 5.2.20, rys. 5.2.21, rys. 5.2.22, rys. 5.2.23, rys. 5.2.24, rys. 5.2.25, rys. 5.2.26, rys. 5.2.27, rys. 5.2.28, rys. 5.2.29, rys. 5.2.30, rys. 5.2.31, rys. 5.2.32, rys. 5.2.33, rys. 5.2.34). Strona 106
Rys. 5.2.15. Zależność maksymalnej wydajności powierzchniowej cięcia Q p od posuwu cięcia oraz wydatku ścierniwa przy ciśnieniu wody p = 350MPa, materiał aluminium 2017, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Rys. 5.2.16. Zależność maksymalnej wydajności powierzchniowej cięcia Q p od posuwu cięcia oraz ciśnienia przy wydatku ścierniwa q = 8 g/s, materiał aluminium 2017, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Strona 107
Rys. 5.2.17. Zależność maksymalnej wydajności powierzchniowej cięcia Q p od wydatku ścierniwa oraz ciśnienia przy posuwie v f = 150 mm/min, materiał aluminium 2017, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Rys. 5.2.18. Zależność maksymalnej wydajności powierzchniowej cięcia Q p od wydatku ścierniwa oraz ciśnienia przy posuwie: v f = 100 mm/min, v f = 150 mm/min, v f = 190 mm/min, materiał aluminium 2017, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Strona 108
Rys. 5.2.19. Zależność maksymalnej wydajności powierzchniowej cięcia Q p od posuwu cięcia oraz ciśnienia przy wydatku ścierniwa: q = 3 g/s, q = 6 g/s, q = 8 g/s materiał aluminium 2017, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Rys. 5.2.20. Zależność maksymalnej wydajności powierzchniowej cięcia Q p od posuwu cięcia oraz wydatku ścierniwa przy ciśnieniu wody p = 350MPa, materiał stal S355J2H, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Strona 109
Rys. 5.2.21. Zależność maksymalnej wydajności powierzchniowej cięcia Q p od posuwu cięcia oraz ciśnienia przy wydatku ścierniwa q = 9 g/s, materiał stal S355J2H, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Rys. 5.2.22. Zależność maksymalnej wydajności powierzchniowej cięcia Q p od wydatku ścierniwa oraz ciśnienia przy posuwie v f = 90 mm/min, materiał stal S355J2H, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Strona 110
Rys. 5.2.23. Zależność maksymalnej wydajności powierzchniowej cięcia Q p od wydatku ścierniwa oraz ciśnienia przy posuwie: v f = 30 mm/min, v f = 60 mm/min, v f = 120 mm/min, materiał stal S355J2H, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Rys. 5.2.24. Zależność maksymalnej wydajności powierzchniowej cięcia Q p od posuwu cięcia oraz ciśnienia przy wydatku ścierniwa: q = 3 g/s, q = 6 g/s, q = 9 g/s materiał stal S355J2H, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Strona 111
Rys. 5.2.25. Zależność maksymalnej wydajności powierzchniowej cięcia Q p od posuwu cięcia oraz wydatku ścierniwa przy ciśnieniu wody p = 350MPa, materiał mosiądz MO58, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Rys. 5.2.26. Zależność maksymalnej wydajności powierzchniowej cięcia Q p od posuwu cięcia oraz ciśnienia przy wydatku ścierniwa q = 9 g/s, materiał mosiądz MO58, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Strona 112
Rys. 5.2.27. Zależność maksymalnej wydajności powierzchniowej cięcia Q p od wydatku ścierniwa oraz ciśnienia przy posuwie v f = 90 mm/min, materiał mosiądz MO58, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Rys. 5.2.28. Zależność maksymalnej wydajności powierzchniowej cięcia Q p od wydatku ścierniwa oraz ciśnienia przy posuwie: v f = 60 mm/min, v f = 100 mm/min, v f = 160 mm/min, materiał mosiądz MO58, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Strona 113
Rys. 5.2.29. Zależność maksymalnej wydajności powierzchniowej cięcia Q p od posuwu cięcia oraz ciśnienia przy wydatku ścierniwa: q = 3 g/s, q = 6 g/s, q = 9 g/s materiał mosiądz MO58, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Rys. 5.2.30. Zależność maksymalnej wydajności powierzchniowej cięcia Q p od posuwu cięcia oraz wydatku ścierniwa przy ciśnieniu wody p = 350MPa, materiał granit, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Strona 114
Rys. 5.2.31. Zależność maksymalnej wydajności powierzchniowej cięcia Q p od posuwu cięcia oraz ciśnienia przy wydatku ścierniwa q = 9 g/s, materiał granit, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Rys. 5.2.32. Zależność maksymalnej wydajności powierzchniowej cięcia Q p od wydatku ścierniwa oraz ciśnienia przy posuwie v f = 90 mm/min, materiał granit, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Strona 115
Rys. 5.2.33. Zależność maksymalnej wydajności powierzchniowej cięcia Q p od wydatku ścierniwa oraz ciśnienia przy posuwie: v f = 30 mm/min, v f = 60 mm/min, v f = 120 mm/min, materiał granit, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Rys. 5.2.34. Zależność maksymalnej wydajności powierzchniowej cięcia Q p od posuwu cięcia oraz ciśnienia przy wydatku ścierniwa: q = 3 g/s, q = 6 g/s, q = 9 g/s materiał granit, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Strona 116
Analiza wyników z uwzględnieniem wszystkich badanych materiałów potwierdza, że parametry technologiczne takie jak ciśnienie i masowe natężenie strumienia ścierniwa przy ustalonych parametrach komory mieszania dla stałej średnicy dyszy wodnej i mieszającej są czynnikami kształtującymi warunki kreacji wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego, co w głównej mierze determinuje energetyczne odziaływanie strumienia na materiał. Wzrost masowego przepływu strumienia ścierniwa przy wysokich wartościach ciśnienia strumienia wody (rys. 5.2.15, rys. 5.2.17, rys. 5.2.20, rys. 5.2.22, rys. 5.2.25, rys. 5.2.27, rys. 5.2.30, rys. 5.2.32) w każdym badanym wariancie przecinanego materiału prowadził do uzyskania maksymalnej wydajności jako miary potencjału skrawnego. W badanym zakresie zmienności masowego natężenia przepływu strumienia ścierniwa od 3 g/s do 10 g/s, w przypadku przecinania stopu Al maksimum potencjału wysokociśnieniowego strumienia obserwuje się przy maksymalnym ciśnieniu 380 MPa oraz ścierniwie podawanym w ilości 9 g/s. W pozostałych przypadkach badanych materiałów maksimum potencjału skrawnego uzyskuje się przy maksymalnym ciśnieniu oraz maksymalnej ilości podawanego ścierniwa. Wyjaśnienie przyczyn takich różnic w niniejszej pracy nie było przedmiotem badań, można jednak założyć, że wynikają one z różnic właściwości mechanicznych, zwłaszcza takiego materiału jak stop Al, w relacji z właściwościami pozostałych materiałów (tabela 5.2.2). Przeprowadzone badania oraz uzyskane wyniki wskazują, że o ile ciśnienie strumienia wody oraz strumień ścierniwa, zgodnie z zależnościami fizycznymi (wz. 3) można uznać za czynniki kreujące wysokociśnieniową mieszaninę wodnościerną oraz jej energię kinetyczną, to wpływ posuwu na proces cięcia można powiązać z sposobem dystrybucji energii wzdłuż toru cięcia, co ma swe odzwierciedlenie w kształcie toru. Na podstawie uzyskanych wyników badań cięcia stopu Al (rys. 5.2.15, rys. 5.2.18) można stwierdzić, że wzrost posuwu cięcia powoduje wzrost potencjału skrawnego wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego w takich przypadkach, gdy ciśnienie strumienia wody osiąga wartość powyżej progu ok. 250 MPa, przy strumieniu dozowanego ścierniwa ok. 8 g/s. Podobną tendencję wzrostu potencjału skrawnego wraz ze wzrostem posuwu cięcia obserwuje się w przypadku przecinania stali (rys. 5.2.20, rys. 5.2.23) oraz przy cięciu granitu (rys. 5.2.30, rys. 5.2.33), jednakże w tym przypadku prawidłowość tą dla obu materiałów obserwuje się w całym przedziale zmienności ciśnienia strumienia wody. Odmienna tendencja zauważalna jest przy cięciu mosiądzu, przy którym wzrost posuwu Strona 117
