PRZEGLĄD MECHANICZNY 2/2015

Cena 24 z∏ (w tym 5% VAT) 

PL ISSN 0033-2259 

INDEKS 245836 

2’15 

MIESI¢CZNIK NAUKOWO-TECHNICZNY 

rok za∏o˝enia 1935

Z KRAJU I ZE ÂWIATA 

Jak wynika z analizy wyposa- 

˝enia najwa˝niejszych modeli samochodów, 

której dokona∏ Bosch, 

opierajàc si´ na statystyce nowo 

zarejestrowanych pojazdów, oko∏o 

680 000, czyli prawie jedna czwarta 

zarejestrowanych w ubieg∏ym roku 

w Niemczech nowych samochodów 

osobowych jest wyposa˝ona 

w funkcj´ ostrzegania kierowcy 

o zmćzeniu. Ta funkcja jest najcz´Êciej 

instalowanym uk∏adem 

wspomagajàcym w nowych samochodach. 

Uk∏ady wspomagajàce sà 

krokiem na drodze do realizacji 

tzw. Wizji Zero, czyli koncepcji zak∏adajàcej 

obni˝enie do zera liczby 

ofiar Êmiertelnych wypadków drogowych. 

Ministerstwo Nauki i Szkolnictwa 

Wy˝szego zainaugurowa∏o w listopadzie 

ub.r. kampani´ „Zawód naukowiec”. 

Do podjćia pracy naukowca 

b´dà zachćaç Ambasadorzy 

nauki – jedenaÊcioro naukowców 

m∏odego i Êredniego pokolenia, 

którzy zgodzili si´ wziàç 

udzia∏ w przedsi´wzićiu. Kampania 

zosta∏a zainaugurowana konferencjà 

na Politechnice Warszawskiej, 

w której uczestniczyli m.in. 

laureaci tegorocznej edycji „Diamentowego 

Grantu” oraz programu 

„Generacja Przysz∏oÊci”. 

Na Wydziale Fizyki Uniwersytetu 

Warszawskiego (FUW) powsta∏a 

w pe∏ni funkcjonalna atomowa pami´ç 

kwantowa o prostej, niezawodnej 

budowie, nadajàca si´ do 

wielu zastosowaƒ, w tym telekomunikacyjnych. 

Wyniki badaƒ opublikowano 

w czasopiÊmie optycznym 

„Optics Express”. Trwa∏oÊç informacji 

kwantowej zapisanej w pamići 

jest niewielka – od kilku do 

kilkudziesićiu mikrosekund. W telekomunikacji 

mikrosekundy wystarczajà 

jednak do przeprowadzenia 

wielu prób przes∏ania sygna∏u 

kwantowego do kolejnej stacji przekaênikowej. 

Dotychczasowe pamići 

kwantowe wymaga∏y skomplikowanych 

urzàdzeƒ laboratoryjnych 

i ch∏odzenia do bardzo niskich temperatur, 

bliskich zeru absolutnemu. 

Atomowa pami´ç kwantowa, którà 

uda∏o si´ zbudowaç naukowcom 

z Wydzia∏u Fizyki UW, dzia∏a w ∏atwej 

do uzyskania temperaturze kilkudziesićiu 

stopni Celsjusza. 

Centrum doskona∏oÊci SKF Limited 

Aberdeen (Anglia), specjalizujàce 

si´ w górnictwie morskim, posiada 

akredytacj´ DNV (Det Norske 

Veritas) Approved Service Suplier 

(Zatwierdzony Dostawca Us∏ug). 

DNV jest najwi´kszym na Êwiecie 

towarzystwem klasyfikacyjnym statków 

i obiektów górnictwa morskiego 

oraz jednà z trzech najwa˝niejszych 

organizacji certyfikujàcych 

Êwiata. Przyznanie akredytacji zosta∏o 

poprzedzone wieloma ocenami 

systemu jakoÊci i audytami przeprowadzanymi 

pod nadzorem DNV. 

Mi´dzynarodowy koncern 

Thales oraz Akademia Górniczo- 

-Hutnicza podpisa∏y w koƒcu ub.r. 

porozumienie o wspó∏pracy. Umowa 

przewiduje rozwój wspólnych 

projektów naukowych w zakresie 

nowoczesnych technologii oraz stypendia 

dla studentów i doktorantów. 

Wspólne projekty AGH 

i Thalesu majà dotyczyç rozwoju 

mo˝liwoÊci sektora przestrzeni kosmicznej, 

obronnoÊci, bezpieczeƒstwa 

oraz inteligentnych systemów 

transportowych. Z dwustronnej 

wspó∏pracy majà skorzystaç przede 

wszystkim studenci i absolwenci 

Akademii. Umowa zak∏ada organizacj´ 

praktyk oraz sta˝y, a tak˝e 

pomoc w przygotowywaniu prac 

badawczych studentów i m∏odych 

pracowników naukowych uczelni. 

Thales jest Êwiatowym liderem 

technologicznym na rynku lotniczym 

i kosmicznym, transportowym 

oraz obronnym i bezpieczeƒstwa. 

W 2013 roku spó∏ka osiàgn´∏a 

przychody w wysokoÊci 14,2 miliarda 

euro, dzia∏ajàc w 56 krajach. 

Dzia∏ania uczelni na rzecz ochrony 

praw autorskich sà nieskuteczne 

– tak wynika z raportu NIK. Antyplagiatowe 

programy komputerowe 

wykorzystywane do weryfikacji 

prac dyplomowych nie wykrywajà 

wszystkich zapo˝yczeƒ, mo˝na je 

∏atwo oszukaç, natomiast trudno porównaç 

rezultaty ich pracy mi´dzy 

uczelniami. Âwiadczy o tym wyst´powanie 

przypadków nieoznaczonych 

zapo˝yczeƒ z cudzych utworów 

w obronionych ju˝ pracach 

dyplomowych. Jak wynika z raportu 

niektóre uczelnie nie przestrzega∏y 

spisanych przez siebie procedur 

albo ich w ogóle nie ustala∏y. 

Nast´pny zeszyt 

Dobór elementów roboczych prasy walcowej 

– kszta∏t oraz geometryczne cechy powierzchni 

formujàcej majà znaczàcy wp∏yw na jakoÊç produktu 

oraz koszty eksploatacji brykieciarki, ale 

nie ma jednoznacznych wskazówek i procedur 

dotyczàcych ich wyboru w zale˝noÊci od 

w∏aÊciwoÊci materia∏u drobnoziarnistego i jego 

przeznaczenia po nadaniu mu formy scalonej, 

dlatego podj´to opracowanie metody doboru 

elementów roboczych prasy walcowej. 

Mo˝liwoÊci wykorzystania robotów przemys- 

∏owych do zadaƒ obróbkowych 

– wi´kszoÊç aplikacji robotów obejmuje przenoszenie 

∏adunków oraz spawanie i zgrzewanie, 

w takich zadaniach roboty przemys∏owe 

sprawdzi∏y si´, roboty przemys∏owe cechujà si´ 

du˝à uniwersalnoÊcià, mo˝na je wić wyposa- 

˝yç równie˝ w narz´dzia skrawajàce i wykorzystaç 

do realizacji ró˝nych zadaƒ. 

Rekonstrukcja 3D geometrii powierzchni blach 

aluminiowych poddanych procesowi V-gićia 

– w artykule przedstawiono rekonstrukcj´ 3D 

powierzchni blach poddanych procesowi 

V-gićia, omówiono przebieg procesu V-gićia 

i przedstawiono stan powierzchni otrzymanych 

próbek, otrzymane wyniki pos∏u˝y∏y do oceny 

powierzchni zagi´tych blach oraz zaproponowania 

parametru opisujàcego ryzyko zniszczenia 

materia∏u. 

Zagadnienie optymalizacji ruchu manipulatora 

o czterech stopniach swobody 

– w pracy przedstawiono zagadnienie optymalizacji 

cyklu roboczego przestrzennego manipulatora 

o czterech stopniach swobody, celem 

optymalizacji jest minimalizacja obcià˝eƒ w aktuatorach 

manipulatora, zamieszczono wyniki 

przyk∏adowych obliczeƒ numerycznych. 

Metody modelowania geometrii kó∏ z´batych 

typu Beveloid w Êrodowisku CAD 

– w artykule przedstawiono dwie metody modelowania 

geometrii kó∏ z´batych typu Beveloid 

w Êrodowisku CAD, opisano algorytm nacinania 

wr´bu mi´dzyz´bnego metodà bezpoÊredniej 

symulacji obróbki obwiedniowej wraz ze sposobem 

eliminacji zjawiska graniastoÊci, zaprezentowano 

równie˝ metod´ modelowania powierzchniowego 

opartà na równaniach opisujàcych 

powierzchni´ bocznà z´ba oraz powierzchni´ 

przejÊcia u podstawy z´ba, porównano 

metody z uwzgl´dnieniem uzyskanej jakoÊci 

powierzchni.

ROK WYD. LXXIV 

PRZEGLÑD MECHANICZNY 

PATRONAT: 

Stowarzyszenie In˝ynierów 

Mechaników i Techników Polskich 

LUTY 2015 • NR 2/15 

WYDAWCA: 

Instytut Mechanizacji Budownictwa 

i Górnictwa Skalnego 

ul. Racjonalizacji 6/8 

02-673 Warszawa 

Informacje dla autorów 

Za treÊç og∏oszeƒ i p∏atnych wk∏adek redakcja nie odpowiada 

Miesićznik notowany na liÊcie czasopism punktowanych 

Ministerstwa Nauki i Szkolnictwa Wy˝szego – 5 pkt. 

Wydanie publikacji dofinansowane przez Ministerstwo Nauki i Szkolnictwa Wy˝szego 

Wersja pierwotna: druk 

Nak∏ad 1000 egz. 

Cena 24 z∏ (w tym 5% VAT) 

SPIS TREÂCI 

PROBLEMY – NOWOÂCI – INFORMACJE 

O FIRMACH 

ARTYKU¸Y G¸ÓWNE 

Eksperymentalna analiza wytrzyma∏oÊci okràg- 

∏ych po∏àczeƒ przet∏oczeniowych blach ze stopu 

aluminium EN AW-5754 w stanie O/H111 

poddanych z∏o˝onemu stanowi obcià˝enia 

– Jacek Mucha, Waldemar Witkowski 

Nowe trendy w metodyce badaƒ bezpieczeƒstwa 

operatorów maszyn górniczych – Paulina 

Dzia∏ak, Eugeniusz Rusiƒski, Jacek Karliƒski, 

Mariusz Ptak 

Wp∏yw kszta∏tu formy na skurcz liniowy tworzonego 

stopu EN AC-48000 – Krzysztof Kujawa 

FEM design of composite – metal joint for 

bearing failure analysis – Krzysztof Pucha∏a, 

El˝bieta Szymczyk, Jerzy Jachimowicz 

WSPÓ¸CZESNE MATERIA¸Y KONSTRUKCYJNE 

Stare St3 versus nowe S235 – zamiennik czy 

zupe∏nie coÊ innego? 

TECHNOLOGIE CHRONIÑCE ÂRODOWISKO 

TermoelektrycznoÊç w odzysku ciep∏a odpadowego 

O ¸O˚YSKACH 

Jak zapobiegaç niewspó∏osiowoÊci ∏o˝ysk 

ROK WYD. LXXIV ZESZYT 2/2015 

str. 

2 

3 

18 

21 

25 

29 

33 

42 

44 

45 

ADRES REDAKCJI: 

IMBiGS – „Przeglàd Mechaniczny” 

ul. Racjonalizacji 6/8, 02-673 Warszawa 

tel./fax: 22 8538113, tel. 22 8430201 w. 255 

e-mail: pmech@imbigs.pl 

http://www.przegladmechaniczny.pl 

REDAGUJE ZESPÓ¸: 

Redaktor naczelny: dr in˝. Martyna Jachimowicz 

Zast´pca red. nacz.: prof. dr hab. in˝. Zbigniew Dàbrowski 

Sekretarz redakcji: mgr Anna Massé 

Redaktorzy tematyczni: prof. nzw. dr hab. in˝. Dariusz 

Boroƒski (Mechanika p´kania), dr in˝. Rafa∏ Dalewski 

(Aerodynamika), prof. dr hab. in˝. Andrzej Kocaƒda (Technologie 

wytwarzania), prof. nzw. dr hab. in˝. Gabriel Kost 

(Automatyka i robotyka), prof. dr hab. in˝. Jan RyÊ 

(Podstawy konstrukcji maszyn), prof. dr hab. in˝. Tadeusz 

Smolnicki (Komputerowe metody CAD/CAM/CAE), prof. 

nzw. dr hab. in˝. Robert Sobiecki (In˝ynieria materia∏owa), 

dr in˝. Zbigniew ˚ebrowski (Hydraulika i pneumatyka) 

Redaktor statystyczny: dr in˝. Tomasz Miros∏aw 

Redaktor j´zykowy: mgr Anna Massé 

RADA PROGRAMOWA: 

Prof. Witold Gutkowski – przewodniczàcy (IMBiGS), dr in˝. 

Tomasz Babul (SIMP), prof. Jan B∏achut (University of 

Liverpool), prof. Aleksander S. Bokhonsky (Sewastopol 

National Technical University), prof. Czes∏aw Cempel 

(Polit. Poznaƒska), prof. Grzegorz Glinka (University of 

Waterloo), prof. Krzysztof Go∏oÊ (Polit. Warszawska, 

IMBiGS), prof. Tadeusz Kacperski (IMBiGS), prof. Jaromir 

K. Klouda (Technical and Test Institute for Construction 

Prague), prof. Janusz Kowal (AGH), prof. Mychaj∏o Lobur 

(Lviv Technical University), prof. Jerzy Ma∏achowski (WAT), 

prof. Aleksander N. Mikhaylov (Donetsk National Technical 

University), prof. Konrad Okulicz (Cologne University 

of Applied Sciences), prof. Eugeniusz Rusiƒski (Polit. 

Wroc∏awska), prof. Ryszard Pyrz (Aalborg University), prof. 

Andrzej Seweryn (Polit. Bia∏ostocka), dr hab. in˝. Roman 

Staniek, prof. nzw. (SIMP), prof. Jan Szlagowski (Polit. 

Warszawska), prof. Eugeniusz Âwitoƒski (Polit. Âlàska), 

prof. Wies∏aw Tràmpczyƒski (Polit. Âwi´tokrzyska), prof. 

W∏adys∏aw W∏osiƒski (PAN), prof. Nenad Zrnic (University 

of Belgrade), prof. Xu Bingye (Tsinhua University) 

KIEROWNIK ZAK¸ADU WYDAWNICTW I PROMOCJI: 

Ryszard Kwiecieƒ – tel. kom. 602 390 703 

e-mail: r.kwiecien@imbigs.pl 

WARUNKI PRENUMERATY 

Przyjćie prenumeraty – wy∏àcznie na podstawie dokonanej 

wp∏aty. 

Na blankiecie wp∏at nale˝y podaç nast´pujàce dane: 

dok∏adnà nazw´ i adres (z kodem pocztowym) zamawiajàcego, 

nazw´ czasopisma, liczb´ egzemplarzy i okres 

prenumeraty. 

Wp∏aty – zgodnie z podanymi cenami nale˝y dokonaç 

w banku lub UPT na konto IMBiGS – BPH S.A. 

O/Warszawa nr 97 1060 0076 0000 3210 0014 6850. 

Prenumerata ze zleceniem wysy∏ki za granic´ – osoby 

prawne i fizyczne. Nale˝y podaç dok∏adny adres odbiorcy 

za granicà. Cena prenumeraty jest dwukrotnie wy˝sza od 

ceny normalnej. Zmiany w prenumeracie, np. zmian´ 

liczby tytu∏ów, liczby egzemplarzy, rezygnacj´ z prenumeraty 

itp. mo˝na zg∏aszaç pisemnie, z mocà obowiàzujàcà 

od nast´pnego kwarta∏u. 

Cena prenumeraty na 2015 r.: 

kwartalnie – 72 z∏ 

pó∏rocznie – 144 z∏ 

rocznie – 288 z∏ 

Informacji o prenumeracie udziela redakcja. 

Dtp: „AWiWA” - tel. 22 7804598 

Druk: Oficyna Poligraficzna APLA Sp. j. 

ul. Sandomierska 89, 25-325 Kielce 

1

Informacje dla autorów 

Do redakcji nale˝y przys∏aç zg∏oszenie autorskie zawierajàce dane teleadresowe autora, tytu∏ proponowanego 

artyku∏u, liczb´ stron, rys. i tabel oraz krótkie streszczenie pracy*. Po otrzymaniu informacji o zaakceptowaniu 

proponowanego tematu, nale˝y przys∏aç tekst pracy przygotowany zgodnie ze wskazówkami redakcyjnymi oraz 

wype∏niony formularz oÊwiadczenia i 2 egzemplarze podpisanej umowy licencyjnej*. Licencja niewy∏àczna oznacza, 

˝e Autor mo˝e w dalszym ciàgu samodzielnie korzystaç z utworu, a tak˝e udzielaç kolejnych licencji nowym 

licencjobiorcom, które upowa˝niajà ich do korzystania z utworu na tym samym polu eksploatacji, co licencja 

licencjobiorcy pierwotnego. 

Nades∏ane artyku∏y sà poddawane redakcyjnej ocenie formalnej i otrzymujà numer redakcyjny identyfikujàcy je na 

dalszych etapach procesu wydawniczego. 

Wszystkie artyku∏y przysy∏ane do redakcji sà recenzowane. Warunkiem publikacji jest uzyskanie pozytywnej recenzji. 

Redakcja nie wyp∏aca honorariów autorskich. 

Wskazówki dotyczàce przygotowania artyku∏u 

Artyku∏y przeznaczone do opublikowania w „Przeglàdzie Mechanicznym” powinny mieç naukowo-techniczny charakter 

i byç powiàzane z aktualnymi problemami przemys∏u. 

Artyku∏y powinny byç oryginalne, przez co nale˝y rozumieç, ˝e nie by∏y dotychczas publikowane w ca∏oÊci lub 

znaczàcej cz´Êci (jeÊli artyku∏ jest fragmentem innej pracy, np. doktorskiej, habilitacji, to informacja o tym powinna znaleêç 

si´ w spisie literatury). 

Artyku∏ powinien obejmowaç wàski temat, ale potraktowany mo˝liwie wyczerpujàco. Nale˝y unikaç powtarzania 

wiadomoÊci ogólnie znanych, uj´tych w wydawnictwach ksià˝kowych. 

Je˝eli dane zagadnienie jest obszerne, nale˝y rozbiç je na fragmenty stanowiàce odr´bne artyku∏y, które mogà byç 

publikowane niezale˝nie od siebie. 

Artyku∏y powinny odznaczaç si´ jasnà i logicznà budowà: materia∏ powinien byç podzielony na cz´Êci, których tytu∏y 

muszà odtwarzaç treÊç w nich zawartà. Wnioski z przeprowadzonych rozwa˝aƒ powinny byç wyraêne i jasno sformu∏owane 

na koƒcu artyku∏u. 

TreÊç artyku∏u powinna byç odpowiednio uzupe∏niona rysunkami, fotografiami, schematami itp., jednak liczb´ ilustracji 

nale˝y ograniczyç do niezb´dnych. 

Tytu∏ artyku∏u nale˝y podaç w j´z. polskim i j´z. angielskim i do∏àczyç krótkie streszczenie w j´zyku polskim i angielskim 

oraz s∏owa kluczowe polskie i angielskie. 

Obj´toÊç artyku∏u nie powinna przekraczaç 8 stron (1 strona – 1800 znaków). 

Do artyku∏u nale˝y do∏àczyç adres do korespondencji i adres poczty elektronicznej autorów. 

Praca powinna byç dostarczona w wersji elektronicznej w formacie*doc, *docx. Równania powinny byç zapisane 

w edytorach wzorów, z wyraênym rozró˝nieniem 0 i O. Je˝eli równania przekraczajà szerokoÊç szpalty (8 cm), nale˝y 

je przenieÊç, a niedajàce si´ przenieÊç zapisaç na szerokoÊç 2 szpalt (16 cm). 

Redakcja nie przepisuje tekstów i nie wykonuje rysunków. Oprócz pliku *doc, *docx zalecane jest, aby autorzy 

dostarczali pliki êród∏owe rysunków (najlepiej w formacie *.eps, *jpg lub * tif). 

Rysunki oraz wykresy muszà byç wykonane czytelnie, z uwzgl´dnieniem faktu, ˝e szerokoÊç szpalty w czasopiÊmie 

wynosi 8 cm, szerokoÊç kolumny – 17 cm, wysokoÊç kolumny – 24,5 cm. 

Opisy na rysunkach zmniejszonych do tej wielkoÊci powinny byç czytelne i nie ni˝sze od 2 mm. 

Autorzy sà zobowiàzani do podawania na koƒcu artyku∏u pe∏nego wykazu êróde∏ wykorzystywanych przy jego 

opracowaniu i podawania w treÊci odpowiednich odsy∏aczy do kolejnego numeru pozycji cytowanej w spisie literatury. 

Spis literatury, przygotowany wg kolejnoÊci powo∏aƒ, powinien zawieraç: przy ksià˝kach – nazwisko i pierwszà liter´ 

imienia autora, tytu∏ ksià˝ki, wydawc´, rok i miejsce wydania (ewentualnie numery stron); przy czasopismach – nazwisko 

i imi´ autora, tytu∏ artyku∏u, nazw´ czasopisma, numer i rok (ewentualnie numery stron). Nie stosujemy cyrylicy – taki 

tekst nale˝y podaç w transkrypcji wydawniczej na alfabet ∏aciƒski. Spis literatury powinien przedstawiaç aktualny stan 

wiedzy i uwzgl´dniaç pozycje z literatury Êwiatowej. 

Autorzy gwarantujà, ˝e treÊç pracy i rysunki sà ich w∏asnoÊcià (lub podajà êród∏o pochodzenia rysunków). Autorzy 

zg∏aszajàc artyku∏, przekazujà Wydawcy prawa do jego publikacji w formie drukowanej i elektronicznej. 

Redakcja b´dzie dokumentowaç wszelkie przejawy nierzetelnoÊci naukowej, zw∏aszcza ∏amania i naruszania zasad etyki 

obowiàzujàcych w nauce. 

Procedura recenzowania 

Procedura recenzowania artyku∏ów w czasopiÊmie jest zgodna z zaleceniami Ministerstwa Nauki i Szkolnictwa 

Wy˝szego zawartymi w opracowaniu „Dobre praktyki w procedurach recenzyjnych w nauce”, Warszawa 2011. 

Autorzy, którzy przysy∏ajà artyku∏ do publikacji, sà Êwiadomi (Informacje dla autorów), ˝e wszystkie prace publikowane 

w „Przeglàdzie Mechanicznym” podlegajà ocenie recenzentów i wyra˝ajà zgod´ na procedur´ recenzowania, a redakcja 

wysy∏a do autorów informacj´ o przyjćiu artyku∏u i wys∏aniu go do recenzentów. Do oceny ka˝dej publikacji powo∏uje 

si´ co najmniej dwóch niezale˝nych recenzentów. 

Redakcja dobiera recenzentów rzetelnych i jak najbardziej kompetentnych w danej dziedzinie, którzy nie sà cz∏onkami 

redakcji pisma, sà specjalistami w danej dziedzinie oraz nie sà zatrudnieni w placówce wydajàcej pismo. Nades∏ane 

artyku∏y nie sà nigdy wysy∏ane do recenzentów z tej samej placówki, z której pochodzi autor. Prace recenzentów sà poufne 

i anonimowe. Recenzja musi mieç form´ pisemnà i koƒczyç si´ jednoznacznym wnioskiem o dopuszczeniu artyku∏u 

do publikacji w „Przeglàdzie Mechanicznym” lub jego odrzuceniu. W przypadku pracy w j´zyku obcym, co najmniej jeden 

z recenzentów jest afiliowany w instytucji zagranicznej innej ni˝ narodowoÊç autora pracy. Autorzy sà informowani 

o wynikach recenzji oraz otrzymujà je do wglàdu. W sytuacjach spornych redakcja powo∏uje dodatkowych recenzentów. 

Ka˝dy artyku∏ zawierajàcy wyniki badaƒ doÊwiadczalnych kierowany jest tak˝e do redaktora statystycznego. 

Lista recenzentów publikowana jest w ostatnim zeszycie ka˝dego rocznika. 

Informacja dla recenzentów 

Redakcja zwraca si´ do Recenzentów z uprzejmà proÊbà o zwrot recenzji w ciàgu 4 tygodni (formularz recenzji 

dost´pny na stronie internetowej)*. 

* Formularze dost´pne na stronie internetowej www.przegladmechaniczny.pl. 

2 ROK WYD. LXXIV ZESZYT 2/2015

PROBLEMY • NOWOÂCI • INFORMACJE 

Podsumowanie targów 

KOMPOZYT-EXPO 2014 

W dniach 20 – 21 listopada 2014 r. w Krakowie odbywa∏a si´ 

5. edycja Targów Kompozytów, Technologii i Maszyn do Produkcji 

Materia∏ów Kompozytowych KOMPOZYT-EXPO ® . W tym roku liczba 

wystawców wynios∏a blisko 200 firm z Polski i zagranicy, a zestaw 

nowoÊci bran˝owych obejmowa∏ ponad 40 pozycji. 

Targi KOMPOZYT-EXPO sà miejscem 

spotkaƒ, wymiany informacji 

i dyskusji dla przedstawicieli przemys∏u 

kompozytowego w Europie 

Ârodkowo-Wschodniej. Zakres 

tematyczny targów jest co roku 

uaktualniany i w tym roku tematyka 

przedstawili tak˝e m.in. wystawcy 

z Belgii, Czech, Finlandii, Francji, 

Hiszpanii, Holandii, Izraela, Luksemburga, 

Szwajcarii, Turcji, Wielkiej 

Brytanii czy W∏och. 

Wystawcy z zagranicy wynaj´li 

o 20% wi´kszà powierzchni´ ni˝ 

nawiàzywane kontakty biznesowe, 

wymieniane doÊwiadczenia i przydatne 

informacje. S∏u˝y∏a temu 

m.in. zlokalizowana w centralnym 

punkcie hali Strefa Prezentacji Technicznych, 

gdzie eksperci z Polski 

i zagranicy dzielili si´ z uczestnikami 

targów wiedzà. Znakomitym urozmaiceniem 

tegorocznej edycji by∏a 

wystawa przedmiotów wykonanych 

z kompozytów (Kompozyt Art. 

Gallery), m.in. mebli, elementów 

pojazdów (fot. 2) oraz ogromnego 

dwumiejscowego motoszybowca 

z nap´dem elektrycznym AOS-71 

– pierwszego tego typu statku powietrznego 

zbudowanego w Polsce, 

b´dàcego jednym z nielicznych 

Fot. 1 (mj) 

obejmowa∏a zagadnienia takie, jak: 

chemia przemys∏owa dla technologii 

materia∏ów kompozytowych, 

osnowy kompozytowe, a tak˝e 

przetwórstwo gumy oraz us∏ugi 

dla bran˝y kompozytowej (fot. 1). 

Podczas tegorocznych targów 

ofert´ zaprezentowa∏o 200 firm 

z ca∏ego Êwiata, w tym a˝ 41 firm 

to przedsi´biorcy z Niemiec. Ofert´ 

w roku ubieg∏ym, a targi odwiedzi∏o 

ponad 2700 specjalistów z kraju 

i zagranicy. 

5. edycja KOMPOZYT-EXPO ® po 

raz pierwszy odby∏a si´ w nowej 

lokalizacji – nowoczesnym Mi´dzynarodowym 

Centrum Targowo- 

-Kongresowym EXPO Kraków. 

Podczas targów KOMPOZYT- 

-EXPO ® sà prezentowane nowoÊci, 

na Êwiecie. Program budowy motoszybowca 

AOS-71 to pierwsze 

tego typu wspólne przedsi´wzićie 

Politechniki Warszawskiej i Politechniki 

Rzeszowskiej. Hybrydowe 

kompozyty zastosowane w konstrukcji 

motoszybowca wykorzystujàce 

m.in. w∏ókna w´glowe, podobnie 

jak i ekologiczny elektryczny 

nap´d umo˝liwiajàcy maszynie 

Fot. 2 (mj) 


3


Fot. 3 (mj) 

samodzielny start i lot, decydujà 

o nowatorstwie tej konstrukcji. 

(fot. 3). 

Wiele firm oferowa∏o nowe lub 

ulepszone komponenty do produkcji 

kompozytów: ˝elkoty, ˝ywice, 

rowingi itd. WÊród nowoÊci i innowacyjnych 

rozwiàzaƒ znalaz∏a 

si´ oferowana przez firm´ MILAR 

Sp. z o.o. termoformowalna pianka 

AIREX ® GEN2 o jednorodnej 

strukturze komórkowej i lepszych 

w∏aÊciwoÊciach mechanicznych ni˝ 

wczeÊniejsza seria AIREX ® T92. 

Wydzia∏ In˝ynierii Materia∏owej 

Politechniki Warszawskiej prezentowa∏ 

innowacyjne w∏ókniny coPA 

z∏o˝one z cienkich w∏ókien domieszkowanych 

wieloÊciennymi nanorurkami, 

które mogà byç stosowane 

jako mi´dzywarstwy w laminatach 

w celu poprawienia przewodnoÊci 

elektrycznej i podwy˝szenia 

w∏aÊciwoÊci mechanicznych. Firma 

LERG S.A. oferowa∏a Estromal 

DL.115 – niskostyrenowà, tiksotropowanà 

˝ywic´ do laminowania 

rćznego oraz natrysku. Dobrze si´ 

aplikuje oraz przesyca i zwil˝a 

w∏ókno szklane. ˚ywica ta ∏àczy 

w sobie wysokie w∏asnoÊci mechaniczne 

z odpowiednià podatnoÊcià 

na przetwarzanie. Ma stosunkowo 

niski skurcz podczas utwardzania 

oraz odpornoÊç termicznà 

HDT 85°C. Dennert Poraver GmbH 

wraz z solvadis polska Sp. z o.o. 

zaprezentowa∏ unikalny granulat 

ze spienionego szk∏a poraver ® . Jest 

to w 100% mineralny, bardzo lekki 

wype∏niacz o znakomitych parametrach 

izolacji termicznej i akustycznej. 