cięcia prowadzi do zmniejszenia potencjału skrawnego wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego w badanych przedziałach zmienności ciśnienia oraz ilości podawanego ścierniwa. Jak wynika z przeprowadzonych badań wzrost posuwu cięcia w warunkach odpowiadających potencjałowi wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego prowadzi do wzrostu odchylenia strumienia S. Odpowiednio do wielkości tego odchylenia, zmianie ulega tor ruchu strumienia wodnościernego (rys. 5.2.4) określony przykładowymi funkcjami (wz. 30, wz. 31, wz. 32, wz. 33, wz. 34, wz. 35). Wzrost odchylenia S toru powoduje jego wydłużenie i zwiększa czas styku ziarna z materiałem, a siły masowe uzależnione od krzywizny tej części toru będą sprzyjać wzrostowi pracy tarcia ziaren. Z tego względu wzrost potencjału skrawnego wraz ze wzrostem posuwu przy cięciu takich materiałów jak stop Al oraz stal może być interpretowany jako wynik wzrostu pracy tarcia ziaren ściernych, poruszających się wzdłuż zakrzywionego toru. Różne właściwości mechaniczne tych materiałów powodują, że przy cięciu stopu Al wymagana jest odpowiednio wysoka energia aktywacji ziaren ściernych (ciśnienie powyżej 250 MPa) dla uzyskania efektu mikroskrawania ziaren. Poniżej tej wielkości ciśnienia można założyć, że energia kinetyczna ziaren jest zbyt mała do wywołania efektu mikroskrawania i materiał ulega w znacznym stopniu jedynie przeformowaniu plastycznemu (bruzdowanie). Powyżej energii aktywacji, ziarna ścierne strumienia wysokociśnieniowego przy cięciu stopów Al wykonują pracę mikroskrwania, na co wskazuje mniejsze odchylenie toru w porównaniu do cięcia stali (rys. 5.2.5). Zdecydowanie trudniejsza jest interpretacja zmian potencjału skrawnego wysokociśnieniowego strumienia w przypadku cięcia granitu. Granit z punktu widzenia obserwowanych tendencji wstępuje w jednej grupie ze stopem Al i stalą. Jednakże jest to zdecydowanie inny materiał pod względem budowy oraz twardości, która jest porównywalna z twardością ścierniwa stosowanego do cięcia. Niejednorodność strukturalna tego materiału, skłania ku poglądowi, że w mechanizmie dekohezji należy uwzględniać wpływ naporu wody w szczelinie i działanie rozklinowujące (efekt Rebindera), wspomagające działania ścierniwa zawartego w strumieniu, co jest możliwe przy odpowiednio dużych odchyleniach S toru cięcia. Natomiast przecinanie mosiądzu w warunkach odpowiadających potencjałowi skrawnemu strumienia wodnościernego wiąże się z przyjęciem relatywnie niewielkiego posuwu, co wskazuje na dominujący udział pracy mikroskrawania w dekohezji tego materiału, osiągane jest to przy relatywnie niewielkich odchylenia S toru cięcia. Strona 118
Dokonana analiza otrzymanych zależności potwierdza konkluzję ze wstępnej części badań, gdzie stwierdzono, że na potencjał skrawany dominujący wpływ posiadają warunki energetyczne wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego, kształtowane poprzez ilość dozowanego ścierniwa i ciśnienie wody. Natomiast posuw cięcia wpływa na deponowaną w materiale energię kinetyczną strumienia wodnościernego. Uwzględniając dwie podstawowe formy dyssypacji energii strumienia wodnościernego w szczelinie roboczej, tj. energię mikroskrawania ziaren oraz energię tarcia ziaren wzdłuż toru ruchu, wpływ posuwu cięcia przejawia się odpowiednim kształtowaniem udziału obydwu form energii w procesie dekohezji, zależnym od rodzaju przecinanego materiału. Strona 119
5.3. Badania zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego przy cięciu aluminium 5.3.1. Badania wskaźników zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego przy cięciu prostoliniowym aluminium Pod pojęciem zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego (rozdz. 2) rozumie się jego zdolność do rozdzielania materiału z określoną wydajnością powierzchniową przy zachowaniu założonych parametrów jakości technologicznej powierzchni cięcia. W badaniach zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego, w części dotyczącej cięcia prostoliniowego, jako parametr jakości cięcia wybrano chropowatość powierzchni określoną wielkością R a. W części badań zdolności skrawnej dotyczącej cięcia wzdłuż torów krzywoliniowych, jakość powierzchni cięcia określano wielkością chropowatości powierzchni R a oraz wielkością zukosowania Δ powierzchni cięcia (rys. 5.3.14). Ponieważ chropowatość powierzchni po przecinaniu wodnościernym cechuje się dużym rozrzutem chropowatości na przekroju przeciętego materiału, ocenę jakości powierzchni uzupełniono wskaźnikiem rozrzutu chropowatości. R a min R a max Rys. 5.3.1. Przykładowa zmiana chropowatości na powierzchni przy cięciu stali o grubości 40 mm w warunkach odpowiadających potencjałowi cięcia. Strona 120
Wskaźnik ten jest ilorazem chropowatości maksymalnej R a max w przekroju materiału do chropowatości minimalnej R a min (rys. 5.3.1). Zgodnie z tezą pracy, stałej wielkości odchylenia wysokociśnieniowego strumienia odpowiada stała zdolność skrawna w procesie cięcia, a stała zdolność skrawna niezależnie od parametrów technologicznych cięcia winna kształtować topografię powierzchni cięcia o takich samych wskaźnikach jakości. W celu wykazania prawdziwości tego postulatu wybrano cztery zestawy różnych parametrów technologicznych reprezentowanych przez warstwicę H max = 30 mm dla stopu Al 2017 oraz stali SJ235J2H na warstwicowym obrazie zależności H max od ciśnienia p, posuwu V f i ilości ścierniwa q (wz. 34). Następnie przeprowadzono cięcie obu materiałów z podanymi parametrami. Na uzyskanej powierzchni cięcia określono wielkość odchylenia wysokociśnieniowego strumienia oraz dokonano pomiarów chropowatości powierzchni w odległości 5 mm od krawędzi przedmiotu w strefie wejścia strumienia. Wskaźnik rozrzutu chropowatości W Ra, w tym przypadku nie został określony ze względu na wielkość chropowatości w strefie wyjścia strumienia pozostającą poza zakresem pomiarowym przyrządu. W badanych przypadkach parametry cięcia zostały wyznaczone jako graniczne, spełniające warunki potencjału skrawnego i tak dużej chropowatości w strefie wyjścia strumienia należało oczekiwać. W kolejności na podstawie danych pomiarowych odchylenia strumienia S oraz chropowatości powierzchni R a przeprowadzono testy hipotezy zerowej o równości średnich obu wielkości pomiarowych otrzymanych przy różnych zestawach parametrów technologicznych. Wspomniane zależności uzyskane na podstawie wyników badań potencjału skrawnego stopu Al, obejmującego wyznaczenie wielkości H max, zostały zaprezentowane w postaci mapy warstwicowej (rys. 5.3.2). Strona 121
Rys. 5.3.2. Mapa warstwicowa maksymalnej głębokości cięcia H max w zależności od posuwu cięcia oraz ciśnienia przy wydatku ścierniwa q = 5 g/s, materiał aluminium 2017, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Następnie wybrano cztery zestawy parametrów technologicznych (posuw, ciśnienie, wydatek ścierniwa), odpowiadające głębokości cięcia H max = 30 mm i dokonano cięcia próbek o grubości 30 mm z tak dobranymi parametrami (rys. 5.3.3). Strona 122
Parametry AP1: p = 210 MPa v f = 115 mm/min q = 5 g/s Parametry AP2: p = 260 MPa v f = 130 mm/min q = 5 g/s Parametry AP3: p = 300 MPa v f = 140 mm/min q = 5g/s Parametry AP4: p = 345 MPa v f = 160 mm/min q = 5g/s Rys. 5.3.3. Zestawienie parametrów cięcia otrzymanych na podstawie mapy warstwicowej wraz z obrazami topografii powierzchni przy cięciu próbek o grubości 30 mm wykonanych ze stopu aluminium 2017. Na otrzymanych próbkach dokonano pomiaru wielkości wskaźników zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego, jako pierwszy wskaźnik przyjęto odchylenie toru strumienia w przecinanym materiale S, natomiast jako drugi wskaźnik Strona 123