Za najlepsze produkty targowe 

komisja konkursowa z∏o˝ona 

z naukowców i bran˝owych specjalistów 

pod przewodnictwem prof. 

dr hab. in˝. Jana Ch∏opka przyzna- 

∏a nagrody w kilku kategoriach. 

W kategorii maszyny i urzàdzenia 

do przetwórstwa materia∏ów 

kompozytowych nagrod´ 

otrzyma∏a POLITECHNIKA WROC- 

¸AWSKA za nawijark´ czteroosiowà 

do butli kompozytowych. 

W kategorii narz´dzia i oprzyrzàdowanie 

do obróbki materia- 

∏ów kompozytowych nagrod´ 

otrzyma∏a firma RETTENMAIER 

Polska Sp. z o.o. za g∏owic´ wyt∏aczarskà 

zintegrowanà z uk∏adem 

kalibrujàco-ch∏odzàcym do 

przetwórstwa kompozytu w∏ókna 

drewna – polimer. 

W kategorii materia∏y i surowce 

do produkcji kompozytów 

nagrod´ otrzyma∏ ILK TECH- 

NISCHE UNIVERSITAT DRESDEN/ 

LEICHTBAU-ZENTRUM SACHSEN 

za Resin Powder Moulding/Thermoset 

Sheet Forming (system wytwarzania 

kompozytów na bazie 

nowatorskich ˝ywic epoksydowych). 

W kategorii wyroby z materia∏ów 

kompozytowych nagrod´ 

otrzyma∏a POLITECHNIKA WAR- 

SZAWSKA wraz z POLITECHNIKÑ 

RZESZOWSKÑ za MOTOSZYBO- 

WIEC AOS-71. 

W kategorii technologie wytwarzania 

materia∏ów kompozytowych 

nagrod´ otrzyma∏a firma 

MASTERMODEL FHU Jacek 

Koczwara za technologi´ wytwarzania 

dwustronnie g∏adkich laminatów, 

odprowadzajàcych ∏adunki 

elektryczne CONDUCORE ® . 

Komisja Konkursowa przyzna∏a 

te˝ nast´pujàce wyró˝nienia: 

W kategorii narz´dzia i oprzyrzàdowanie 

do obróbki materia- 

∏ów kompozytowych wyró˝nienie 

otrzyma∏ INSTYTUT ZAAWAN- 

SOWANYCH TECHNOLOGII WY- 

TWARZANIA za supercienkie Êciernice 

diamentowe i z regularnego 

azotku boru. 

W kategorii materia∏y i surowce 

do produkcji kompozytów 

wyró˝nienie otrzyma∏a firma 

SAFILIN Sp. z o.o. za roving lniany. 



Lepsze efekty w obróbce tytanu i innych lekkich stopów 

Grupa produktów Stellram obejmuje 

takie zwi´kszajàce wydajnoÊç 

produkcji technologie jak system 

frezów o du˝ym posuwie 7792 i 7793 

oraz system frezów je˝owych 5230 

o d∏ugiej kraw´dzi wraz z technologià 

p∏ytek w´glikowych X-Grade. 

Produkty te doskonale sprawdzajà 

si´ w obróbce tytanu i innych lekkich 

stopów o du˝ej wytrzyma∏oÊci, stosowanych 

np. w przemyÊle lotniczym. 

Obecnie kompletna platforma 

produktów Stellram – wraz z rozwiàzaniami 

specjalnie dopasowanymi 

do potrzeb bran˝y energetycznej, 

lotniczej, transportowej oraz innych 

o kluczowym znaczeniu – jest dost´pna 

w ofercie firmy Kennametal, 

w zwiàzku z przejćiem przez nià 

sektora materia∏ów wolframowych. 

wytrzyma∏ych stopów. Zaawansowana 

konstrukcja p∏ytek do frezów 

je˝owych sprawia, ˝e zawsze jeden 

punkt skrawajàcy jest w kontakcie 

z materia∏em roboczym w trakcie 

wejÊcia i wyjÊcia z obrabianego 

elementu. 

Pojedyncza linia styku na korpusie 

frezu oznacza, ˝e ˝adne dwie 

p∏ytki nie sà w kontakcie z elementem 

obrabianym na tej samej p∏aszczyênie 

osiowej. Zapewnia to razem 

Systemy frezów 

o du˝ym posuwie 

Frezy Stellram 7792 i 7793 osiowo 

kierujà si∏y skrawania do wrzeciona, 

zmniejszajàc w ten sposób 

jego zu˝ycie oraz poprawiajàc stabilnoÊç 

obróbki. Frezy czo∏owe 

Stellram pracujà przy ma∏ych g∏´bokoÊciach 

skrawania i bardzo wysokich 

wartoÊciach posuwu, co 

przek∏ada si´ na pr´dkoÊç usuwania 

metalu do 5 razy wi´kszà ni˝ 

w wypadku konwencjonalnych frezów. 

Oprócz frezowania czo∏owego 

z du˝ym posuwem, produkty 7792 

nadajà si´ tak˝e do frezowania 

kieszeni, rowkowania i frezowania 

wg∏´bnego. 

P∏ytki do frezowania z wysokim 

posuwem sà dost´pne z technologià 

X-Grade. Technologia ta wykorzystuje 

jako g∏ówny sk∏adnik ruten 

w po∏àczeniu ze spoiwem kobaltowym, 

co pozwala na uzyskanie 

doskona∏ej odpornoÊci na p´knićia 

termiczne i zapobiega ich propagacji. 

W rezultacie wartoÊci usuwania 

metalu sà do 5 razy wy˝sze ni˝ 

przy u˝yciu konwencjonalnych narz´dzi, 

a tak˝e zwi´ksza si´ ˝ywotnoÊç 

produktów. 

P∏ytki X-Grade sà dost´pne w wielu 

wersjach do ró˝norodnych zastosowaƒ. 

Zosta∏y one zaprojektowane 

tak˝e w celu zapewnienia najwy˝szych 

wartoÊci usuwania metalu 

w operacjach obróbki materia∏ów, 

takich jak tytan oraz innych trudno 

obrabialnych stopów na bazie niklu, 

kobaltu czy tytanu, które sà stosowane 

w bran˝ach lotniczej i energetycznej. 

Frezy je˝owe 5230 

o d∏ugiej kraw´dzi skrawajàcej 

Seria frezów je˝owych i p∏ytek 

Stellram 5230 o d∏ugiej kraw´dzi 

zapewnia znaczàcà redukcj´ czasu 

obróbki tytanu oraz innych wysoko 

optymalnà stabilnoÊç harmonicznà, 

redukujàc zu˝ycie energii i wyd∏u- 

˝ajàc ˝ywotnoÊç narz´dzia. Gwintowane 

otwory doprowadzajàce ch∏odziwo 

na korpusie frezu umo˝liwiajà 

selektywne blokowanie w celu regulacji 

ciÊnienia i obj´toÊci ch∏odziwa. 

Ka˝da p∏ytka ma swojà dysz´ 

ch∏odziwa w celu optymalnego odprowadzania 

wiórów. 

Przeglàd narz´dzi Stellram oferowanych 

przez Kennametal jest 

dost´pny w katalogu online – http:// 

www.kennametal.com. 

èród∏o: Mat. i fot. firmy Kennametal 


5


Wyzwania zwiàzane z obróbkà 

materia∏ów ISO P 

Klasyfikacja ISO P materia∏ów obrabianych obejmuje metale nazywane ogólnie stalami. Stopy w´gla 

i ˝elaza to najpopularniejszy typ materia∏ów, stosowany we wszystkich bran˝ach. Tak szeroki zakres 

zastosowania przyczyni∏ si´ do powstania wielu gatunków stali o ró˝nych w∏aÊciwoÊciach fizycznych, 

powodujàcych ró˝ne problemy z wydajnoÊcià obróbki. Problemy te, w po∏àczeniu z kwestiami ekonomicznymi 

zwiàzanymi z wymaganiami produkcji masowej, sprawiajà, ˝e obróbka stali ISO P jest 

wyzwaniem dla producentów cz´Êci oraz producentów narz´dzi stosowanych do ich obróbki. 

System ISO 

System klasyfikacji materia∏ów 

obrabianych ISO dzieli si´ na szeÊç 

kategorii (rys. 1). Grupa K obejmuje 

˝eliwa. Do grupy S nale˝à ˝aroodporne 

superstopy, w tym stopy 

niklu i tytanu. Materia∏y nale˝àce 

do grupy H cechujà si´ wysokà 

twardoÊcià i sà to przede 

wszystkim stale utwardzone do 

45 – 65 HRC. Stale nierdzewne, 

czyli stopy o zawartoÊci chromu 

przekraczajàcej 12%, sk∏adajà si´ 

na grup´ M. Kategoria N obejmuje 

metale nie˝elazne, g∏ównie aluminium 

oraz miedê i mosiàdz. 

Z kolei klasyfikacja P obejmuje 

stale niestopowe, niskostopowe 

i wysokostopowe, w tym stopy 

utwardzone do 400 HB i stale 

nierdzewne o zawartoÊci chromu 

nieprzekraczajàcej 12%. Do grupy 

ISO P nale˝à tak˝e niektóre ciàgliwe 

stopy ˝elaza o d∏ugich wiórach. 

Klasyfikacja opiera si´ przede 

wszystkim na dominujàcych w∏aÊciwoÊciach 

fizycznych ró˝nych materia∏ów. 

W∏aÊciwoÊci te w praktyce 

okreÊlajà reakcj´ materia∏u 

na obróbk´ oraz wp∏yw obróbki 

na ostrze. Materia∏y z grupy K 

cechujà si´ wysokà ÊcieralnoÊcià, 

która zwi´ksza zu˝ycie narz´dzia. 

˚aroodporne superstopy 

z grupy S cechujà si´ ogólnie s∏abà 

przewodnoÊcià cieplnà, co powoduje 

wzrost temperatury w strefie 

skrawania i mo˝e prowadziç 

do deformacji narz´dzia. Twarde 

materia∏y z grupy H wywierajà 

du˝y nacisk na narz´dzia, a tak˝e 

powodujà wytwarzanie ciep∏a. 

Grupa M wyró˝nia si´ utwardzaniem 

pod wp∏ywem odkszta∏cania 

spowodowanego skrawaniem. 

Zwi´kszona si∏a skrawania i wytwarzanie 

ciep∏a mo˝e prowadziç 

do zu˝ycia karbowego i innych 

problemów. Metale kategorii N 

cz´sto przywierajà do narz´dzia 

skrawajàcego, powodujàc tworzenie 

si´ narostów, s∏abe wykoƒczenie 

powierzchni i p´knićia 

narz´dzi. 

Wszystkie wymienione pi´ç 

grup ISO cechuje si´ mniej lub 

bardziej dominujàcymi w∏aÊciwoÊciami 

fizycznymi, co pozwala na 

stworzenie narz´dzi, które w pewnym 

stopniu przeciwdzia∏ajà negatywnemu 

wp∏ywowi na narz´dzie 

skrawajàce. Na przyk∏ad, w narz´dziach 

do skrawania materia∏ów 

z grupy H k∏adzie si´ nacisk na 

si∏´, a narz´dzia do skrawania metali 

kategorii N cechujà si´ du˝à 

ostroÊcià i u∏atwiajà sp∏yw wióra 

oraz przeciwdzia∏ajà przyleganiu. 

Jednak˝e obróbka elementów 

wytworzonych z metali z grupy 

ISO P wià˝e si´ z bardziej z∏o- 

˝onymi wyzwaniami. Stal, a kon- 

Rys. 1. Materia∏y obrabiane wed∏ug klasyfikacji ISO 



kretnie szeroko poj´te stale stopowe, 

mogà cechowaç si´ kilkoma, 

a nawet wszystkimi w∏aÊciwoÊciami 

wp∏ywajàcymi na narz´dzia 

skrawajàce, choç zazwyczaj 

w∏aÊciwoÊci te nie sà bardzo 

wyraêne. Utrudnia to wytwarzanie 

odpowiednich narz´dzi: w wielu 

przypadkach narz´dzie o ostrych 

kraw´dziach, opracowane z myÊlà 

o przeciwdzia∏aniu przylegania 

stali niskostopowych, nie jest 

w stanie sprostaç wysokiej ÊcieralnoÊci 

innego gatunku stali. Co 

wićej, nieustannie trwajà prace 

nad nowymi, wyspecjalizowanymi 

gatunkami stali, poniewa˝ 

producenci poszukujà materia- 

∏ów spe∏niajàcych ich szczególne 

wymagania dotyczàce produkowanych 

elementów. 

Sztuka obróbki metali 

Podczas obróbki stali stopowych 

zachowanie równowagi mi´dzy 

w∏aÊciwoÊciami narz´dzi przypomina 

spacer po linie. Osiàgnićie 

tej równowagi wymaga zrozumienia 

natury procesu obróbki 

metali oraz interakcji mi´dzy obrabianym 

materia∏em a narz´dziem 

skrawajàcym. 

Obróbka metali nie polega na 

rozdzielaniu przedmiotów w sposób 

przypominajàcy cićie no˝em. 

Proces skrawania wià˝e si´ z przyk∏adaniem 

nacisku na materia∏ 

obrabiany w celu jego zdeformowania 

i od∏upania w formie 

wióra. Od∏upywaniu towarzyszy 

wiele efektów ubocznych. Si∏y mechaniczne 

wymagane do wystarczajàcego 

odkszta∏cenia materia- 

∏u powodujà ogromny nacisk, 

jak równie˝ wzrost temperatury 

do 800 – 900°C. Przerywane skrawanie 

oraz obróbka cz´Êci z twardymi 

wtràceniami powoduje 

wstrzàsy narz´dzi skrawajàcych. 

Poza kwestiami mechanicznymi 

konieczne jest tak˝e uwzgl´dnienie 

wp∏ywu wysokiej temperatury 

i si∏ nacisku na reakcje chemiczne 

zachodzàce mi´dzy materia∏em 

narz´dzia a materia∏em obrabianym, 

które mogà prowadziç 

do zu˝ycia chemicznego w formie 

dyfuzji i kraterowania. Skrawaniu 

metalu towarzyszy tak˝e tarcie. 

Formowanie wióra i jego kontakt 

z narz´dziem powoduje tarcie i tak 

zwane efekty trybologiczne. Trybologia 

to nauka badajàca powierzchnie 

stykajàce si´ ze sobà 

w okreÊlonych temperaturach 

i przy okreÊlonym nacisku oraz 

okreÊlajàca wzajemny wp∏yw tych 

czynników. Wszystkie te si∏y i interakcje 

powodujà ró˝ne efekty. 

Najwa˝niejszym z nich jest zu˝ycie 

narz´dzia. 

Ró˝na stal, 

ró˝ne narz´dzia 

Wp∏yw obróbki na elementy 

ze stali zale˝y od sk∏adu stali 

stopowej oraz procesu jej produkcji. 

Na przyk∏ad, stale niestopowe 

o zawartoÊci w´gla poni˝ej 

0,25% zosta∏y stworzone 

z myÊlà o zastosowaniach takich 

jak osie pojazdów, które powinny 

byç wytrzyma∏e oraz odporne na 

wstrzàsy i p´knićia. W obrabianych 

stalach niestopowych walcowanych 

i kutych powstajà wióry 

trudne do od∏amania, Êcierajàce 

powierzchni´ narz´dzia skrawajàcego 

i powodujàce zu˝ycie kraterowe, 

a nawet problemy z przyleganiem. 

Narz´dzia przeznaczone 

do obróbki takich materia∏ów 

cechujà si´ ostrymi kraw´dziami 

u∏atwiajàcymi od∏upywanie fragmentów 

materia∏u, a tak˝e majà 

pow∏oki odporne na zu˝ycie chemiczne 

i zmniejszajàce tarcie. 

Z drugiej strony stale wysokostopowe 

o zawartoÊci pierwiastków 

stopowych przekraczajàcej 

5%, w tym pierwiastków 

takich jak mangan, mogà zostaç 

utwardzone z przeznaczeniem do 

zastosowania w komponentach 

wymagajàcych odpornoÊci na Êcieranie 

i sztywnoÊci, m.in. w elementach 

hydraulicznych i maszynowych. 

Wióry wytwarzane 

przez te materia∏y cechujà si´ 

zazwyczaj ∏atwym formowaniem 

i od∏amywaniem, ale narz´dzia 

s∏u˝àce do ich obróbki sà nara- 

˝one na du˝y nacisk i wysokie 

temperatury. W przypadku elementów 

obrabianych wytworzonych 

metodà odlewania lub kucia, 

nierówne powierzchnie i potencjalne 

∏àczenia wynikajàce z zastosowania 

formy wymagajà narz´dzi 

Rys. 2. Przyk∏ad p∏ytki do toczenia stali: 

WNMG080404-MF2,TP1500 

Rys. 3. Przyk∏ad p∏ytki do frezowania 

stali: LOEX080404TR-M08, F40M 

skrawajàcych o wysokiej ciàgliwoÊci 

i odpornoÊci na Êcieranie. 

Kwestie ekonomiczne 

Tradycyjnym celem obróbki 

skrawaniem jest wytwarzanie 

wi´kszej liczby cz´Êci w krótszym 

czasie, co wymaga zastosowania 

najbardziej agresywnych dost´pnych 

parametrów skrawania. 

Jednak na ten prosty cel mogà 

wp∏ywaç inne kwestie. W wyborze 

parametrów skrawania du˝à rol´ 

mogà spe∏niaç czynniki ekonomiczne. 

Cz´Êci, takie jak komponenty 

dla przemys∏u lotniczego, 

wytwarzane z egzotycznych stopów 

sà cz´sto produkowane 

w stosunkowo niewielkiej liczbie. 

Producenci obrabiajà cz´Êci, 

korzystajàc z parametrów majàcych 

na celu maksymalizacj´ niezawodnoÊci 

procesu i oszcz´dnoÊç 

drogich materia∏ów oraz cennego, 

zainwestowanego ju˝ czasu produkcji. 

W wyniku tego pr´dkoÊci 

i posuwy stosowane w przypadku 

zaawansowanych materia∏ów 

zapewniajà wydajnoÊç, lecz sà 

niezmienne. 


7


Rys. 4. Energia wymagana dla ró˝nych 

pr´dkoÊci/posuwów w celu osiàgnićia 

danego tempa usuwania materia∏u 

PodejÊcie do obróbki stali cz´sto 

jest inne. Wiele cz´Êci stalowych 

jest produkowanych w du˝ej liczbie, 

z wysokà pr´dkoÊcià w celu 

zapewnienia maksymalnego zysku 

ze stosunkowo prostych cz´Êci wytwarzanych 

z taƒszych materia- 

∏ów. Du˝e pr´dkoÊci skrawania, 

typowe rozwiàzanie pozwalajàce 

osiàgnàç wysokà produktywnoÊç, 

wymaga substratów narz´dzi skrawajàcych, 

które zachowujà parametry 

w wysokich temperaturach 

skrawania. W zwiàzku z coraz 

wi´kszà gamà dost´pnych stali 

stopowych producenci i warsztaty 

cz´sto muszà konsultowaç si´ 

z producentami narz´dzi skrawajàcych 

w celu okreÊlenia gatunku 

i geometrii narz´dzia, która najlepiej 

sprawdzi si´ w danym zastosowaniu. 

Nieprzerwany rozwój narz´dzi 

ma na celu tworzenie narz´dzi, 

które sà w stanie sprostaç 

ró˝nym wyzwaniom zwiàzanym ze 

stopami stali. Producenci poszukujà 

narz´dzi oferujàcych wy˝szà 

ostroÊç i si∏´, pow∏oki i geometrie 

odporne na wysokà temperatur´, 

ciÊnienie, reakcje chemiczne i przyleganie 

powodujàce zu˝ycie. 

ÂwiadomoÊç Êrodowiskowa 

Stosunkowo nowà kwestià, która 

równie˝ wp∏ywa na wybór parametrów 

obróbki stali, jest stosowanie 

przez wielu producentów 

tzw. zielonych inicjatyw 

majàcych na celu ochron´ Êrodowiska 

naturalnego. Obejmujà 

one ograniczanie zu˝ycia energii 

i minimalizacj´ iloÊci odpadów 

wytwarzanych podczas obróbki. 

W przypadku obróbki metali egzotycznych 

najwa˝niejszà kwestià 

pozostajà wyzwania techniczne. 

W przypadku stali coraz wi´ksze 

znaczenie ma kwestia Êrodowiska. 

Jednà z metod ograniczania 

zu˝ycia energii jest zmniejszanie 

pr´dkoÊci skrawania (rys. 4). 

W wielu przypadkach producenci 

sà w stanie zachowaç produktywnoÊç, 

podnoszàc proporcjonalnie 

posuw i g∏´bokoÊç skrawania. 

Poza oszcz´dnoÊcià energii, strategie 

te podnoszà równie˝ trwa∏oÊç 

narz´dzi. To z kolei zmniejsza iloÊç 

odpadów powstajàcych w wyniku 

procesu obróbki – zmniejsza si´ 

liczba kraw´dzi skrawajàcych i p∏ytek 

zu˝ywanych podczas produkcji 

okreÊlonej liczby cz´Êci. Zastosowanie 

ni˝szych pr´dkoÊci skrawania 

zmniejsza tak˝e iloÊç wytwarzanego 

ciep∏a, co mo˝e prowadziç 

do mniejszego zu˝ycia ch∏odziwa, 

które jest niepo˝àdanym odpadem 

procesu obróbki metalu. 

Wnioski 

Stale ISO P sà postrzegane jako 

znane, szeroko stosowane materia∏y 

do produkcji cz´Êci, wić 

obróbka stali stopowych rzadko 

jest przedmiotem szczegó∏owego 

zainteresowania i analiz. Jednak˝e 

zrozumienie przez producentów 

zró˝nicowanych wyzwaƒ zwiàzanych 

z obróbkà stali, którym 

mo˝na sprostaç, starannie dobierajàc 

narz´dzia, zapewnia wzrost 

wydajnoÊci, który dzi´ki du˝ym 

wolumenom produkcyjnym przek∏ada 

si´ na znaczne zyski, a tak˝e 

ochron´ Êrodowiska. 

SECO TOOLS POLAND Sp. z o.o. 

ul. Naukowa 1, 02-463 Warszawa 

tel. +48 22 637-53-83 

fax +48 22 637-53-84 

mob. +48 607-559-607 

seco.pl@secotools.com 

www.secotools.com/pl 



Sensory MICROmote ® 

Zminiaturyzowane sensory fotoelektryczne 

MICROmote ® firmy 

Balluff z odseparowanym elektronicznym 

blokiem przetwarzania sygna∏u 

zapewniajà doskona∏e parametry 

optyczne przy ma∏ej obj´toÊci 

dzi´ki wykorzystaniu do ich produkcji 

miniaturowych diod LED, 

fotodiod i fototranzystorów. Do produkcji 

tych elementów firma Balluff 

opracowa∏a i opatentowa∏a specjalny 

proces technologiczny, pozwalajàcy 

na osiàgnićie du˝ej precyzji 

optycznej. 

Sensory MICROmote nadajà si´ 

doskonale do zastosowaƒ w ma∏ych 

przestrzeniach instalacyjnych oraz 

na ruchomych cz´Êciach maszyn 

i chwytakach robotów, gdzie wymagana 

jest dodatkowo ma∏a masa 

komponentów. 

Te odporne mechanicznie elementy 

sà zamykane w metalowych 

obudowach i wspó∏pracujà z zewn´trznym 

wzmacniaczem, który 

mo˝e byç umieszczony poza strefà 

pracy. Kable elektryczne o du˝ej 

elastycznoÊci zapewniajà bezpieczne 

przesy∏anie sygna∏ów z sensora 

mi´dzy g∏owicà, w której jest on zamocowany, 

i wzmacniaczem. Dzi´ki 

temu elementy te mogà stanowiç 

alternatyw´ dla Êwiat∏owodów. Dodatkowà 

zaletà sà ergonomicznie 

umieszczone wskaêniki i elementy 

operacyjne wzmacniacza. 

G∏owice sensorów fotoelektrycznych 

o wymiarach zaledwie kilku 

milimetrów nie tylko cechujà si´ 

znakomitymi parametrami technicznymi, 

ale te˝ oferujà inne cechy 

mogàce zadecydowaç o ich sukcesie 

rynkowym. Dzi´ki wprowadzeniu 

systemu modu∏owego, u˝ytkownicy 

mogà szybko i tanio stworzyç 

po˝àdanà implementacj´. Nie 

ma znaczenia, czy w danym zastosowaniu 

wykrywa si´ drobne 

elementy, identyfikuje i zlicza obiekty 

czy te˝ mierzy poziom nape∏nienia 

zbiornika pieniàcà si´ cieczà. 

W ofercie dost´pne sà sensory 

dyfuzyjne, through-beam, pró˝niowe, 

kamertonowe, jak równie˝ precyzyjne 

sensory rurowe wykorzystywane 

m.in. do wykrywania p∏ynów 

i bàbli. 

˚ród∏o: mat. firmy Balluff 

Firma FARO Technologies, Inc. 

wprowadzi∏a na rynek nowà g∏owic´ 

skanujàcà – FARO ® Laser Line 

Probe HD. Zaawansowane mo˝liwoÊci 

nowego trójwymiarowego 

skanera HD i zalety ramienia pomiarowego 

FARO Edge sk∏adajà si´ 

na wysokowydajny przenoÊny system 

do pomiarów kontaktowych 

i bezkontaktowych – rami´ pomiarowe 

FARO Edge ScanArm HD. 

Rys. 1 

Rami´ pomiarowe FARO ® Edge ScanArm HD 

– szybkie skanowanie i przejrzyste dane o rozdzielczoÊci 

Niewielkie i ∏atwe w obs∏udze 

rami´ pomiarowe Edge ScanArm 

HD (rys. 1) umo˝liwia b∏yskawiczne 

gromadzenie chmur punktów 

z najwy˝szà rozdzielczoÊcià i du˝à 

dok∏adnoÊcià. Nowe funkcje pozwalajà 

na bezproblemowe skanowanie 

materia∏ów o ró˝nej strukturze 

powierzchni niezale˝nie od kontrastu, 

wspó∏czynnika odbicia czy 

z∏o˝onoÊci cz´Êci, bez nak∏adania 

specjalnych pow∏ok i rozmieszczania 

znaczników. 

Szerszy promieƒ lasera i du˝a 

szybkoÊç odtwarzania klatek znacznie 

poprawiajà wydajnoÊç, zwi´kszajàc 

zasi´g i skracajàc czas 

skanowania. Wysoka rozdzielczoÊç 

2 000 rzeczywistych punktów na 

lini´ skanowania i nowy niebieski 

laser z technologià redukcji szumów 

umo˝liwiajà precyzyjnà rejestracj´ 

szczegó∏ów komponentów 

o skomplikowanych kszta∏tach. 

Zastosowanie nowej funkcji celownika 

oraz znanej ju˝ funkcji wskaênika 

zakresu LED, które umo˝liwiajà 

uzyskiwanie informacji o skanowaniu 

w czasie rzeczywistym, pozwoli∏o 

znacznie skróciç czas nauki 

obs∏ugi urzàdzenia (rys. 2). 

Rys. 2 

FARO Edge ScanArm HD to 

narz´dzie znajdujàce zastosowanie 

w projektowaniu, inspekcji i kontroli 

jakoÊci produktów. Oferuje takie 

mo˝liwoÊci, jak: porównywanie 

chmury punktów z modelem CAD, 

szybkie badanie prototypów, in˝ynieria 

odwrotna oraz modelowanie 

trójwymiarowe. 

W po∏àczeniu z uniwersalnym 

oprogramowaniem pomiarowym 

CAM2 Measure 10 urzàdzenie firmy 

FARO stanowi unikatowe rozwiàzanie 

do pomiarów kontaktowych 

i bezkontaktowych. 

Wićej informacji: 

www.faro.com/poland 


9


Radioline 

Radioline to nowy system radiowy 

oferowany przez Phoenix Contact 

o zasi´gu do wielu kilometrów, który 

cechuje proste uruchamianie. Do 

przypisania wejÊç i wyjÊç wystarczy 

jedno przekrćenie pokr´t∏a, bez koniecznoÊci 

programowania. Dzi´ki 

zastosowanej technologii Trusted 

Wirless system jest niezawodny 

w zastosowaniach w Êrodowisku 

przemys∏owym. 

Z zastosowania systemu Radioline 

wynikajà nast´pujàce korzyÊci: 

– ∏atwe uruchamianie systemów 

radiowych za pomocà pokr´t∏a bez 

koniecznoÊci programowania, 

– elastycznoÊç w tworzeniu sieci 

– Radioline obs∏uguje zarówno po- 

∏àczenia point-to-point, jak równie˝ 

z∏o˝one sieci Mesh, zawierajàce do 

250 uczestników, 

– zasi´g do wielu kilometrów 

dzi´ki ustawianej szybkoÊci transmisji 

danych, 

– wszechstronne zastosowanie 

– Radioline transmituje zarówno 

sygna∏y I/O, jak równie˝ dane szeregowe, 

– bezp∏atne stosowanie na ca∏ym 

Êwiecie dzi´ki modu∏owi radiowemu 

pracujàcemu w niewymagajàcym 

licencji paÊmie 2,4 GHz. 

Szczególnie wysokie zasi´gi do 

33 km i bezp∏atne zastosowanie 

z modu∏em 900 MHz mo˝liwe jest 

w Ameryce, Australii, Nowej Zelandii. 

Modu∏ radiowy do u˝ytkowania 

w Europie bez licencji – pasmo 

cz´stotliwoÊci 868 MHz. 