zdolności skrawnej wybrano parametr chropowatość powierzchni R a, mierzony 5 mm od wejścia wysokociśnieniowego strumienia w materiał. Wyniki pomiarów wybranych wskaźników zdolności skrawnej zestawiono w tab. 5.3.1 oraz tab. 5.3.2. Tabela 5.3.1. Parametry cięcia próbek o grubości 30 mm ze stopu aluminium 2017 oraz wyniki pomiarów odchylenia S wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego w materiale. Parametry cięcia Odchylenie strumienia S mm p = 210 MPa v f = 115 mm/min q = 5 g/s p = 260 MPa v f = 130 mm/min q = 5 g/s p = 300 MPa v f = 140 mm/min q = 5 g/s p = 345 MPa v f = 160 mm/min q = 5 g/s 4,65 mm 4,35 mm 4,77 mm 4,40 mm 5,00 mm 5,33 mm 4,30 mm 4,67 mm 5,13 mm 5,09 mm 4,40 mm 5,00 mm 4,68 mm 4,84 mm 4,56 mm 4,28 mm 5,14 mm 4,47 mm 4,89 mm 4,62 mm Tabela 5.3.2. Parametry cięcia próbek o grubości 30 mm ze stopu aluminium 2017 oraz wyniki pomiarów parametru chropowatości powierzchni Ra, mierzonych 5 mm od wejścia strumienia. Parametry cięcia Chropowatość powierzchni R a µm p = 210 MPa v f = 115mm/min q = 5 g/s p = 260 MPa v f = 130mm/min q = 5 g/s p = 300 MPa v f = 140mm/min q = 5 g/s p = 345 MPa v f = 160mm/min q = 5 g/s 8,140 5,613 5,660 5,111 6,953 6,887 5,382 6,586 8,223 6,991 7,296 6,743 8,508 5,855 5,645 6,490 6,805 4,662 8,037 6,550 7,318 9,292 5,599 6,444 8,948 7,051 4,897 5,443 6,004 6,658 5,899 6,230 6,260 7,796 8,675 5,937 9,582 7,378 4,664 6,373 5,327 4,707 5,287 7,862 5,537 8,637 7,053 7,034 Strona 124
6,282 6,331 5,379 5,344 7,667 6,613 4,787 5,376 6,596 7,718 8,110 7,216 5,355 6,981 6,788 6,801 Następnie przeprowadzono testy istotności różnic pomiędzy wartościami średnich odchyleń strumienia S oraz wartościami średniej chropowatości powierzchni R a za pomocą modułu analizy wariancji programu STATISTICA 10. Uwzględniając założenia analizy wariancji przeprowadzono test normalność rozkładów badanych wielkości (rys 5.3.4, rys. 5.3.7) oraz dokonano testu jednorodności wariancji badanych wielkości (rys. 5.3.5, rys. 5.3.8). Rys. 5.3.4. Histogramy wyników pomiaru odchylenia S wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego po cięciu aluminium wraz z wynikami testu normalności Shapiro-Wilka. Strona 125
Rys. 5.3.5. Wyniki testów jednorodności wariancji wyników pomiarów odchylenia S wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego po cięciu aluminium. Rys. 5.3.6. Wyniki testu istotności różnic pomiędzy wynikami pomiarów odchylenia S wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego uzyskanych podczas przecinania aluminium 2017 z dobranymi zestawami parametrów technologicznych. Strona 126
Rys. 5.3.7. Histogramy wyników pomiaru parametru chropowatości powierzchni R a po cięciu aluminium wraz z wynikami testu normalności Shapiro-Wilka. Rys. 5.3.8. Wyniki testów jednorodności wariancji wyników pomiarów parametru chropowatości powierzchni R a. Strona 127
Rys. 5.3.9. Wyniki testu istotności różnic pomiędzy wartościami średniej chropowatości powierzchni R a uzyskanej podczas przecinania aluminium 2017 z dobranymi zestawami parametrów technologicznych. Z przeprowadzonej analizy statystycznej wynika, że dla przyjętego poziomu istotności α=0,05 wyniki pomiarów odchylenia S wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego oraz wyniki pomiarów średniej chropowatości powierzchni R a, uzyskane podczas przecinania aluminium 2017, mają rozkłady normalne (rys. 5.3.4, rys. 5.3.7). Test Hartleya F-maks potwierdził także jednorodność wariancji tych pomiarów (rys. 5.3.5, rys. 5.3.8). Natomiast test istotności różnic pomiędzy średnimi wartościami odchylenia S strumienia wysokociśnieniowego oraz średnimi wartościami chropowatości powierzchni R a wskazuje nieistotność różnic pomiędzy poszczególnymi średnimi wartościami badanych wskaźników zdolności skrawnej. Na podstawie przeprowadzonej analizy statystycznej należy przyjąć z 95% prawdopodobieństwem, że warstwice odpowiadające głębokościom cięcia (wartościom H max ) na mapie (rys. 5.3.2) są zarazem liniami stałej zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego. Wraz z badaniami odchylenia S wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego oraz chropowatością R a powierzchni cięcia przy czterech wybranych układach parametrów (parametry AP1, parametry AP2, parametry AP3, parametry AP4), prowadzono rejestrację sygnału drgań głowicy tnącej. Wyniki pomiarów amplitudy drgań w dziedzinie czasu oraz analizę amplitudowo-częstotliwościowo-czasową (transformata Gabora) przedstawiono na rys. 5.3.10, rys. 5.3.11, rys. 5.3.12, rys. 5.3.13. Uzyskane wyniki, a szczególnie analiza Strona 128
amplitudowo-częstotliwościowo-czasowa wskazuje na brak różnic w obrazie zachowań dynamicznych procesu cięcia, co może być potraktowane jako potwierdzenie niezmienności zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia. Cechą charakterystyczną procesu cięcia w przyjętych warunkach jest stałe pasmo częstotliwości drgań w zakresie 25-30 khz, z przeciętną amplitudą przyśpieszeń ok. 60 m/s 2. Jeżeli odnieść uzyskane wyniki na tym etapie badań do podobnych, uzyskanych w badaniach potencjału skrawnego (rys. 5.2.8), gdzie zdolność skrawna wysokociśnieniowego strumienia jest zmienna (cięcia klina), nasuwa się wniosek, że w obu przypadkach zachowanie dynamiczne procesu cięcia jest podobne. Jednak w momencie osiągania potencjału skrawnego (niedocięcia), amplituda przyśpieszeń drgań głowicy wzrasta do wartości ok. 200 m/s 2, co dowodzi dużej informatywności sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań w ocenie potencjału skrawnego. Natomiast wyniki badań dynamicznych cech procesu cięcia w odniesieniu do zdolności skrawanej wysokociśnieniowego strumienia wykazują brak związku przyczynowego pomiędzy zdolnością skrawną, a dynamicznym zachowaniem się procesu cięcia. Jak to uprzednio wykazano amplituda przyśpieszeń drgań głowicy oraz przedział częstotliwości drgań przy cięciu aluminium pozostaje stały niezależnie od zmieniającej się zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia. Rys. 5.3.10. Zależność sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej od czasu wraz z widmem czasowo-częstotliwościowym w zakresie częstotliwości 0-50 khz, ciśnienie wody p = 210 MPa, posuw v f = 115 mm/s, wydatek ścierniwa q = 5 g/s, materiał aluminium 2017 (parametry AP1). Strona 129
Rys. 5.3.11. Zależność sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej od czasu wraz z widmem czasowo-częstotliwościowym w zakresie częstotliwości 0-50 khz, ciśnienie wody p = 260 MPa, posuw v f = 130 mm/s, wydatek ścierniwa q = 5 g/s, materiał aluminium 2017 (parametry AP2). Rys. 5.3.12. Zależność sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej od czasu wraz z widmem czasowo-częstotliwościowym w zakresie częstotliwości 0-50 khz, ciśnienie wody p = 300 MPa, posuw v f = 140 mm/s, wydatek ścierniwa q = 5 g/s, materiał aluminium 2017 (parametry AP3). Strona 130
Rys. 5.3.13. Zależność sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej od czasu wraz z widmem czasowo-częstotliwościowym w zakresie częstotliwości 0-50 khz, ciśnienie wody p = 345 MPa, posuw v f = 160 mm/s, wydatek ścierniwa q = 5 g/s, materiał aluminium 2017 (parametry AP4). Strona 131