W Warszawskim Domu Technika 

NOT, podczas uroczystej Gali, która 

odby∏a si´ 26 listopada 2014 r., podsumowano 

czwartà edycj´ Konkursu 

FSNT-NOT „Laur InnowacyjnoÊci” 

im. Stanis∏awa Staszica. W konkursie 

udzia∏ biorà firmy, które z powodzeniem 

wdro˝y∏y najlepsze pomys∏y, 

rozwiàzania i wynalazki, zapewniajàce 

im sukces gospodarczy. 

GoÊçmi uroczystoÊci byli m.in.: 

sekretarze stanu w Kancelarii Prezydenta 

RP Olgierd Dziekoƒski i Dariusz 

M∏otkiewicz, prezes Urz´du 

Patentowego RP Alicja Adamczak, 

prezes Urz´du Dozoru Technicznego 

Mieczys∏aw Borowski, prorektor 

Politechniki Warszawskiej Stanis∏aw 

Wincenciak, prezes FSNT-NOT Ewa 

Fot. (mj) 

Nagrody za innowacyjnoÊç 

Laur InnowacyjnoÊci 2014 

Maƒkiewicz-Cudny, sekretarz generalny 

FSNT-NOT Jacek Kubielski, 

dyrektor departamentu w Ministerstwie 

Infrastruktury i Rozwoju Regionalnego 

Marcin ¸ata, przewodniczàcy 

Rady Sto∏ecznej NOT i zarazem 

przewodniczàcy Kapitu∏y Konkursu 

„Laur InnowacyjnoÊci” Eugeniusz 

Budny, prezes Warszawskiego 

Domu Technika NOTJerzy Ro˝ek 

oraz prezes Zespo∏u Us∏ug Technicznych 

RS NOT, przewodniczàcy GKR 

FSNT-NOT Ryszard Marciƒczak. 

List gratulacyjny do organizatorów 

i laureatów konkursu wystosowa∏ 

wicepremier minister gospodarki 

Janusz Piechociƒski. 

„Laur InnowacyjnoÊci” Kapitu∏a 

Konkursu przyzna∏a 41 firmom, 

plus jedno wyró˝nienie, w 14 kategoriach: 

I. Budownictwo, konstrukcje, 

bezpieczeƒstwo i po˝arnictwo; 

II. Ekologia, geodezja, gospodarka 

wodna; III. Energetyka, elektrotechnika; 

IV. Górnictwo i hutnictwo; 

V. Informatyka, telekomunikacja, 

elektronika, automatyka; VI. In˝ynieria 

materia∏owa, nanotechnologie; 

VII. Mechanika, maszyny i urzàdzenia; 

VIII. Technika medyczna, 

przemys∏ farmaceutyczny, chemia; 

IX. Przemys∏ spo˝ywczy, rolnictwo, 

ogrodnictwo, leÊnictwo; X. Obiekty 

u˝ytecznoÊci publicznej; XI. Transport, 

komunikacja; XII. W∏ókiennictwo, 

papiernictwo, opakowania. 

XIII. Innowacje o charakterze spo- 

∏eczno-gospodarczym; XIV. Technika 

wojskowa. 

W kategorii „Mechanika, maszyny 

i urzàdzenia” nagrody otrzyma∏y 

firmy: 

Bràzowy Laur InnowacyjnoÊci: 

STIGAL za projekt: G∏owica Multi3D 

do cićia i fazowania plazmà 

i tlenem oraz spawania 

Srebrny Laur InnowacyjnoÊci: 

Prima Power Central Europe 

Sp. z o.o. za projekt: The System 

– w pe∏ni zautomatyzowana innowacyjna 

linia do obróbki blachy 

Z∏oty Laur InnowacyjnoÊci: 

Eckert AS Sp. z o.o. za projekt: 

Diament Fiber Laser z systemem 

Piercing Control System (PCS – System 

Kontroli Przebijania) 



Innowacyjne konstrukcje urzàdzeƒ 

do szlifowania precyzyjnego i szybkoÊciowego 

We wszystkich sektorach produkcji przemys∏owej – poczàwszy od cićia 

walców krzemowych, przez polerowanie form odlewniczych, a˝ do wytwarzania 

najdrobniejszych elementów: zakres tolerancji dok∏adnoÊci 

wykonania kszta∏tu powierzchni jest stale zaw´˝any, a dopuszczalnà 

chropowatoÊç okreÊla si´ w wymiarach niemal nanometrycznych. 

Tendencje te wymuszane sà zarówno przez post´pujàcà miniaturyzacj´, 

jak i dà˝enie do wytwarzania maszyn, pojazdów i urzàdzeƒ zu˝ywajàcych 

coraz mniej energii i surowców. Dlatego te˝ g∏adkoÊç powierzchni 

– powlekanych, szlifowanych, docieranych czy polerowanych – to wa˝ny 

czynnik decydujàcy o efektywnoÊci innowacyjnych produktów. 

Cićie materia∏ów i ich obróbka 

przez szlifowanie czy polerowanie sà 

jednymi z najstarszych technologii 

wykorzystywanych przez cz∏owieka. 

Mimo post´pów w zakresie obróbki 

skrawaniem szlifowanie nadal 

pozostaje jednà z g∏ównych metod 

wykorzystywanych w przemyÊle 

precyzyjnym. Mateusz Cieniek, 

Okamoto Application Engineer z 

centrum badawczo-rozwojowego 

we Wroc∏awiu: „Nie ma mo˝liwoÊci 

uzyskania powierzchni absolutnie 

g∏adkiej, jednak wcià˝ dà˝ymy do 

osiàgnićia stanu idealnego. Tylko 

nieliczne metody obróbki pozwalajà 

uzyskaç jakoÊç powierzchni, jakà 

otrzymujemy w procesie bardzo dok∏adnego 

szlifowania, docierania, 

honowania i polerowania. Nowe 

rozwiàzania z zakresu technologii 

urzàdzeƒ, spoiw i Êcierniw, a tak˝e 

nowe metody obciàgania Êciernic 

stale poszerzajà zakres mo˝liwoÊci”. 

Ze wzgl´du na mo˝liwoÊci zastosowania 

g∏adkie powierzchnie sà 

istotne dla producentów, którzy 

cz´sto ju˝ na etapie opracowywania 

np. nowych urzàdzeƒ uwzgl´dniajà 

je jako elementy konstrukcyjne. 

Typowym przyk∏adem jest szybkoÊciowe 

skrawanie metali, które 

mo˝e byç wykonywane wy∏àcznie 

za pomocà urzàdzeƒ zbudowanych 

z wyjàtkowo precyzyjnie wykonanych 

elementów. Tolerancje okreÊlane 

dla prowadnic, wa∏ów i kó∏ 

Firma Okamoto oferuje kompleksowe 

rozwiàzania do szlifowania 

Êciernicowego, umo˝liwiajàce u˝ytkownikom 

szybkie i ekonomiczne 

szlifowanie z zachowaniem najwy˝szej 

precyzji. W tym celu wszystkie 

Technologia „Zero-Ideal” 

– po∏àczenie szybkoÊci i precyzji 

z´batych sà na ostrzach narz´dzi zaw´˝ane 

i ze wzgl´du na wyst´pujàce 

w tych miejscach znaczne obcià˝enie 

ich przekroczenie mo˝e 

skutkowaç nieefektywnà pracà urzàdzenia 

lub niedopuszczalnà niedok∏adnoÊcià 

wykonania. Aby mo˝liwe 

by∏o wykonanie elementów 

z dok∏adnoÊcià < 1 µm, niezb´dne 

jest stosowanie precyzyjnych szlifierek 

i systemów narz´dziowych. 

Mateusz Cieniek: „ChropowatoÊç 

powierzchni elementów ma zasadniczy 

wp∏yw na jakoÊç i trwa∏oÊç 

produktu. G∏adkoÊç powierzchni to 

ponadto wa˝ny czynnik pozwalajàcy 

zwi´kszyç efektywnoÊç energetycznà 

i surowcowà. Dzi´ki niemu 

producenci majà mo˝liwoÊç trwa- 

∏ego obni˝enia szkodliwego oddzia- 

∏ywania na Êrodowisko, na przyk∏ad 

przez zmniejszone zu˝ycie 

smarów czy stosowanie wydajniejszych 

i bardziej oszcz´dnych silników. 

I tak na przyk∏ad nowoczesne 

∏o˝yska toczne z niskim oporem 

tarcia cechujà si´ wyraênie wy˝szà 

dok∏adnoÊcià biegu i wymiarów 

oraz – za sprawà ulepszonej powierzchni 

– wspó∏czynnikiem tarcia 

znacznie ni˝szym od ∏o˝ysk, które 

jeszcze do niedawna by∏y powszechnie 

stosowane. Tym samym 

okres eksploatacji produktu zostaje 

istotnie wyd∏u˝ony, zwi´kszajàc 

efektywnoÊç i ekonomicznoÊç nap´dów.” 

modele szlifierek ze sto∏em obrotowym, 

szlifierki bramowe, szlifierki 

do p∏aszczyzn oraz do szlifowania 

kszta∏towego wyposa˝ono w technologi´ 

„Zero-Ideal” (fot. 1). Obejmuje 

ona konstrukcj´ urzàdzenia, 

Fot. 1. Firma Okamoto oferuje kompleksowe 

rozwiàzania do szlifowania Êciernicowego, 

umo˝liwiajàce u˝ytkownikom 

szybkie i ekonomiczne szlifowanie z zachowaniem 

najwy˝szej precyzji; do tego 

celu szlifierka PRG DXNC ze sto∏em obrotowym 

zosta∏a wyposa˝ona w technologi´ 

„Zero-Ideal” (fot. Okamoto Europe) 

w której elementy, takie jak: ∏o˝e, 

∏o˝yskowanie sto∏u szlifierskiego, 

nap´dy liniowe, prowadnice i systemy 

obróbki skrawaniem zaprojektowano 

z myÊlà o efektywnoÊci 

ekonomicznej i najwy˝szej precyzji. 

Mateusz Cieniek: „Stosujàc przyk∏adowo 

szlifierki do p∏aszczyzn 

firmy Okamoto, mo˝liwe jest uzyskanie 

kszta∏tu powierzchni w zakresie 

wymiarowym wyra˝anym 

w mikrometrach z zachowaniem 

tolerancji o ponad po∏ow´ mniejszych 

ni˝ dotychczas obowiàzujàce. 

Przy tego rodzaju szlifowaniu 

mo˝emy zachowaç tolerancje 

maks. 0,5 µm na powierzchni ruchu 

posuwowego sto∏u o wymiarach 

4000 mm wzd∏u˝nie × 800 mm 

poprzecznie. Przyk∏adem zastosowania 

najnowoczeÊniejszych urzàdzeƒ 

firmy Okamoto w przemyÊle 

optycznym jest obróbka mechaniczna 

szkie∏ pomiarowych i zwierciade∏ 

optycznych, gdzie na odcinku 

o d∏ugoÊci 1500 mm mo˝liwe jest 

uzyskanie 30 nm. Podczas polerowania 

na lustrzany po∏ysk dzi´ki 

technologii „Zero-Ideal” szlifierka 

Okamoto UPZ 525 NCII umo˝liwia 

uzyskanie powierzchni o chropowatoÊci 

Ra 0,087 µm przy gruboÊci 

warstwy skrawanej 0,004 mm.” 

Innym przyk∏adem urzàdzenia ∏àczàcego 

szybkoÊç z precyzjà jest 


11


Fot. 2. Przyk∏adem urzàdzenia ∏àczàcego szybkoÊç 

z precyzjà jest model IGM 15 NC III do szlifowania 

wewn´trznych powierzchni walcowych; zastosowanie 

wrzecion z silnikiem pràdu wysokiej 

cz´stotliwoÊci i zakresem pr´dkoÊci obrotowej 

10 000 – 60 000 min -1 gwarantuje uzyskanie po˝àdanych 

rezultatów (fot. Okamoto Europe) 

Fot. 3. WydajnoÊç i maksymalna precyzja ekspresowej obróbki to 

zalety, z których korzystajà u˝ytkownicy modelu szlifierki profilowej 

mikro „Double Eagle” UPZ 210 Li II (fot. Okamoto Europe) 

model IGM 15 NC III 2 do szlifowania 

wewn´trznych powierzchni walcowych 

(fot. 2). Zastosowanie wrzecion 

z silnikiem pràdu wysokiej cz´stotliwoÊci 

i zakresem pr´dkoÊci obrotowej 

10 000 – 60 000 min -1 gwarantuje 

uzyskanie po˝àdanych rezultatów. 

Aby zapewniç maksymalnà dok∏adnoÊç 

powtarzalnoÊci, podczas posuwu 

poprzecznego standardowo aktywowany 

jest system stabilizacji 

temperatury Êruby pociàgowej. 

WydajnoÊç i maksymalna precyzja 

ekspresowej obróbki to cechy charakteryzujàce 

model szlifierki profilowej 

mikro „Double Eagle” UPZ 

210 Li II, umo˝liwiajàcej prac´ 

wrzeciona z pr´dkoÊcià obrotowà 

40 000 min -1 (fot. 3). Najnowsze 

silniki liniowe zapewniajàce maksymalnà 

precyzj´ i do 250 skoków 

podwójnych/min pozwalajà na wyjàtkowo 

szybkà obróbk´ przy pr´dkoÊci 

posuwu sto∏u rz´du 50 m/min. 

Nowa generacja lekkich robotów Universal Robots 

Podczas Mi´dzynarodowych Targów Przemys∏owych MSV w Brnie 

w 2014 r. Universal Robots zaprezentowa∏ trzecià generacj´ lekkich 

robotów UR5 oraz UR10. Ulepszone ramiona robotyczne zosta∏y 

wyposa˝one w specjalne funkcje – enkodery True Absolute, osiem 

nowych regulowanych funkcji systemu bezpieczeƒstwa, podwojonà 

liczb´ wbudowanych uk∏adów wejÊç/wyjÊç oraz zwi´kszonà mo˝liwoÊç 

pod∏àczeƒ urzàdzeƒ do kontrolera. System bezpieczeƒstwa robotów 

nowej generacji posiada certyfikat TÜV. 

Ramiona robotyczne UR5 i UR10 

wyposa˝one sà w wiele nowych 

funkcji przy sta∏ym za∏o˝eniu konstruowania 

∏atwych w u˝ytkowaniu, 

lekkich robotów przeznaczonych 

do bezpiecznej wspó∏pracy 

robota rami´ w rami´ z cz∏owiekiem. 

Wyglàd zewn´trzny szeÊcioprzegubowych 

ramion o udêwigu 

5 i 10 kilogramów nie zmieni∏ si´. 

G∏ównà innowacjà 

nowej generacji robotów 

UR sà enkodery 

True Absolute, 

co pozwala na szybsze 

uruchomienie 

robota. Pozycja bezwzgl´dna 

jest rozpoznawana 

zaraz po 

jego w∏àczeniu, eliminujàc 

potrzeb´ 

kalibracji ramienia 

robota. 

Ustawienia systemu 

bezpieczeƒstwa 

najnowszej generacji 

lekkich robotów 

Universal Robots mo˝na dostosowaç 

do indywidualnych rozwiàzaƒ. 

Rami´ mo˝e funkcjonowaç w dwóch 

trybach bezpieczeƒstwa – normalnym 

oraz ograniczonym. Zmiana 

ustawieƒ jest mo˝liwa równie˝ 

w czasie dzia∏ania robota. Do realizacji 

tych funkcji konieczne jest 

monitorowanie oÊmiu nowych funkcji 

bezpieczeƒstwa przez nowo opatentowany 

system bezpieczeƒstwa: 

pozycji i pr´dkoÊci przegubu, pozycji 

TCP (tool-center-point) robota, 

kierunku, pr´dkoÊci i si∏y, jak równie˝ 

p´du oraz mocy robota. Ustawienia 

mogà byç zmienione jedynie 

przez osoby posiadajàce dost´p do 

has∏a. Wszystkie funkcje bezpieczeƒstwa 

zosta∏y przetestowane zgodnie 

z normà PL d oraz certyfikowane 

przez TÜV. 

System bezpieczeƒstwa UR 

Safety 3.0 nowej generacji robotów 

UR5 i UR10 jest certyfikowany 

przez TÜV Nord i przetestowany 

zgodnie z normà EN ISO 13849:2008 

PL d oraz EN ISO 10218-1:2011, 

pkt 5.4.3. 

Kolejne usprawnienia to szesnaÊcie 

dodatkowych cyfrowych 

uk∏adów wejÊç/wyjÊç – prostych do 

 



Firma Eaton wprowadzi∏a na rynek 

nowà seri´ E75/E76 wydajnych czujników 

fotoelektrycznych z regulowanym 

obszarem t∏umienia t∏a i rozszerzonym 

zakresem detekcji. G∏ównym 

elementem tego rozwiàzania 

jest technologia IntelliView. ¸àczy 

ona du˝à liczb´ nowych technik 

wykrywania kontrastu, koloru i luminescencji 

dla szczególnie trudnych 

aplikacji, w których wymagana 

jest zwi´kszona precyzja przy wi´kszych 

odleg∏oÊciach i niesprzyjajàcych 

warunkach otoczenia. Urzàdzenia 

dzi´ki ma∏ej liczbie b∏´dów 

w wykrywaniu sprawdzajà si´ w najtrudniejszych 

aplikacjach. 

Wraz z serià E75/76 Eaton wprowadzi∏ 

czujniki fotoelektryczne z regulowanym 

obszarem t∏umienia t∏a. 

Wykrywajà one precyzyjnie obiekty 

do odleg∏oÊci 190 cm, jednoczeÊnie 

t∏umiàc np. wp∏yw kraw´dzi opakowania/pojemnika. 

Poza szerokim 

zakresem zastosowaƒ, czujniki wyró˝niajà 

si´ prostà instalacjà, co 

pozwala na ich przystosowanie do 

wymagaƒ wynikajàcych z warunków 

pracy. 

Firma Eaton opracowa∏a równie˝ 

laserowe czujniki odleg∏oÊci ze 

zwi´kszonà g∏´bokoÊcià detekcji, 

specjalnie dla serii E75/E76. Majà 

one na wyjÊciu sygna∏ w przedziale 

0 – 10 V, który zmienia si´ w zakresie 

pracy urzàdzenia proporcjonalnie 

do odleg∏oÊci pomi´dzy czo∏em 

czujnika a wykrywanym obiektem. 

Dokoƒczenie z 12 str. 

skonfigurowania zarówno jako sygna∏y 

cyfrowe, jak i sygna∏y bezpieczeƒstwa 

oraz przebudowany kontroler 

wraz ze zmienionym wyglàdem. 

SzeÊcioprzegubowe, wydajne ramiona 

robotyczne UR5 i UR10 

zosta∏y zaprojektowane z myÊlà 

o ma∏ych i Êrednich przedsi´biorstwach. 

Dzi´ki ich niewielkiej 

wadze oraz ∏atwoÊci obs∏ugi przy 

u˝yciu panelu dotykowego, ró˝nego 

rodzaju aplikacje mogà byç 

tworzone szybko, bez koniecznoÊci 

skomplikowanych szkoleƒ czy posiadania 

specjalistycznej wiedzy. 

Nowa generacja robotów Universal 

Robots jest ju˝ dost´pna 

w Polsce oraz w ca∏ym regionie 

Europy Ârodkowo-Wschodniej. 

Czujniki do zastosowaƒ specjalnych 

Zintegrowany laser 

klasy II wykrywa 

obiekty w zakresie 

odleg∏oÊci 

od 0,3 m do 4 m. 

Oprócz wyjÊç analogowych, 

nowe 

czujniki majà dwa 

wyjÊcia PNP, które 

mo˝na zaprogramowaç 

tak, aby 

prze∏àcza∏y si´ 

przy ustalanych 

odleg∏oÊciach. 

Czujniki fotoelektryczne 

firmy 

Eaton z serii 

E75/E76 sà podzielone 

na detektory koloru, kontrastu 

i luminescencji. 

Czujniki koloru wykorzystujà nowy 

algorytm „chromatycznoÊç plus nat´˝enie”. 

Zapewnia to zwi´kszonà 

czu∏oÊç na zmiany odcieni koloru 

i poprawia rozró˝nianie skali odcieni 

szaroÊci. Tryb „chromatycznoÊç 

plus nat´˝enie” jest zalecany do 

detekcji ró˝nych kolorów na tym 

samym typie materia∏u w zakresie 

wykrywania obiektów od 5 do 

45 mm od czo∏a czujnika. Standardowo 

mo˝na zaprogramowaç trzy 

odcienie koloru. OÊmiopinowe mikroz∏àcze 

M12 zapewnia równie˝ 

transmisj´ sygna∏ów analogowych. 

Wersje ze z∏àczem szeregowym 

(RS 485) umo˝liwiajà zdalnà komunikacj´. 

Czujniki kontrastu sà idealne do 

wykrywania odcieni szaroÊci (np. 

znaków pozycjonujàcych) lub obiektów 

ró˝niàcych si´ kolorem, jak 

równie˝ do detekcji obiektów w zakresie 

odleg∏oÊci do 10 mm od czo∏a 

czujnika. 

Dzi´ki komplementarnym wyjÊciom, 

czujniki mogà dzia∏aç w trybie 

jasno/ciemno. Zintegrowane 

w standardzie czteropinowe mikroz∏àcze 

M12 u∏atwia w∏àczenie czujników 

do istniejàcych instalacji. 

Przedmioty z powierzchniami odbijajàcymi 

lub obiekty Êwiecàce sà 

wykrywane przez czujniki luminescencyjne 

E75/E76 w zakresie odleg∏oÊci 

od 8 mm do 20 mm od 

czujnika. Przyjazna procedura konfiguracji 

umo˝liwia u˝ytkownikom 

dostosowanie ich do swoich aplikacji 

w zaledwie trzech krokach. 

Firma Eaton oferuje szeroki zakres 

dost´pnych globalnie czujników 

o maksymalnej precyzji, przystosowanych 

do prawie ka˝dej aplikacji. 

Poza mechanicznymi ∏àcznikami 

kraƒcowymi, producent oferuje 

ponad 1000 ró˝nych typów 

czujników indukcyjnych, optycznych 

i pojemnoÊciowych. Produkty te sà 

wykorzystywane przede wszystkim 

w budowie maszyn, technologiach 

pakowania, transporcie materia∏ów 

oraz w przemyÊle spo˝ywczym. 

Wićej informacji na stronie 

www.eaton.eu 

Smarowanie silników elektrycznych 

Wy˝sza produktywnoÊç i skuteczna ochrona ∏o˝ysk 

Wi´kszoÊç kupowanych przez nas 

przedmiotów nie powsta∏aby bez 

wykorzystania silników elektrycznych. 

Szacuje si´, ˝e na Êwiecie 

zak∏ady produkcyjne u˝ywajà ponad 

700 milionów silników elektrycznych. 

Wi´kszoÊç z nich pracuje 

w trudnych warunkach eksploatacyjnych, 

którym towarzyszà wysokie 

pr´dkoÊci, temperatury oraz ciÊnienia. 

Tak wymagajàce Êrodowisko 

pracy sprzyja przyÊpieszonemu 

zu˝yciu silnika i awariom, a to z kolei 

mo˝e zachwiaç wynikami finansowymi 

firmy. Dlatego wybór smarów 

zapewniajàcych niezawodnà 

i d∏ugà prac´ silnika mo˝na okreÊliç 

mianem strategicznej decyzji. 


13


Rola dobrego smarowania 

Smar w ∏o˝yskach silników elektrycznych 

nie tylko chroni je przed 

zu˝yciem, ale równie˝ zabezpiecza 

przed korozjà, py∏em i innymi zanieczyszczeniami. 

Co ciekawe, ponad 

90% problemów z ∏o˝yskami 

to efekt nadmiernego smarowania, 

które mo˝e powodowaç rozrywanie 

uszczelnieƒ i przedostawanie si´ 

smaru wprost na uzwojenia silnika 

z pominićiem ∏o˝yska. Dobry wybór 

smaru pozwala znacznie ograniczyç 

koszty operacyjne, poprawiç 

prac´ ∏o˝ysk oraz zwi´kszyç ich 

ochron´, a tym samym wyd∏u˝yç 

okres eksploatacji silnika elektrycznego 

i podnieÊç produktywnoÊç 

zak∏adu. 

Smar jako produkt pó∏sta∏y sk∏ada 

si´ z bazy olejowej, zag´szczacza 

oraz dodatków. Zachowuje si´ 

niczym gàbka nasàczona olejem, 

która pod wp∏ywem si∏ zewn´trznych 

uwalnia olej smarujàcy cz´Êci 

mechaniczne. Gdy si∏a zewn´trzna 

zanika, zag´szczacz poch∏ania cz´Êç 

uwolnionego oleju do czasu ponownego 

uruchomienia silnika. Smary 

sà powszechnie u˝ywane w ∏o˝yskach 

silników elektrycznych ze 

wzgl´du na ich ∏atwe aplikowanie 

i wyjàtkowe w∏aÊciwoÊci. Smary nie 

tylko ograniczajà tarcie i chronià 

przed zu˝yciem. Odpowiednio dobrane 

zabezpieczajà tak˝e przed 

korozjà oraz dzia∏ajà podobnie do 

uszczelnienia chroniàcego przed 

zanieczyszczeniami. 

Dobór prawid∏owego smaru 

Dobór odpowiedniej konsystencji 

smaru to decyzja, od której zale˝y 

skutecznoÊç ochrony ∏o˝ysk silników 

elektrycznych. Po wyborze klasy 

konsystencji wg NLGI, kolejnym 

krokiem, który pozwoli ograniczyç 

liczb´ nieplanowych przestojów, jest 

zapewnienie odpowiedniego poziomu 

wydzielania oleju ze smaru. 

Podczas pracy silnika elektrycznego 

smar jest nara˝ony na nadmierne 

Êcinanie mechaniczne, skrajne 

temperatury, termiczno-oksydacyjnà 

degradacj´ zag´szczacza i oleju 

smarujàcego, kontakt z wodà oraz 

innymi zanieczyszczeniami. Wymienione 

czynniki mogà ograniczyç 

wydajnoÊç oraz uniemo˝liwiç optymalne 

smarowanie. 

Wybór smaru do ∏o˝ysk silników 

elektrycznych powinien zak∏adaç 

osiàgnićie nast´pujàcych korzyÊci: 

Wydajna praca w wysokich 

temperaturach oraz wolne wydzielanie 

oleju. ¸o˝yska silników elektrycznych, 

w szczególnoÊci osadzone 

na koƒcu wa∏ka nap´dowego, cz´sto 

pracujà w wy˝szej temperaturze 

ni˝ inne elementy urzàdzenia. Dlatego 

skutecznoÊç dzia∏ania smaru 

w skrajnych temperaturach i wolne 

wydzielanie oleju sà tak istotne dla 

utrzymania wysokiej wydajnoÊci. 

Nawet ca∏kowicie zamkni´ty i ch∏odzony 

powietrzem silnik mo˝e pracowaç 

przy sta∏ej temperaturze 95°C. 

Ochrona przed korozjà. Silniki 

elektryczne mogà byç sporadycznie 

„mokre” nie ze wzgl´du na ich 

konstrukcj´, ale przez cz´stà prac´ 

w wysokich temperaturach, dzi´ki 

czemu woda mo˝e odparowaç szybciej, 

nara˝ajàc ∏o˝yska na potencjalne 

dzia∏anie korozji. Je˝eli silnik 

jest u˝ywany z przerwami, wówczas 

smar o w∏aÊciwoÊciach antykorozyjnych 

b´dzie chroniç przed mo˝liwà 

kondensacjà pary wodnej 

w momencie, gdy ∏o˝ysko sch∏adza 

si´ w warunkach du˝ej wilgotnoÊci 

powietrza. 

Wydajna praca w niskich temperaturach. 

Smary przygotowane 

do pracy w niskich temperaturach 

skutecznie chronià ∏o˝ysko podczas 

uruchamiania silnika elektrycznego 

w zimowych warunkach. 

Niskie temperatury mogà prowadziç 

do zmiany momentu obrotowego 

i uszkodzenia uszczelnieƒ. 

Syntetyczny czy mineralny? 

Smary do silników elektrycznych 

mogà byç produkowane z wykorzystaniem 

mineralnego lub syntetycznego 

oleju bazowego. Wi´kszoÊç 

olejów mineralnych zapewnia 

wystarczajàcà ochron´ wi´kszoÊci 

∏o˝ysk silników elektrycznych. Jednak 

bardziej zaawansowane syntetyczne 

oleje bazowe mogà okazaç 

si´ niezb´dne wsz´dzie tam, gdzie 

silniki elektryczne sà nara˝one na 

dzia∏anie skrajnych temperatur lub 

gdzie wymagane sà d∏u˝sze okresy 

pomi´dzy przeglàdami serwisowymi. 

Zag´szczacz w smarze syntetycznym 

dzia∏a jak noÊnik i zabezpiecza 

przed wyciekami. Niektóre 

z powszechnie u˝ywanych zag´szczaczy 

zawierajà myd∏a metaliczne, 

które w swoim sk∏adzie zawierajà 

wapƒ, lit, sód, glin lub bar i z∏o- 

˝one myd∏a metaliczne, takie jak 

kompleks litowy. 

Zag´szczacze polimocznikowe coraz 

cz´Êciej sà u˝ywane do ochrony 

∏o˝ysk w silnikach elektrycznych 

oraz sà istotnym sk∏adnikiem 

serii smarów Mobil Polyrex EM, 

które zosta∏y opracowane z myÊlà 

o ochronie ∏o˝ysk silników elektrycznych 

i zachowaniu swoich w∏aÊciwoÊci 

podczas pracy w wysokich 

temperaturach i przy wysokich pr´dkoÊciach 

silnika. 

Opracowany przez ExxonMobil 

zag´szczacz polimocznikowy zapewnia 

skutecznà ochron´ ∏o˝ysk 

podczas pracy w bardzo wysokich 

temperaturach. Seria smarów Mobil 

Polyrex EM mo˝e pracowaç w zakresie 

temperatur od -20 do 160°C. 