5.3.2. Badania wskaźników zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego przy cięciu krzywoliniowym aluminium Badania zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego przy cięciu przedmiotów o złożonych zarysach, charakteryzujących się torami cięcia o różnych krzywiznach, mają na celu określenie zakresu zmienności otrzymywanych wskaźników jakości powierzchni cięcia oraz ich związku ze zdolnością skrawną wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego. Odchylenie S wysokociśnieniowego strumienia, które przy cięciu prostoliniowym nie ma wpływu na kształt przedmiotu, dla przedmiotów o zarysie krzywoliniowym będzie jednym z istotnych parametrów kształtujących jego dokładność. Wobec tego jako miary jakości technologicznej obrabianych przedmiotów o złożonych kształtach wybrano, tak jak uprzednio chropowatość powierzchni R a, określaną 5 mm poniżej krawędzi przedmiotu w strefie wejścia strumienia, wskaźnik rozrzutu W Ra oraz pochylenie ściany bocznej przedmiotu ze znakiem dodatnim lub ujemnym (rys. 5.3.14). Rys. 5.3.14. Przykładowa szczelina cięcia o zbieżności dodatniej i ujemnej. Wszystkie pomiary wg planu badań dotyczyły przedmiotu o dwu różnych promieniach R 15 oraz R 20 (rys. 4.2.3 rodz. 4.2.2). Odchylenie S wysokociśnieniowego strumienia podczas cięcia wzdłuż torów zakrzywionych powoduje, że wymiary konturu przedmiotu przy wejściu strumienia różnią się od konturu przedmiotu w strefie wyjścia. Miarą dokładności wykonania elementu jest różnica tych wartości określona wielkością Δ. Badania wybranych wskaźników zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego przy cięciu krzywoliniowym przeprowadzono zgodnie z metodyką opisaną w rozdz. 4.2.2. W zastosowanym planie eksperymentu PS/DS. P:L przyjęto następujące zakresy zmiennych decyzyjnych: - ciśnienie p: Strona 132
180 MPa x 380 MPa - posuw cięcia v f : - wydatek ścierniwa q: 5 mm min x 300 mm min 3 g s x 10 g s Wielkości zmiennych decyzyjnych odpowiadające poszczególnym układom planu eksperymentu oraz wyniki pomiarów różnicy promieni średniej chropowatości powierzchni R a oraz wskaźnika rozrzutu chropowatości W Ra przedstawiono w tab. 5.3.3. Tabela 5.3.3. Wielkości rzeczywistych zmiennych decyzyjnych poszczególnych układów badań oraz wyniki pomiarów przy cięciu stopu aluminium 2017. Numer układu Wielkości zmiennych decyzyjnych Wielkość wyjściowa (parametry wejściowe) p MPa v f mm/min q g/min R a W Ra 1 220,5 64,8 265,1 0,05 0,030 5,31 1,25 2 339,5 64,8 265,1-0,040-0,075 5,45 1,60 3 220,5 240,2 265,1 0,550 0,515 6,59 1,82 4 339,5 240,2 265,1 0,130 0,120 7,975 2,67 5 220,5 64,8 514,9 0,007 0,020 5,03 1,14 6 339,5 64,8 514,9-0,032-0,060 3,945 1,09 7 220,5 240,2 514,9 0,265 0,240 5,87 1,26 8 339,5 240,2 514,9 0,189 0,130 5,8 1,44 9 180,0 152,5 390,0 0,255 0,235 5,215 1,10 10 380,0 152,5 390,0 0,050 0,032 5,635 1,31 11 280,0 5,0 390,0-0,228-0,233 4,845 1,29 12 280,0 300,0 390,0 0,280 0,198 7,655 1,92 13 280,0 152,5 180,0 0,438 0,418 6,535 1,62 14 280,0 152,5 600,0 0,115 0,132 4,87 1,05 15 280,0 152,5 390,0 0,174 0,184 6,855 0,91 16 280,0 152,5 390,0 0,161 0,115 5,59 0,98 Strona 133
17 280,0 152,5 390,0 0,136 0,176 6,275 1,69 18 280,0 152,5 390,0 0,140 0,116 5,34 1,41 19 280,0 152,5 390,0 0,120 0,123 6,93 1,72 20 280,0 152,5 390,0 0,135 0,123 6,76 1,75 Do opracowania wyników w postaci różnic konturu dla promieni (R = 15 mm) oraz (R = 20 mm) przedmiotu średniej chropowatości powierzchni oraz wskaźnika rozrzutu chropowatości W Ra powierzchni przy cięciu aluminium, zastosowano podobnie jak w przypadku badań potencjału skrawnego wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego, program komputerowy CADEX-ESDET. Przy pomocy tego pakietu przeprowadzono analizę statystyczną, określono współczynniki korelacji funkcji aproksymującej oraz przetestowano ich istotność. Analizę statystyczną przeprowadzono na podstawie 6 powtórzeń układów planu badań (układy od 15 do 20), w wyniku której dla planu badań różnic promieni otrzymano następujące parametry: wariancja układu S2(z) = 0,00038 mm, stopnie swobody f1 = 5, średnia arytmetyczna z s = 0,14 mm, wartość minimalna z min = 0,12, wartość maksymalna z max = 0,17, rozstęp R = 0,054, wariancja próbki s2 = 0,00032 mm, odchylenie standardowe próbki s = 0,0179 mm, wariancja skorygowana S2 = 0,000385 mm, odchylenie standardowe skorygowane S = 0,0196 mm, odchylenie standardowe średnich Ss = 0,008 mm, odchylenie przeciętne d = 0,154 mm, momenty centralne M3 = 0,0000023 mm 3, M4 = 0,0000002 mm 4, współczynnik skośności g1 = 0,43, współczynnik spłaszczenia g2 = -1,03. W kolejności dokonano aproksymacji danych za pomocą funkcji wielomianowej: Strona 134
(40) gdzie: x i=1,2,3 normowane wartości wielkości wejściowych, b i=0,1,,n normowane współczynniki funkcji aproksymującej, których wartości wynoszą odpowiednio: b 1 = 1,44E-001; b 2 =-9,97E-002; b 3 = 1,27E-001; b 4 = 1,42E-002; b 5 =-3,85E-003; b 6 =-3,80E-002; b 7 = 4,15E-002; b 8 =-4,18E-002; b 9 =-3,17E-002; b 10 = 4,67E-002; b 11 = 1,37E-002; b 12 = 4,45E-002; b 13 = 8,35E-003; b 14 =-3,89E-002; b 15 = 2,38E-003. Kolejno wyznaczono błędy aproksymacji oraz sporządzono tabelę niedokładności aproksymacji wyników pomiarów: - maksymalny : dzmax = 0,029 mm, - przeciętny : d = 0,0046 mm, - średniokwadratowy : M = 0,0098 mm. Współczynnik korelacji wielowymiarowej R = 9,982E-001. Strona 135
Tabela 5.3.4 Niedokładność aproksymacji wyników pomiarów. Numer układu Średnia arytmetyczna w układzie, mm Wartość funkcji w układzie, mm Błąd aproksymacji w układzie, mm Względny błąd aproksymacji, % 1 0,050 0,050 0 0 2-0,040-0,040 0 0 3 0,550 0,550 0 0 4 0,130 0,130 0 0 5 0,070 0,070 0 0 6-0,030-0,030 0 0 7 0,265 0,265 0 0 8 0,189 0,189 0 0 9 0,255 0,255 0 0 10 0,050 0,050 0 0 11-0,228-0,228 0 0 12 0,280 0,280 0 0 13 0,440 0,440 0 0 14 0,120 0,120 0 0 15 0,174 0,143 0,0029 17,05 16 0,160 0,143 0,0167 10,35 17 0,140 0,143 0,0083 6,13 18 0,140 0,143 0,0043 3,10 19 0,120 0,143 0,0243 20,28 20 0,135 0,143 0,0093 6,91 Relacje normowania : X1 = 1,682E-002 * (x1-1,800e+002) - 1,682E+000 X2 = 1,140E-002 * (x2-5,000e+000) - 1,682E+000 X3 = 4,805E-001 * (x3-3,000e+000) - 1,682E+000 Weryfikacji adekwatności funkcji obiektu badań dokonano za pomocą testu F: Wariancja adekwatności..... S2(z)a = 3,468E-031 Wariancja niedokładności.... S2(z) = 3,851E-004 Iloraz F............ F = 0,0000 Stopnie swobody f1....... f1 = 5 Strona 136
Stopnie swobody f2....... f2 = 4 Wartość krytyczna F...... F(0,0500) = 5,05 Funkcja aproksymująca wyniki pomiarów : ADEKWATNA Przeprowadzając analogiczną analizę uzyskanych wyników badań dla pozostałych wielkości mierzonych (Appendix), wyznaczono odpowiednie funkcje korelacji (tabela 5.3.5). Tabela 5.3.5. Funkcje korelacji określające zależności różnic dla promieni, chropowatości powierzchni Ra oraz wskaźnika rozrzutu chropowatości powierzchni W Ra od posuwu v f, ciśnienia p oraz ilości dozowanego ścierniwa q dla stopu aluminium 2017. p, v, q 15 f 1.9e 10 p 1.5e 7 p 0.29e 3 p q 0.33e 4 p v 0.39e 3 p 0.004 q 0.13e 2 q v 0.57 q 1.24e 8 v 4 3 3 0.34e 4 p 0.11e 4 v 2 2 0.41e 5 p q v 3 0.095 q 0.015 v 0.47 2 (41) (załącznik nr 4) 20 p f, v, q 6.47 e 10 p 6.57 e 7 p 0.14e 3 p q 0.27 e 4 p v 0.037 p 0.0031 q 0.001 q v 0.48 q 6.58e 9 v 4 3 3 0.42e 5 v 0.24 e 3 p 2 3 2 0.29e 5 p q v 0.073 q 0.012 v 2.74 2 (42) R a (załącznik nr 5) W Ra (załącznik nr 6) R a _ sred exp (0.01073* p - 0.0000189 * p^2-0.01223* q^2-0.3022 * q - - 0.0000018 * v^2 0.002259 * v 2.437386) W Ra exp(0.0166* p - 0.000027* p^2-0.0157* q^2 0.12723* q -1.131e- - 7* v^2 0.001245* v - 2.517057) (43) (44) Na podstawie wyznaczonych funkcji aproksymacyjnych sporządzono wykresy ilustrujące podstawowe zależności pomiędzy czynnikami decyzyjnymi, a różnicą wielkości odpowiednich promieni, chropowatością powierzchni R a oraz wskaźnikiem rozrzutu chropowatości W Ra (rys. 5.3.15, rys. 5.3.16, rys. 5.3.19, rys. 5.3.20). Strona 137