Pomaga zwi´kszyç skutecznoÊç 

ochrony sprz´tu, wyd∏u˝yç okresy 

pomi´dzy wymianami Êrodka smarnego 

oraz ograniczyç koszty serwisowe. 

Wymierne oszcz´dnoÊci 

Jednym z przyk∏adów przewagi 

nowoczesnych smarów nad produktami 

konwencjonalnymi sà testy 

serii Mobil Polyrex EM w tureckiej 

rafinerii ropy naftowej. Po ich zakoƒczeniu, 

rafineria zanotowa∏a istotnà 

popraw´ swojego funkcjo- 



nowania, w tym zwi´kszonà trwa- 

∏oÊç ∏o˝ysk oraz spadek kosztów 

operacyjnych i serwisowych. 

WczeÊniej firma u˝ywa∏a do smarowania 

∏o˝ysk w silnikach elektrycznych 

i wentylatorach na wydzia∏ach 

technologicznych w rafinerii 

konwencjonalnego smaru z dodatkami 

typu EP na maksymalne 

naciski. Jednak bardzo wysokie temperatury 

powodowa∏y awarie ∏o- 

˝ysk, co prowadzi∏o do d∏ugich i nieplanowych 

przestojów. Aby rozwiàzaç 

problem, firma stosowa∏a wi´kszà 

iloÊç smaru. Jednak efektem tej 

decyzji by∏ wzrost kosztów i mo˝liwoÊç 

wystàpienia nowych problemów 

zwiàzanych z nadmiernym 

smarowaniem. 

Zgodnie z rekomendacjami specjalistów 

ds. technicznych Exxon- 

Mobil, firma zmieni∏a dotychczas 

stosowany Êrodek smarny na Mobil 

Polyrex EM. Dzi´ki odpornoÊci 

smaru ExxonMobil na utlenianie, 

wibracje ∏o˝yska zosta∏y znacznie 

ograniczone. Spó∏ka zaobserwowa∏a 

43% zmniejszenie wymiany ∏o˝ysk, 

co w skali roku oznacza oszcz´dnoÊci 

na poziomie 252 000 USD*. Co 

wićej, straty w produkcji i koszty 

pracy zwiàzane z wymianà ∏o˝ysk 

zosta∏y znacznie ograniczone. Firma 

zmniejszy∏a tak˝e liczb´ nieplanowych 

przestojów. 

Przewaga na rynku 

Zrozumienie zasad, jakimi nale˝y 

kierowaç si´ przy wyborze smarów 

do silników elektrycznych, mo˝e 

mieç istotny wp∏yw na produktywnoÊç 

i poprawiç pozycj´ firmy na 

wysoko konkurencyjnym rynku. 

W czasach, gdy firmy szukajà sposobów 

na ograniczenie kosztów 

i popraw´ produktywnoÊci, na znaczeniu 

zyskuje w∏aÊciwa eksploatacja 

maszyn i urzàdzeƒ. Jednym 

z jej elementów jest wybór odpowiedniego 

smaru oraz wspó∏praca 

ze sprawdzonym i doÊwiadczonym 

dostawcà Êrodków smarnych, który 

posiada wiedz´ technicznà i mo˝e 

pomóc firmie wybraç optymalny 

produkt smarny. 

* Wyniki opierajà si´ na doÊwiadczeniu 

pojedynczego klienta. Rzeczywiste 

korzyÊci mogà si´ ró˝niç w zale˝noÊci od 

rodzaju u˝ywanego sprz´tu i jego serwisowania, 

warunków pracy oraz otoczenia 

i wczeÊniej u˝ywanego Êrodka smarnego. 

Mat. i fot. firmy Exxon Mobil Poland 

„Your Gateway to Greater Efficiency” 

EPLAN Software & Service opracowuje rozwiàzania in˝ynieryjne, które 

przyspieszajà procesy tworzenia produktów. Interdyscyplinarne systemy 

eksperckie zapewniajà maksymalnà produktywnoÊç i integracj´ danych. 

Firma opracowuje dopasowane do potrzeb klientów koncepcje PDM (product 

data management) i PLM (product lifecycle management) oraz zapewnia 

kompleksowe us∏ugi, takie jak: doradztwo, szkolenia i indywidualizacj´ 

rozwiàzaƒ. 

Na targach SPS IPC Drives 

w Niemczech w koƒcu ub.r. firma 

przedstawi∏a nowy program wiedzy 

in˝ynierskiej, optymalizujàcy efektywnoÊç 

procesów in˝ynierii. Eplan 

Experience przygotowano dla nowych 

i obecnych klientów ze wszystkich 

ga∏´zi przemys∏u, w których 

firma Eplan prowadzi obecnie aktywnà 

dzia∏alnoÊç. Eplan Experience 

opiera si´ w du˝ym stopniu na 

informacjach zwrotnych, uzyskanych 

od globalnych klientów Eplan 

prowadzàcych dzia∏alnoÊç w ró˝nych 

sektorach przemys∏u. 

Celem Eplan Experience jest 

zwi´kszenie wydajnoÊci. Program 

jest ca∏kowicie zintegrowany z obecnà 

Platformà Eplan. Cechuje si´ 

modu∏owà strukturà, obejmujàcà 

osiem tzw. Fields of Action – specyficznych 

obszarów, które – zdaniem 

firmy – nadajà si´ do optymalizacji 

i uczynienia ich bardziej 

wydajnymi: 

IT Infrastructure polega na integracji 

wykorzystywanego przez 

klientów oprogramowania Eplan 

w ich infrastrukturach IT w sposób 

zapewniajàcy najwy˝szà wydajnoÊç. 

Ma to zapewniç bezproblemowy 

i ∏atwy proces instalacji 

i aktualizacji. 

Platform Setup pozwala klientowi 

wykonaç specyficznà dla danej 

aplikacji konfiguracj´ programu, 

zapewniajàcà idealne Êrodowisko 

pracy. Pomaga definiowaç i implementowaç 

ustawienia platformy 

w optymalny sposób. 

Codes & Standards dostarcza 

wskazówek dotyczàcych ustawieƒ 

oraz wykorzystania danych urzàdzenia 

i danych nadrz´dnych (master 

data). Pozwala firmom zapewniç 

kompatybilnoÊç ze wszystkimi niezb´dnymi 

standardami globalnymi 

dla dokumentacji i produkcji, 

w tym z nowym standardem IEC 

81346. 

Product Structure daje ∏atwà metod´ 

strukturyzacji maszyn i systemów. 

Zapewnia to przejrzysta 

struktura i system oznaczeƒ produktów 

i technologii przyj´te za podstaw´ 

metod automatyzacji i wspó∏pracy 

interdyscyplinarnej. 

Design Methods – Wybór i implementacja 

najbardziej efektywnych 

metod projektowania sà najbardziej 

istotne w zapewnieniu efektywnej 

in˝ynierii. Wspó∏pracujàc 

z ekspertami z firmy Eplan, klienci 

b´dà mogli analizowaç, oceniaç, 

definiowaç i implementowaç wybrane 

metody projektowania, zmniejszajàc 

nak∏ady in˝ynieryjne i skracajàc 

czas planowania projektu. 

Workflow pozwala na ewaluacj´ 

i automatyzacj´ procesów projektowania 

krok po kroku przy u˝yciu 

skryptów API lub dodatkowych 

specjalizowanych narz´dzi. Pozwala 

to zmniejszyç liczb´ b∏´dów, 

zintegrowaç technologi´ danych 

w procesach i zapewniç spójnoÊç 

w ramach in˝ynierii. 

Process Integration integruje 

przep∏yw prac (workflow) w procesach 

u˝ytkownika. Odbywa si´ 

to przez wykorzystywanie dodatkowego 

potencja∏u i procesów przyleg∏ych 

do procesu konstrukcyjnego 

(PDM/ERP). 

Project Management. Aby zapewniç 

maksymalnà wydajnoÊç w mo˝liwie 

najkrótszym czasie, Eplan 

Experience dostarcza plan projektu 

oparty na standaryzowanych procesach. 

Pierwszym celem uruchomienia 

programu Eplan Experience w listopadzie 

2014 r. by∏y dwa obszary 

Fields of Action o nazwach Codes 

& Standards i Design Methods. Jednym 

z najwa˝niejszych priorytetów 

dla klientów jest zaimplementowanie 

nowego standardu IEC 81346 

w ich Êrodowiskach in˝ynieryjnych. 

Standard IEC 81346 okreÊla podstawy 

strukturyzacji produktów, maszyn 

i zak∏adów, dla tak wielu dyscyplin, 

jak to tylko mo˝liwe, i wprowadza 

spójnà terminologi´. 


15


EEC: Eplan Engineering Configuration 

EPLAN Engineering Center zmieni∏ 

nazw´ na EPLAN Engineering 

Configuration: nowa nazwa zosta∏a 

wprowadzona w wersji 2.4, w celu 

podkreÊlenia, ˝e konfiguracja stanowi 

wbudowanà funkcj´ systemów 

in˝ynieryjnych EPLAN. 

Mimo zmiany nazwy jej skrót EEC 

jest identyczny jak poprzednio, 

natomiast konfiguracja, jako podstawowa 

funkcjonalnoÊç, znajduje 

si´ teraz w nazwie produktu. 

Konfiguracja mechatroniki jest 

jednym z najwa˝niejszych zagadnieƒ 

w zakresie us∏ug oferowanych 

przez EPLAN Engineering Center. 

Ju˝ od wielu lat firma EPLAN 

oferowa∏a narz´dzia dla mechatroniki 

za poÊrednictwem programu 

EEC, który by∏ wykorzystywany 

do konfiguracji komponentów i maszyn, 

a nawet z∏o˝onych projektów 

instalacyjnych. 

Decyzj´ o zmianie nazwy EEC 

podj´to, bioràc pod uwag´ nast´pujàce 

cechy oprogramowania: 

EPLAN reprezentuje „efektywnà 

in˝ynieri´” – standaryzacja 

i modularyzacja przez konfiguracj´ 

spójnoÊç konfiguracji wÊród 

wszystkich dyscyplin in˝ynierskich, 

w tym mechaniki, elektryki 

i oprogramowania sprawia, ˝e 

w perspektywie b´dzie mo˝liwa 

konfiguracja mechatroniczna. 

EEC One w wersji 2.4 ze zintegrowanymi wielofunkcyjnymi paskami narz´dziowymi i do∏àczonym oknem wyboru makropoleceƒ 

Wraz ze zmianà nazwy zmieni∏ 

si´ numer wersji EEC, który b´dzie 

teraz zsynchronizowany z wersjà 

Platformy EPLAN. U˝ytkownicy 

chcàcy wykorzystaç EEC do tworzenia 

schematów i szablonów 

monta˝owych 3D za poÊrednictwem 

systemów platformy b´dà 

korzystaç z jednolitych wersji. 

Przypisanie do systemów platformy 

– zw∏aszcza oprogramowania 

EPLAN Electric P8 i EPLAN Pro 

Panel – zosta∏o zatem uproszczone. 

Nowa wersja rozwiàzania konfiguracyjnego 

opiera si´ na sprawdzonej 

technologii. U˝ytkownicy 

nadal majà mo˝liwoÊç korzystania 

z modeli z poprzedniej wersji EEC. 

W wersji 2.4 wprowadzono kilka 

nowych funkcji zapewniajàcych 

oszcz´dnoÊç czasu: wraz ze stale 

optymalizowanà integracjà z SAP, 

nowa wersja EEC ma standardowy 

serwer pozwalajàcy efektywnie 

integrowaç przep∏ywy prac u˝ytkownika 

w istniejàcych Êrodowiskach 

IT. 

W ramach dostosowania zmieniono 

równie˝ nazw´ EEC One 

– systemu wprowadzajàcego do 

standaryzacji i automatyzacji, opartego 

na Êrodowisku Excel. Jednà 

z najwa˝niejszych cech nowej 

wersji jest bezpoÊrednie sprz´˝enie 

z EPLAN Pro Panel, systemem 

do projektowanie szaf sterowniczych 

i systemów rozdzielnic 

w trójwymiarze. 


WARUNKI PRENUMERATY 

„Przeglàdu Mechanicznego” w 2015 r. 

Prenumerat´ czasopisma mo˝na zamawiaç za poÊrednictwem nast´pujàcych instytucji: 

Zak∏ad Kolporta˝u 

Wydawnictwa SIGMA-NOT Sp. z o.o. 

ul. Ku WiÊle 7 


tel. 22 8403086, 

tel./fax 22 8911374 

www.sigma-not.pl 

RUCH S.A. Oddzia∏ Warszawa 

oraz oddzia∏y w ca∏ym kraju 

Infolinia: 801 800 803 

www.prenumerata.ruch.com.pl 

KOLPORTER S.A. 

ul. Zagnaƒska 61 

25-528 Kielce 

Infolinia: 801 404 044 

www.kolporter.com.pl 

GARMOND PRESS S.A. 

ul. Nakielska 3 


tel. 22 8367059, 22 8367008 

www.garmond.com.pl 

Redakcja PRZEGLÑD MECHANICZNY 


tel. 22 8538113, 22 8430201 w. 255 

www.przegladmechaniczny.pl 

Cena 1 egz. w 2015 r.: 

•wersja drukowana – 24 z∏ (w tym 5% VAT) 

•wersja na CD – 12,20 z∏ (w tym 23% VAT) 

Cena prenumeraty w 2015 r. (w tym VAT) 

wersja drukowana 

na noÊniku CD (pdf) 

kwartalnie – 72 z∏ kwartalnie – 36,60 z∏ 

pó∏rocznie – 144 z∏ pó∏rocznie – 73,20 z∏ 

rocznie – 288 z∏ rocznie – 146,40 z∏ 

Redakcja przyjmuje zamówienia na prenumerat´ przez 

ca∏y rok. Warunkiem przyjćia i realizacji zamówienia jest 

otrzymanie z banku potwierdzenia wp∏aty. 

Prenumerata ze zleceniem wysy∏ki za granic´ – dla osób 

prawnych i fizycznych – jest dwukrotnie wy˝sza. 

Wp∏at na prenumerat´ mo˝na dokonaç na ogólnie dost´pnych 

blankietach w urz´dach pocztowych (przekazy pieni´˝ne) 

lub w bankach (polecenie przelewu), przekazujàc 

Êrodki pod adresem: 

Instytut Mechanizacji Budownictwa i Górnictwa Skalnego 

„Przeglàd Mechaniczny” 


konto: BPH S.A. O/Warszawa 

97 1060 0076 0000 3210 0014 6850 

Na blankiecie wp∏aty nale˝y podaç liczb´ egzemplarzy, 

okres prenumeraty oraz adres wysy∏kowy. 


17

O FIRMACH 

Bosch Rexroth 

wprowadza nowà seri´ 

rozdzielaczy 

Nowe nieelektrycznie sterowane 

rozdzielacze wielkoÊci nominalnej 

10 serii 5X zast´pujà rozdzielacze 

serii 3X. Wyró˝niajà si´ wieloma zaletami. 