Rys. 5.3.15. Zależność różnicy promieni R15 dla wycinanego konturu kołowego od posuwu cięcia oraz wydatku ścierniwa przy ciśnieniu wody p=350mpa, materiał aluminium 2017, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Rys. 5.3.16. Zależność różnicy promieni R20 dla wycinanego konturu kołowego od posuwu cięcia oraz wydatku ścierniwa przy ciśnieniu wody p = 350MPa, materiał aluminium 2017, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Uzyskane wyniki wskazują (rys. 5.3.15, rys. 5.3.16), że powyżej prędkości posuwu v f > 150 mm/min, przy ciśnieniu P = 350 MPa i w całym zakresie zmienności dozowania ścierniwa, średnica kołowego fragmentu przedmiotu u jego podstawy jest większa od średnicy przedmiotu w części górnej (przy wejściu strumienia) i różnica ta jest rzędu Strona 138
dziesiątych milimetra. W takich przypadkach można wnioskować, że podczas przecinania stopu aluminium 2017 w zadanych warunkach, zwłaszcza przy wyższych prędkościach cięcia, tworzy się klasyczna szczelina cięcia o zbieżności dodatniej. Jednakże analiza pełnego zakresu zmienności czynników badanych wskazuje, że w warunkach małej zdolności skrawnej strumienia, związanej z małym posuwem, dużą ilością dozowanego ścierniwa przy wysokim ciśnieniu, może tworzyć się szczelina cięcia o zbieżności ujemnej. Potwierdzenie tego rodzaju zależności znajduje się także w wynikach badań nieprostopadłości bocznych powierzchni wykonanego przedmiotu do podstawy, co przedstawiono na rys. 5.3.17 i rys. 5.3.18. Próbka A11 NR 11-1 -0,5 0 0,5 0 Próbka A12 NR 12-0,5 0 0,5 0-2 -2-4 -4-6 -6-8 -8-10 -10 A-A B-B C-C D-D A-A B-B C-C D-D -12-12 Rys. 5.3.17. Błędy kształtu powierzchni bocznej wybranych próbek w oznaczonych strefach A, B, C, D dla próbek badawczych: próbka A11: ciśnienie wody p = 280 MPa, ilość dozowanego ścierniwa q = 6,5 g/s, posuw v f = 5 mm/min, próbka A12 ciśnienie wody p = 280 MPa, ilość dozowanego ścierniwa q= 4,42 g/s, posuw v f = 300 mm/min, materiał aluminium 2017, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1 mm. Strona 139
Próbka A13 NR 13-0,5 0 0,5 1 0 Próbka A2 NR 2-1 -0,5 0 0,5 0-2 -2-4 -4-6 -6-8 -8-10 -10 A-A B-B C-C D-D A-A B-B C-C D-D -12-12 Rys. 5.3.18. Błędy kształtu powierzchni bocznej wybranych próbek w oznaczonych strefach A,B,C,D dla próbek badawczych: próbka A13: ciśnienie wody p = 280 MPa, ilość dozowanego ścierniwa q = 3 g/s, posuw v f = 152,5 mm/min, próbka A2: ciśnienie wody p = 339,5 MPa, ilość dozowanego ścierniwa q = 4,42 g/s, posuw v f = 64 mm/min, materiał aluminium 2017, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Na podstawie uzyskanych wyników można wykazać, że niedokładność przedmiotu o złożonym kształcie, określona nieprostopadłością powierzchni bocznej uzależniona jest nie tylko od samej krzywizny obrabianego profilu, a także od rodzaju odcinków przejściowych pomiędzy różnymi krzywiznami. Przeprowadzone badania wskazują na możliwość powstawania szczeliny o zbieżności dodatniej, bądź ujemnej, co uzależnione jest od zdolności skrawnej strumienia i posiada znaczący wpływ na błędy obrabianego przedmiotu. Przy odpowiednim doborze parametrów przecinania możliwe jest uzyskanie szczeliny cięcia o ścianach równoległych, co skutkuje najbardziej dokładną obróbką elementu wykonanego ze stopu aluminium 2017 (rys. 5.3.18, próbka A2). Strona 140
Rys. 5.3.19. Zależność średniej chropowatości powierzchni od posuwu cięcia oraz wydatku ścierniwa przy ciśnieniu wody p= 350MPa, materiał aluminium 2017, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Rys. 5.3.20. Zależność wskaźnika rozrzutu chropowatości powierzchni od posuwu cięcia oraz ilości dozowanego ścierniwa przy ciśnieniu wody p = 350MPa, materiał aluminium 2017, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Strona 141
Badania chropowatości powierzchni elementów krzywoliniowych przeprowadzone zostały na prostoliniowym fragmencie konturu przedmiotu, a odpowiednie funkcje regresji odnoszące się do badanych wielkości R a oraz W Ra podano w tabeli 5.3.4, wz. 41, wz.42. Na podstawie uzyskanych wyników (rys. 5.3.19 oraz rys. 5.3.20) można wnioskować, że dobrane w badaniach parametry cięcia wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym, umożliwiają obróbkę przedmiotu ze stosunkowo niskim wskaźnikiem zmienności chropowatości powierzchni nieprzekraczającym 1,8. Najniższą średnią chropowatość obrobionej powierzchni uzyskuje się przy relatywnie dużym zakresie zmienności posuwu cięcia od 10 do 300 mm/min, przy maksymalizacji ilości dozowanego ścierniwa. Jednak wskaźnik rozrzutu chropowatości rośnie wraz ze wzrostem prędkości cięcia osiągając blisko dwukrotnie większą wartość przy prędkości 300mm/min. Ze względu na znaczenie, jakie przypisuje się jakości technologicznej w procesie obróbki elementów maszyn, niezależnie od aproksymacji funkcją wykładniczą z wykładnikiem w postaci wielomianowej, dla badanych wielkości R aśr oraz W Ra została przeprowadzona aproksymacja przy pomocy sztucznej sieci neuronowej w środowisku MATLAB. Dobrana sieć (rys. 4.2.4) jest siecią dwuwarstwową z 10 neuronami, jedną warstwą ukrytą oraz wsteczną propagacją błędów. Sieć była uczona pod nadzorem na specjalnym zbiorze uczącym, reprezentującym parametry cięcia oraz odpowiednio wyniki pomiarów wielkości chropowatości R a oraz wskaźnika rozrzutu W Ra. Tego rodzaju forma aproksymacji wyników badań, stwarza możliwość nie tylko oceny jakości aproksymacji uzyskanej uprzednio za pomocą przyjętej postaci funkcji regresji (wz. 41, wz. 42), ale umożliwia również wszechstronne wykorzystanie sieciowej aproksymacji danych eksperymentalnych w praktyce. Porównanie otrzymanych zależności dla badanych wielkości R a oraz W Ra od ciśnienia wody p, posuwu v f oraz masowego natężenia podawanego ścierniwa q (rys. 5.3.19 i rys. 5.3.21 oraz rys 5.3.20 i rys. 5.3.22) wskazuje na ogólną zgodność obu form aproksymacji. Pewne niewielkie rozbieżności należy tłumaczyć niezbyt licznym zbiorem uczącym, który w przypadku sieci neuronowych może być zawsze uzupełniony nowymi danymi eksperymentalnymi. Zaletą aproksymacji sieciowej jest możliwość wykorzystania przyjętego schematu sieci w aplikacji komputerowej, umożliwiającej dobór parametrów obróbki stosownie do wymaganej chropowatości powierzchni przedmiotu. Strona 142
Rys. 5.3.21. Zależność średniej chropowatości powierzchni od posuwu cięcia oraz wydatku ścierniwa przy ciśnieniu wody p = 350MPa, materiał aluminium 2017, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm uzyskana za pomocą sztucznej sieci neuronowej. Rys. 5.3.22. Zależność wskaźnika rozrzutu chropowatości powierzchni od posuwu cięcia oraz ilości dozowanego ścierniwa przy ciśnieniu wody p= 350MPa, materiał aluminium 2017, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm uzyskana za pomocą sztucznej sieci neuronowej. Odpowiednie przebiegi sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej przy założonych warunkach cięcia (rys. 5.3.17, rys. 5.3.18) wraz z analizą czasowo częstotliwościową przedstawiono na rys. 5.3.23, rys. 5.3.24, rys, 5.3.25 i rys. 5.3.26. Strona 143
Rys. 5.3.23. Zależność sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej od czasu wraz z widmem czasowo-częstotliwościowym w zakresie częstotliwości 0-50 khz podczas cięcia aluminium 2017, próbka A11: ciśnienie wody p = 280MPa, ilość dozowanego ścierniwa q = 6,5 g/s, posuw v f = 5 mm/min. Rys. 5.3.24. Zależność sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej od czasu wraz z widmem czasowo-częstotliwościowym w zakresie częstotliwości 0-50 khz podczas cięcia aluminium 2017, próbka A12: ciśnienie wody p = 280MPa, ilość dozowanego ścierniwa q = 4,42 g/s, posuw v f = 300 mm/min. Strona 144
Rys. 5.3.25. Zależność sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej od czasu wraz z widmem czasowo-częstotliwościowym w zakresie częstotliwości 0-50 khz podczas cięcia aluminium 2017, próbka A13: ciśnienie wody p = 280 MPa, ilość dozowanego ścierniwa q = 3 g/s, posuw v f = 152,5 mm/min. Rys. 5.3.26. Zależność sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej od czasu wraz z widmem czasowo-częstotliwościowym w zakresie częstotliwości 0-50 khz podczas cięcia aluminium 2017, próbka A2: ciśnienie wody p = 339,5 MPa, ilość dozowanego ścierniwa q = 4,42 g/s, posuw v f = 64 mm/min. Strona 145
Na tej podstawie można przyjąć, że pomimo różnej w każdym z czterech przypadków cięcia zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego, zarówno zakres zmian częstotliwości drgań jak również amplitudy drgań pozostaje na podobnym poziomie. Częstotliwość drgań głowicy tnącej w podanych warunkach obejmuje zakres 25-30 khz przy amplitudzie przyśpieszeń drgań ok 60 m/s 2. Są to zatem wyniki pokrywające się z zakresem zmienności dynamicznych parametrów procesu, które zostały ustalone w badaniach poprzednich. Potwierdzony został zatem wniosek, że z punktu widzenia oceny zmienności zdolności skrawnej w procesie cięcia wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym wspomniane parametry dynamiki procesu są nieprzydatne. Strona 146
5.4. Badania zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego przy cięciu stali 5.4.1. Badania wskaźników zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego przy cięciu prostoliniowym stali W odniesieniu do badań eksperymentalnych zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego, zastosowano podobne procedury badawcze jak w punkcie dotyczącym cięcia stopu aluminium (rodz. 5.3). Na rys. 5.4.1 zaprezentowano mapę warstwicową obrazującą zależności uzyskane na podstawie wyników badań potencjału skrawnego stali S355J2H, obejmującego wyznaczenie wielkości maksymalnej głębokości cięcia H max. Rys. 5.4.1. Mapa warstwicowa maksymalnej głębokości cięcia H max w zależności od posuwu cięcia oraz ciśnienia przy wydatku ścierniwa q = 5 g/s, materiał stal S355J2H, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Kolejno wybrano cztery zestawy parametrów technologicznych (posuw, ciśnienie, wydatek ścierniwa), odpowiadające głębokości cięcia H max = 30 mm i dokonano cięcia próbek o grubości 30 mm z tak dobranymi parametrami (rys. 5.4.2). Strona 147
Parametry SP1: p = 220 MPa v f = 53 mm/min q = 5g/s Parametry SP2: p = 260 MPa v f = 67 mm/min q = 5g/s Parametry SP3: p = 300 MPa v f = 80 mm/min q = 5g/s Parametry SP4: p = 360 MPa v f = 105 mm/min q = 5g/s Rys. 5.4.2. Zestawienie parametrów cięcia otrzymanych na podstawie mapy warstwicowej wraz z obrazami topografii powierzchni przy cięciu próbek o grubości 30 mm wykonanych ze stali S355J2H. Na otrzymanych próbkach, podobnie jak w przypadku badań dotyczących aluminium, dokonano pomiaru wielkości wskaźników zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego, takich jak: odchylenie toru strumienia w przecinanym materiale S oraz parametr chropowatość powierzchni Ra, mierzony 5 mm od wejścia wysokociśnieniowego strumienia w materiał. Wyniki pomiarów wybranych wskaźników zdolności skrawnej zestawiono w tab. 5.4.1 oraz tab. 5.4.2. W porównaniu z wynikami Strona 148
pomiarów odchylenia strumienia S po cięciu aluminium, gdzie średnia wartość odchylenia wyniosła 4,7 mm, w przypadku cięcia stali S355J2H nastąpił jej wzrost do wartości 6,0 mm. Tabela 5.4.1. Parametry cięcia próbek o grubości 30 mm ze stali S355J2H oraz wyniki pomiarów odchylenia S wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego w materiale. Parametry cięcia p = 220 MPa v f = 53 mm/min q = 5 g/s p = 260 MPa v f = 67 mm/min q = 5 g/s p = 300 MPa v f = 80 mm/min q = 5 g/s p = 360 MPa v f = 105 mm/min q = 5 g/s Odchylenie strumienia S mm 6,1 mm 6,7 mm 5,2 mm 6,4 mm 6,2 mm 6,2 mm 5,3 mm 5,9 mm 6,0 mm 6,3 mm 6,0 mm 5,8 mm 6,2 mm 7,0 mm 6,6 mm 5,3 mm 5,9 mm 6,1 mm 6,2 mm 5,6 mm 6,3 mm 6,1 mm 6,9 mm 6,2 mm 5,6 mm - - 6,0 mm Tabela 5.4.2. Parametry cięcia próbek o grubości 30 mm ze stali S355J2H oraz wyniki pomiarów parametru chropowatości powierzchni Ra, mierzonych 5 mm od wejścia strumienia. Parametry cięcia p = 220 MPa v f = 53 mm/min q = 5 g/s p = 260 MPa v f = 67 mm/min q = 5 g/s p = 300 MPa v f = 80 mm/min q = 5 g/s p = 360 MPa v f = 105 mm/min q = 5 g/s Chropowatość powierzchni R a µm 4,851 6,322 4,087 5,198 4,877 6,344 5,378 4,342 3,686 4,909 6,865 5,516 5,720 5,049 4,896 7,081 3,692 4,498 7,263 4,149 6,181 5,004 6,705 7,034 5,164 4,605 4,133 4,677 4,261 5,806 4,127 4,867 4,349 3,962 4,917 3,720 3,950 5,296 6,037 4,605 Strona 149
Następnie przeprowadzono testy istotności różnic pomiędzy wartościami średnich odchyleń strumienia S oraz wartościami średniej chropowatości powierzchni Ra za pomocą modułu analizy wariancji programu STATISTICA 10. Uwzględniając założenia analizy wariancji przeprowadzono test normalność rozkładów (rys 5.4.3, rys. 5.4.6) oraz dokonano testu jednorodności wariancji badanych wielkości (rys. 5.4.4, rys. 5.4.7). 3 Histogram Parametry 1 arkusz odchylenie 10v*26c Parametry 1 = 7*0,1*Normal(Średnia=6,0429; Sigma=0,237) 3 Histogram Parametry 2 arkusz odchylenie 10v*26c Parametry 2 = 6*0,1*Normal(Średnia=6,4; Sigma=0,3688) 2 2 Liczba obs. Liczba obs. 1 1 0 5,5 5,6 5,7 5,8 5,9 6,0 6,1 6,2 6,3 6,4 Parametry 1: SW-W = 0,9146; p = 0,4289 Parametry 1 0 6,0 6,1 6,2 6,3 6,4 6,5 6,6 6,7 6,8 6,9 7,0 7,1 Parametry 2: SW-W = 0,8403; p = 0,1312 Parametry 2 1,2 Histogram Parametry 3 arkusz odchylenie 10v*26c Parametry 3 = 6*0,2*Normal(Średnia=6,0333; Sigma=0,6831) 1,2 Histogram Parametry 4 arkusz odchylenie 10v*26c Parametry 4 = 7*0,1*Normal(Średnia=5,8857; Sigma=0,3671) 1,0 1,0 0,8 0,8 Liczba obs. 0,6 Liczba obs. 0,6 0,4 0,4 0,2 0,2 0,0 5,0 5,2 5,4 5,6 5,8 6,0 6,2 6,4 6,6 6,8 7,0 7,2 Parametry 3: SW-W = 0,9332; p = 0,6051 Parametry 3 0,0 5,1 5,2 5,3 5,4 5,5 5,6 5,7 5,8 5,9 6,0 6,1 6,2 6,3 6,4 6,5 6,6 Parametry 4: SW-W = 0,9917; p = 0,9959 Parametry 4 Rys. 5.4.3. Histogramy wyników pomiaru odchylenia S wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego po cięciu stali wraz z wynikami testu normalności Shapiro-Wilka. Strona 150
Rys. 5.4.4. Wyniki testów jednorodności wariancji wyników pomiarów odchylenia S wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego po cięciu stali. 7,0 Parametry; Oczekiwane średnie brzegowe Bieżący efekt: F(3, 22)=1,5893, p=,22045 Dekompozycja efektywnych hipotez Pionowe słupki oznaczają 0,95 przedziały ufności 6,8 6,6 Odchylenie S 6,4 6,2 6,0 5,8 5,6 5,4 1 2 3 4 Parametry Rys. 5.4.5. Wyniki testu istotności różnic pomiędzy wynikami pomiarów odchylenia S wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego uzyskanych podczas przecinania stali S355J2H. Strona 151
3 Histogram Parametry 1 Arkusz4 10v*40c Parametry 1 = 10*0,2*Normal(Średnia=4,6731; Sigma=0,8445) 3 Histogram Parametry 2 Arkusz4 10v*40c Parametry 2 = 10*0,2*Normal(Średnia=5,1795; Sigma=0,7793) 2 2 Liczba obs. Liczba obs. 1 1 0 3,4 3,6 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,8 5,0 5,2 5,4 5,6 5,8 6,0 6,2 6,4 6,6 Parametry 1: SW-W = 0,9386; p = 0,5381 Parametry 1 0 3,6 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,8 5,0 5,2 5,4 5,6 5,8 6,0 6,2 6,4 6,6 Parametry 2: SW-W = 0,9457; p = 0,6176 Parametry 2 4 Histogram Parametry 3 Arkusz4 10v*40c Parametry 3 = 10*0,5*Normal(Średnia=5,4408; Sigma=1,2086) 4 Histogram Parametry 4 Arkusz4 10v*40c Parametry 4 = 10*0,5*Normal(Średnia=5,1189; Sigma=1,1404) 3 3 Liczba obs. 2 Liczba obs. 2 1 1 0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0 6,5 7,0 7,5 8,0 Parametry 3: SW-W = 0,8963; p = 0,1995 Parametry 3 0 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0 6,5 7,0 7,5 Parametry 4: SW-W = 0,88; p = 0,1304 Parametry 4 Rys. 5.4.6. Histogramy wyników pomiaru parametru chropowatości powierzchni R a po cięciu stali wraz z wynikami testu normalności Shapiro-Wilka. Rys. 5.4.7. Wyniki testów jednorodności wariancji wyników pomiarów parametru chropowatości powierzchni R a po cięciu stali. Strona 152
6,5 Parametry; Oczekiwane średnie brzegowe Bieżący efekt: F(3, 36)=,99639, p=,40560 Dekompozycja efektywnych hipotez Pionowe słupki oznaczają 0,95 przedziały ufności 6,0 Chropowatość Ra 5,5 5,0 4,5 4,0 3,5 1 2 3 4 Parametry Rys. 5.4.8. Wyniki testu istotności różnic pomiędzy wartościami średniej chropowatości powierzchni R a uzyskanej podczas przecinania stali S355J2H. Wyniki pomiarów odchylenia S wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego oraz wyniki pomiarów średniej chropowatości powierzchni R a, uzyskane podczas przecinania stali S355J2H mają rozkłady normalne, co można stwierdzić na podstawie testu Shapiro-Wilka (rys. 5.4.3, rys. 5.4.6). Wynik testu Hartleya F-maks wykazuje także jednorodność wariancji tych danych pomiarowych (rys. 5.4.5, rys. 5.4.7). Świadczy to o spełnieniu założeń analizy wariancji, która wskazuje na brak istotnych różnic pomiędzy średnimi wartościami odchylenia S wysokociśnieniowego strumienia oraz pomiędzy średnimi wartościami chropowatości powierzchni R a. Na podstawie przeprowadzonej analizy statystycznej, podobnie jak w przypadku cięcia aluminium, należy przyjąć z 95% prawdopodobieństwem, że warstwice odpowiadające głębokościom cięcia (wartościom H max ) na mapie (rys. 5.4.1) są zarazem liniami stałej zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego. Wraz z badaniami odchylenia S wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego oraz chropowatością R a powierzchni cięcia przy czterech wybranych układach parametrów (parametry SP1, parametry SP2, parametry SP3, parametry SP4), prowadzono rejestrację sygnału drgań głowicy tnącej. Wyniki pomiarów amplitudy drgań w dziedzinie czasu oraz Strona 153
analizę amplitudowo-częstotliwościowo-czasową (transformata Gabora) przedstawiono na rys. 5.4.9, rys. 5.4.10, rys. 5.4.11, rys. 5.4.12. Rys. 5.4.9. Zależność sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej od czasu wraz z widmem czasowo-częstotliwościowym w zakresie częstotliwości 0-50 khz, ciśnienie wody p = 220 MPa, posuw v f = 53 mm/s, wydatek ścierniwa q = 5 g/s, materiał stal S355J2H (parametry SP1). Rys. 5.4.10. Zależność sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej od czasu wraz z widmem czasowo-częstotliwościowym w zakresie częstotliwości 0-50 khz, ciśnienie wody p = 260 MPa, posuw v f = 67 mm/s, wydatek ścierniwa q = 5 g/s, materiał stal S355J2H (parametry SP2). Strona 154
Rys. 5.4.11. Zależność sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej od czasu wraz z widmem czasowo-częstotliwościowym w zakresie częstotliwości 0-50 khz, ciśnienie wody p = 300 MPa, posuw v f = 80 mm/s, wydatek ścierniwa q = 5 g/s, materiał stal S355J2H (parametry SP3). Rys. 5.4.12. Zależność sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej od czasu wraz z widmem czasowo-częstotliwościowym w zakresie częstotliwości 0-50 khz, ciśnienie wody p = 360 MPa, posuw v f = 105 mm/s, wydatek ścierniwa q = 5 g/s, materiał stal S355J2H (parametry SP4). Strona 155
Zarejestrowane sygnały drgań głowicy tnącej oraz ich analiza (rys. 5.4.9, rys. 5.4.10, rys. 5.4.11, rys. 5.4.12) wykazują brak różnic w obrazie zachowań dynamicznych procesu cięcia realizowanego przy różnych zestawach parametrów, co może być traktowane jako potwierdzenie niezmienności zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia. Jednocześnie należy zauważyć, że podobnie jak w przypadku cięcia stopu Al, stałe pasmo częstotliwości w zakresie 25-30 khz, z przeciętną amplitudą przyśpieszeń ok. 60 m/s 2 jest stałą cechą procesu cięcia i nie ma ono związku ze zdolnością skrawną wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego (rys. 5.2.9, rys. 5.2.10). Przeprowadzone badania drgań głowicy tnącej w odniesieniu do zdolności skrawanej wysokociśnieniowego strumienia potwierdzają również i w tym przypadku brak związku przyczynowego pomiędzy zdolnością skrawną, a dynamicznym zachowaniem się procesu cięcia. 5.4.2. Badania wskaźników zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego przy cięciu krzywoliniowym stali Badania wybranych wskaźników zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego przy cięciu krzywoliniowym stali przeprowadzono identycznie jak w przypadku badań aluminium (rozdz. 5.3.2). W zastosowanym planie eksperymentu PS/DS. P:L przyjęto następujące zakresy zmiennych decyzyjnych: - ciśnienie p: 180 MPa x 380 MPa - posuw cięcia v f : - wydatek ścierniwa q: 5 mm min x 65 mm min 3 g s x 10 g s Wielkości zmiennych decyzyjnych odpowiadające poszczególnym układom planu eksperymentu oraz wyniki pomiarów różnicy promieni średniej chropowatości powierzchni R a oraz wskaźnika rozrzutu chropowatości W Ra przedstawiono w tab. 5.4.3. Strona 156
Tabela 5.4.3. Wielkości rzeczywistych zmiennych decyzyjnych poszczególnych układów badań oraz wyniki pomiarów przy cięciu stali S355J2H. Numer układu Wielkości zmiennych decyzyjnych Wielkość wyjściowa (parametry wejściowe) p MPa v f mm/min q g/min R a mm mm µm 1 220,5 64,8 265,1 0,68 0,12 4,19 1,59 2 339,5 64,8 265,1 0,35 0,12 4,16 1,59 3 220,5 240,2 265,1 1,04 0,68 14,94 5,59 4 339,5 240,2 265,1 0,74 0,30 13,92 5,36 5 220,5 64,8 514,9 0,03-0,13 3,30 1,57 6 339,5 64,8 514,9-0,35-0,18 3,43 1,28 7 220,5 240,2 514,9 0,16 0,34 15,68 7,61 8 339,5 240,2 514,9 0,31 0,38 9,34 3,20 9 180,0 152,5 390,0 0,56 0,45 14,91 7,68 10 380,0 152,5 390,0 0,45 0,27 4,64 2,06 11 280,0 5,0 390,0-0,59-0,49 3,36 1,18 12 280,0 300,0 390,0 0,49 0,37 13,47 6,43 13 280,0 152,5 180,0 0,58 0,82 14,27 5,70 14 280,0 152,5 600,0 0,36 0,18 5,99 3,14 15 280,0 152,5 390,0 0,38 0,38 7,10 3,19 16 280,0 152,5 390,0 0,16 0,31 5,79 2,53 17 280,0 152,5 390,0 0,45 0,47 7,21 2,57 18 280,0 152,5 390,0 0,28 0,38 5,88 2,69 19 280,0 152,5 390,0 0,56 0,14 7,13 3,03 20 280,0 152,5 390,0 0,54 0,61 5,76 2,00 W Ra Podobnie, jak w przypadku badań wskaźników zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego przy cięciu aluminium, tak i w przypadku cięcia stali wykorzystano pakiet CADEX-ESDET do przeprowadzenia analizy statystycznej, określenia współczynników korelacji funkcji aproksymującej, testowania ich istotności oraz wyznaczenia odpowiednich funkcje korelacji dla wszystkich wielkości mierzonych, Strona 157
(Appendix). Wyznaczone funkcje regresji dla poszczególnych wielkości mierzonych zestawiono w tabeli 5.4.4. Tabela 5.4.4. Funkcje korelacji określające zależności różnic dla promieni, chropowatości powierzchni Ra oraz wskaźnika rozrzutu chropowatości powierzchni W Ra od posuwu v f, ciśnienia p oraz ilości dozowanego ścierniwa q dla stali S355J2H. (załącznik nr 7) (załącznik nr 8) R a (załącznik nr 9) 15 p, v f, q 1.952 * q + 0.00002 1.0405e - 9 * p^4 0.00003 * p * q * v - 0.00055 0.016 * q^3-0.3185 * q^2-0.0075 * q * v + 20 p, v f, q * v^3-0.002-9.798e * p * q - 0.0001 * p * v - 0.0403 * p + * v^2-7 * p^3 + 0.0003 + 0.12074 0.000028 * v^3-0.003 * v^2 + 0.1911 * v + 25.154 * p^2 * v - 0.9272 6.003e - 9* p^4-0.000006 * p^3 + 0.000003 * p^2 * q + 0.0026 * p^2 + 0.000045 * p * q * v - 0.0034 * p *q - 0.00028 * p * v - - 0.4448 * p - 0.0008 *q^3 + 0.0257 * q^2-0.0129 *q * v + 0.4793 * q + R a _ sred exp ( 0.0006 * p^2-7.137e - 7 * p^3-0.0004 * p *q - - 0.00007 * p * v - 0.1707 * p - 0.00976 *q^3 + 0.21278* q^2 + 0.000269 * q * v -1.42984 * q - 0.000021* v^3 + 0.0021* v^2 - - 0.0135 * v + 20.1230) + (45) (46) (47) W Ra (załącznik nr 10) W Ra exp(0.0006-0.1610p - 0.00001 * p^2-6.6620-7 * p^3-0.0011 * p * q - 0.00008-0.0074 * q^3 + 0.1475 * q^2 + 0.00006 * q * v - 0.6770 * v^3 + 0.0011 * v^2 + 0.0284v + 15.948 * p * v - * q - (48) Na podstawie wyznaczonych funkcji aproksymacyjnych sporządzono wykresy ilustrujące podstawowe zależności pomiędzy czynnikami decyzyjnymi, a różnicą wielkości odpowiednich promieni, chropowatością powierzchni R a oraz wskaźnikiem rozrzutu chropowatości W Ra (rys. 5.4.13, rys. 5.4.14, rys. 5.4.16, rys. 5.4.17) dla wycinanego konturu krzywoliniowego. Uzyskane wyniki wskazują (rys. 5.4.13, rys. 5.4.14), że podobnie jak w przypadku cięcia aluminium 2017, podczas cięcia stali S355J2H może tworzyć się szczelina o zbieżności dodatniej lub ujemnej w badanym zakresie zmienności czynników decyzyjnych. W zadanych warunkach, zwłaszcza przy wyższych prędkościach cięcia, powyżej 30 mm/min tworzy się klasyczna szczelina cięcia o zbieżności dodatniej. Jednakże w warunkach małej zdolności skrawnej strumienia, związanej z małym posuwem, dużą Strona 158
ilością dozowanego ścierniwa przy wysokim ciśnieniu, może tworzyć się szczelina cięcia o zbieżności ujemnej. Maksymalne różnice promieni kołowego fragmentu przedmiotu u jego podstawy oraz w części górnej (przy wejściu strumienia) osiągają wartości rzędu 1 mm. Rys. 5.4.13. Zależność różnicy promieni R15 dla wycinanego konturu kołowego od posuwu cięcia oraz wydatku ścierniwa przy ciśnieniu wody p = 350MPa, materiał stal S355J2H, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Rys. 5.4.14. Zależność różnicy promieni R20 dla wycinanego konturu kołowego od posuwu cięcia oraz wydatku ścierniwa przy ciśnieniu wody p = 350MPa, materiał stal S355J2H, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Strona 159
Potwierdzenie tego rodzaju zależności znajduje się także w wynikach badań nieprostopadłości do podstawy, bocznych powierzchni wykonanego przedmiotu, co przedstawiono na rys. 5.4.15. Uzyskane wyniki potwierdzają, podobnie jak w przypadku aluminium, wysunięty uprzednio wniosek, iż niedokładność przedmiotu o złożonym kształcie określona nieprostopadłością powierzchni bocznej uzależniona jest nie tylko od samej krzywizny obrabianego profilu, a także od rodzaju odcinków przejściowych pomiędzy różnymi krzywiznami, bądź punktów nieciągłości konturu przedmiotu. Próbka S11 0-1,5-0,5 0,5 Próbka S5 0-1 -0,5 0 0,5 Próbka S3-1 0 1 0-5 -5-5 -10-10 -10-15 -15-15 -20-20 -20 A-A C-C B-B D-D -25-30 A-A C-C B-B D-D -25 A-A C-C -25 B-B D-D Rys. 5.4.15. Błędy kształtu powierzchni bocznej wybranych próbek w oznaczonych strefach A, B, C, D dla próbek badawczych, próbka: S11 ciśnienie wody p = 280 MPa, ilość dozowanego ścierniwa q = 6,5 g/s, posuw v f = 5 mm/min, materiał stal S355J2H, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm, S5 ciśnienie wody p = 220,5 MPa, ilość dozowanego ścierniwa q = 8,6 g/s, posuw v f = 17,2 mm/min, materiał stal S355J2H, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm, S3 ciśnienie wody p= 220,5 MPa, ilość dozowanego ścierniwa q = 4,4 g/s, posuw v f = 52,8 mm/min, materiał stal S355J2H, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Strona 160
Przy odpowiednim doborze parametrów przecinania możliwe jest uzyskanie szczeliny cięcia o ścianach równoległych, co pociąga za sobą wyznaczenie odpowiednich parametrów cięcia. W przyjętym zakresie zmiennych parametrów technologicznych próbką o najwyższej dokładności jest próbka S5, przedstawiona na rys. 5.4.15. Badania chropowatości powierzchni elementów krzywoliniowych przeprowadzone zostały na prostoliniowym fragmencie konturu przedmiotu, a odpowiednie funkcje regresji odnoszące się do badanych wielkości R a oraz W Ra podano w tabeli 5.4.4, wz. 45, wz.46. Uzyskane wyniki (rys. 5.4.16 oraz rys. 5.4.17) wskazują, że dobrane w badaniach parametry cięcia wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym umożliwiają obróbkę przedmiotu ze znacznie wyższym wskaźnikiem zmienności chropowatości powierzchni, w porównaniu do aluminium, osiągającym maksymalną wartość ok. W Ra = 4. Najniższą średnią chropowatość obrobionej powierzchni uzyskuje się przy zakresie zmienności posuwu cięcia od 10 do 40 mm/min, przy maksymalizacji ilości dozowanego ścierniwa. Rys. 5.4.16. Zależność średniej chropowatości powierzchni od posuwu cięcia oraz wydatku ścierniwa przy ciśnieniu wody p = 350MPa, materiał stal S355J2H, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Strona 161
Rys. 5.4.17. Zależność wskaźnika rozrzutu chropowatości powierzchni od posuwu cięcia oraz ilości dozowanego ścierniwa przy ciśnieniu wody p = 350MPa, materiał stal S355J2H, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm. Zależność ta została także potwierdzona w aproksymacji wyników badań przeprowadzonej przy pomocy sztucznej sieci neuronowej (rys. 5.4.18 oraz rys. 5.4.19). Rys. 5.4.18. Zależność średniej chropowatości powierzchni od posuwu cięcia oraz wydatku ścierniwa przy ciśnieniu wody p = 350MPa, materiał stal S355J2H, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm uzyskana za pomocą sztucznej sieci neuronowej. Strona 162
Rys. 5.4.19. Zależność wskaźnika rozrzutu chropowatości powierzchni od posuwu cięcia oraz ilości dozowanego ścierniwa przy ciśnieniu wody p = 350MPa, materiał stal S355J2H, ścierniwo GARNET #80, dysza wodna d w = 0,35 mm, dysza mieszająca d o = 1mm uzyskana za pomocą sztucznej sieci neuronowej. Serię badań dotyczących aspektów dynamicznych procesu cięcia w warunkach odpowiadających różnej zdolności skrawanej wysokociśnieniowego strumienia (próbki S3, S5, S11, rys. 5.4.15) w postaci sygnału przyśpieszeń drgań głowicy tnącej wraz z ich analizą przedstawiono na rys. 5.4.20, rys. 5.4.21, rys. 5.4.22. Przedstawione wyniki badań dynamicznych cech procesu cięcia potwierdzają wniosek, że z punktu widzenia oceny zmienności zdolności skrawnej w procesie cięcia wysokociśnieniowym strumieniem wodnościernym, wspomniane parametry dynamiki procesu cięcia są nieprzydatne. W każdym z trzech przypadków cięcia, pomimo różnej zdolności skrawnej wysokociśnieniowego strumienia wodnościernego, zarówno zakres zmian częstotliwości drgań jak również amplituda drgań pozostaje na podobnym poziomie, jak w przypadku cięcia aluminium 2017. Częstotliwość drgań głowicy tnącej w podanych warunkach obejmuje zakres 25-30 khz przy amplitudzie przyśpieszeń drgań ok. 60 m/s 2. Strona 163
Rys. 5.4.20. Zależność sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej od czasu wraz z widmem czasowo-częstotliwościowym w zakresie częstotliwości 0-50 khz podczas cięcia stali S355J2H, próbka S11: ciśnienie wody p = 280 MPa, ilość dozowanego ścierniwa q = 6,5 g/s, posuw v f = 5 mm/min. Rys. 5.4.21. Zależność sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej od czasu wraz z widmem czasowo-częstotliwościowym w zakresie częstotliwości 0-50 khz podczas cięcia stali S355J2H, próbka S5: ciśnienie wody p = 220,5 MPa, ilość dozowanego ścierniwa q = 8,6 g/s, posuw v f = 17,2 mm/min. Strona 164
Rys. 5.4.22. Zależność sygnału amplitudy przyśpieszeń drgań głowicy tnącej od czasu wraz z widmem czasowo-częstotliwościowym w zakresie częstotliwości 0-50 khz podczas cięcia stali S355J2H, próbka S3: ciśnienie wody p = 220,5 MPa, ilość dozowanego ścierniwa q = 4,4 g/s, posuw v f = 52,8 mm/min. Strona 165