Przede wszystkim zwi´kszona 

zosta∏a moc dopuszczalna – ciÊnienie 

linii zlewowej wzros∏o z 160 

do 210 barów, a maksymalne ciÊnienie 

pracy z 315 do 350 barów. 

Ponadto, nowa seria rozdzielaczy jest 

wolna od chromu i dostosowana do 

cieczy hydraulicznej typu HFC. Przy 

zmniejszonym ci´˝arze niezmienione 

zosta∏y wymiary przy∏àczeniowe ani 

si∏y sterujàce. 

Charakterystyka techniczna: 

WielkoÊç nominalna 10. 

Seria 5X. 

Maksymalne ciÊnienie pracy 

350 barów. 

CiÊnienie na linii sp∏ywowej 

210 barów. 

Techniczne informacje dotyczàce 

nowych rozdzielaczy dost´pne sà 

w karcie katalogowej RE22334. 

www.boschrexroth.pl 

NSK ma w∏asny kana∏ 

na YouTube 

Europejski oddzia∏ firmy NSK uruchomi∏ 

nowy kana∏ na portalu wideo 

– YouTube. NSK chce wykorzystaç 

rosnàcà popularnoÊç tabletów, 

smartfonów i innych urzàdzeƒ mobilnych 

w komunikacji z klientami, 

a jednoczeÊnie zwróciç si´ z ofertà 

bezpoÊrednio do osób wybierajàcych 

krótkie filmy wideo w Internecie 

jako g∏ówne êród∏o informacji. 

Firma zdecydowa∏a si´ na stworzenie 

kana∏u, dzi´ki któremu b´dzie 

przekazywaç informacje o swoich 

produktach i zaawansowanych technologicznie 

zak∏adach produkcyjnych. 

Teraz dystrybutorzy i odbiorcy 

koƒcowi ∏o˝ysk NSK mogà na bie- 

˝àco Êledziç najnowsze trendy w rozwoju 

produkcji, a tak˝e zobaczyç, 

jak wyglàda praca w fabrykach 

jednego z najwi´kszych na Êwiecie 

producentów ∏o˝ysk. 

NSK jest jednà z niewielu firm 

z bran˝y przemys∏owej, które postanowi∏y 

wykorzystaç rosnàcà popularnoÊç 

krótkich form filmowych 

w celu stworzenia nowej linii komunikacji 

z klientami. Dzi´ki temu 

firma zyska∏a mo˝liwoÊç ∏atwej 

prezentacji korzyÊci p∏ynàcych z wykorzystywania 

swoich produktów. 

Kompleksowy program e-learningu 

firmy Sandvik Coromant 

z zakresu obróbki wiórowej metali 

Firma Sandvik Coromant – czo- 

∏owy dostawca narz´dzi skrawajàcych, 

rozwiàzaƒ narz´dziowych 

i know-how dla bran˝y obróbki 

metalu, opracowa∏a program, który 

ma pomóc in˝ynierom produkcji 

i specjalistom z bran˝y produkcyjnej 

w Êledzeniu najnowszych technologii 

i praktyki obróbki wiórowej 

metalu. Darmowa, dost´pna 

online us∏uga to pierwszy kompleksowy 

program e-learningu w zakresie 

obróbki wiórowej metali, dost´pny 

z dowolnego miejsca i o ka˝dej 

porze. 

Program e-learningu opiera si´ na 

podrćzniku szkoleniowym Sandvik 

Coromant pt. „Podstawy obróbki 

skrawaniem”, z którego firma korzysta 

na szkoleniach w swoich Centrach 

ProduktywnoÊci. Aby przystosowaç 

materia∏ z podrćznika do specyfiki 

Internetu, podzielono go na 

Srebrny Laur InnowacyjnoÊci 2014 

dla firmy Prima Power 

W Konkursie im. Stanis∏awa Staszica 

na najlepsze produkty innowacyjne 

„Laur InnowacyjnoÊci 2014”, 

organizowanym przez Naczelnà Organizacj´ 

Technicznà-Federacj´ Stowarzyszeƒ 

Naukowo-Technicznych 

we wspó∏pracy z wieloma partnerami 

z kraju i z zagranicy, firma 

Prima Power otrzyma∏a szczególne 

wyró˝nienie oraz statuetk´ za projekt: 

„The System – w pe∏ni zautomatyzowane 

innowacyjne systemy 

do obróbki blachy”. Celem stworzenia 

linii by∏o uzyskanie innowacyjnej 

metody automatyzacji procesu 

obróbki blachy. Maszyny z serii 

The System wytwarzajà w jednym 

procesie gotowe pogi´te komponenty. 

System umo˝liwia wykra- 

Przez kana∏ YouTube udost´pniona 

zosta∏a biblioteka z filmami przedstawiajàcymi 

szczegó∏owo konkretne 

produkty. Mo˝liwe jest nawet 

odbycie wirtualnej wycieczki po 

niektórych zak∏adach produkcyjnych 

i sprawdzenie, w jaki sposób 

powstajà najbardziej zaawansowane 

technologicznie ∏o˝yska. 

Kana∏ b´dzie regularnie aktualizowany 

o nowe treÊci. 

dziewi´ç rozdzia∏ów i 75 kursów, 

dodajàc przydatne komentarze, lektora, 

animacje i filmy. 

Po cz´Êci wst´pnej i instrukcjach, 

omawiane sà nast´pujàce tematy: 

skrawalnoÊç, obróbka tokarska, przecinanie 

i obróbka rowków, obróbka 

gwintów, obróbka frezarska, obróbka 

wiertarska oraz systemy narz´dziowe, 

a tak˝e ekonomika obróbki i konserwacja 

narz´dzi. Obecnie, program 

e-learningu jest dost´pny w j´zyku 

angielskim, ale w ciàgu roku zostanie 

opublikowany równie˝ w innych 

j´zykach. Program zawiera formularz 

opinii i test online zakoƒczony wydaniem 

certyfikatu. 

Po jednorazowej rejestracji na 

stronie www.metalcuttingknowledge.com 

u˝ytkownik ma mo˝liwoÊç 

pe∏nego korzystania z darmowego 

programu e-learningu Sandvik 

Coromant. 


O FIRMACH 

Zak∏ad Modernizacji SECO/WARWICK 

pracuje dla Grupy SEAT 

SECO/WARWICK koƒczy modernizacj´ 

pierwszych dwóch linii pieców 

przepychowych dla cz´Êci samochodowych. 

Ten etapowy projekt 

rozpoczà∏ si´ w marcu 2014 r., 

a prace wykonywane sà w zak∏adach 

SEAT w El Prat de Llobregat, 

w Barcelonie, w Hiszpanii. 

Pierwsza zmodernizowana linia 

jest w ostatniej fazie testowania 

projektu. Naprawa drugiego systemu 

rozpocz´∏a si´ w listopadzie 

ub.r., a zakoƒczenie planowane jest 

na marzec tego roku. Ze wzgl´du na 

pozytywne wyniki pierwszego systemu, 

firma SEAT Components z∏o- 

wanie, cićie gilotynà kàtowà, buforowanie 

oraz gićie w jednym 

procesie. 

By∏a to ju˝ czwarta edycja konkursu, 

którego zadaniem jest wy- 

∏onienie najlepszych firm oferujàcych 

produkty innowacyjne. Trzy 

poprzednie edycje konkursu spotka∏y 

si´ z du˝ym zainteresowaniem 

we wszystkich dziedzinach gospodarki, 

a tak˝e w placówkach naukowo-badawczych. 

˝y∏a zamówienie na modernizacj´ 

i remont kolejnych dwóch linii technologicznych 

obróbki cieplnej w celu 

poprawy ca∏kowitej wydajnoÊci systemu. 

Techniczna przebudowa obejmie 

wymian´ wy∏o˝enia pieca, systemu 

palnika i zespo∏ów mieszarek, zarówno 

pieców do obróbki cieplnej, 

jak i pieców do odpuszczania. Projekt 

modernizacji obejmuje modernizacj´ 

myjki i prze∏adunku materia∏u. Firma 

SEAT Components postanowi∏a zastàpiç 

istniejàcà w zak∏adzie szaf´ 

sterowniczà nowym, zaktualizowanym 

systemem sterowania. 

DuPont na liÊcie Top 100 Global Innovators 

Thomson Reuters 

Asseco Poland wspó∏pracuje 

z Europejskà Agencjà Kosmicznà 

Asseco Poland w efekcie wspó∏pracy 

z Europejskà Agencjà Kosmicznà 

wykona specjalistycznà aplikacj´ 

z dziedziny nawigacji satelitarnej. 

Umowa pomi´dzy Europejskà Agencjà 

Kosmicznà a firmà Asseco Poland 

– Po∏àczenie nauk biologicznych 

i materia∏oznawstwa ma zasadniczy 

wp∏yw na portfolio innowacji 

DuPont. Efektem tego jest sta∏y 

rozwój produktów nast´pnej generacji, 

które prowadzà do dalszego 

znacznego wzrostu firmy – powiedzia∏ 

Douglas Muzyka Senior Vice 

President oraz Chief Science & Technology 

Officer. – JesteÊmy zaszczyceni 

obecnoÊcià DuPont na liÊcie. 

Potwierdza to wp∏yw, jaki majà nasze 

technologie na globalny rozwój 

innowacyjnoÊci. 

Innowacje DuPont w pe∏ni ∏àczà 

mo˝liwoÊci z zakresu nauki i technologii, 

globalne doÊwiadczenia rynkowe 

oraz wspólny wysi∏ek, by wcià˝ 

tworzyç prze∏omowe rozwiàzania dla 

klientów z wielu rynków oraz od- 

Êwie˝aç portfolio. DuPont wspiera 

t´ wspó∏prac´ w swoich 13 Centrach 

Innowacji, które ∏àczà klientów 

z 10 000 naukowcami oraz in˝ynierów 

pracujàcych nad zagadnieniami 

zwiàzanymi z bezpieczeƒstwem 

˝ywnoÊciowym, stworzeniem odnawialnych 

paliw oraz ochronà ludzi 

w miejscu pracy i zamieszkania. 

WÊród innowacyjnych produktów 

DuPont znajdujà si´ mi´dzy innymi 

pow∏oki ochronne DuPont Teflon ® , 

w∏ókna Kevlar ® , membrany oddychajàce 

Tyvek ® , ochrona termiczna 

Nomex ® , p∏yty Corian ® , produkty 

chroniàce przed insektami Optimum 

® AcreMax ® , w∏ókno pochodzàce 

ze êróde∏ odnawialnych 

Sorona ® , czy Êrodek owadobójczy 

Rynaxypyr ® . 

Na tegorocznej liÊcie Top 100 Global 

Innovators znalaz∏o si´ 100 korporacji 

i instytucji, które na globalnej 

mapie innowacyjnoÊci zajmujà 

centralnà pozycj´, mierzonà za pomocà 

wskaêników zwiàzanych z patentami. 

www.dupont.pl 

zosta∏a podpisana w ramach drugiej 

edycji programu Polish Industry Incentive 

Scheme. Program obejmuje 

projekty z dziedziny informatyki, 

technologii lotniczych, meteorologii, 

nawigacji i aplikacji satelitarnych. 

W ramach zawartej umowy 

Asseco stworzy specjalistycznà aplikacj´, 

wykorzystujàcà symulacje, 

której celem b´dzie poprawa i weryfikacja 

dzia∏ania europejskiego 

systemu EGNOS. EGNOS (European 

Geostationary Navigation Overlay 

Service) zwi´ksza precyzj´ wskazaƒ 

systemów nawigacji satelitarnej, jak 

GPS, z którego korzysta transport 

powietrzny, morski i làdowy. Asseco 

powierzono stworzenie g∏ównego 

elementu s∏u˝àcego do modelowania 

Êrodowiska testowego, gdzie 

b´dzie starannie weryfikowana ka˝da 

zmiana przed udost´pnieniem 

jej u˝ytkownikom systemu EGNOS. 

To ju˝ drugi projekt realizowany 

przez Asseco dla sektora kosmicznego. 

Pierwsza aplikacja wytworzona 

przez Asseco dla Europejskiej 

Agencji Kosmicznej to analizator 

danych SBAS Data Analysis Tool 

Set, który ma za zadanie zwi´kszenie 

dok∏adnoÊci pozycjonowania, co ma 

pierwszorz´dne znaczenie w zakresie 

wertykalnego po∏o˝enia obiektu, 

np. podczas podchodzenia samolotu 

do làdowania. 

Oprogramowanie 

firmy Phoenix Contact 

zwi´ksza funkcjonalnoÊç 

komputera PC 

Po zainstalowaniu nowego oprogramowania 

PC Worx SRT firmy 

Phoenix Contact dowolny komputer 

z systemem Windows mo˝e pe∏niç 

funkcj´ sterownika PLC. Oprogramowanie 

to cechuje si´ elastycznoÊcià 

i ∏atwoÊcià instalacji. 

Komputer wyposa˝ony w PC Worx 

SRT mo˝e obs∏ugiwaç procesy sterowania 

i komunikacji z wielu ró˝nych 

wejÊç/wyjÊç przez Profinet, 

Modbus/TCP i protokó∏ TCP/IP. Wbudowany 

web serwer umo˝liwia ekonomicznà 

wizualizacj´. Programowanie 

jest u∏atwione dzi´ki u˝yciu 

bezp∏atnego narz´dzia do programowania 

PC Worx Express. Oprogramowanie 

PC Worx SRT stanowi ekonomiczne 

rozwiàzanie dla podstawowych 

zadaƒ automatyki, takich jak 

rejestrowanie danych lub zmiana 

zadaƒ. Jest to mo˝liwe ze wzgl´du 

na elastycznà komunikacj´ I/O oraz 

po∏àczenie sterowania, wizualizacji 

i programowania. Oprogramowanie 

to nie wymaga ˝adnych dodatkowych 

aplikacji Windows w ramach 

jednego urzàdzenia. 


19


Eksperymentalna analiza wytrzyma∏oÊci 

okràg∏ych po∏àczeƒ przet∏oczeniowych blach 

ze stopu aluminium EN AW-5754 w stanie O/H111 

poddanych z∏o˝onemu stanowi obcià˝enia 

The experimental analysis of the clinching joints strength 

for aluminum alloy EN AW-5754 in O/H111 state sheets 

in multi-axis load conditions 

JACEK MUCHA 

WALDEMAR WITKOWSKI 

Streszczenie: Zapewnienie odpowiedniego kierunku obcià˝ania z∏àczy przet∏oczeniowych w konstrukcjach cienkoÊciennych 

determinuje maksymalnà wytrzyma∏oÊç z∏àcza. Okràg∏e po∏àczenia typu clinching powinny przenosiç si∏´ Êcinajàcà. 

Jednak˝e w wielu przypadkach niemo˝liwe jest spe∏nienie tego warunku i z∏àcza takie poddane sà z∏o˝onemu stanowi 

obcià˝enia (Êcinanie i rozciàganie). Rodzaj mechanizmu zniszczenia z∏àcza zale˝ny jest od kierunku si∏y obcià˝ajàcej. Dlatego 

wa˝nym zagadnieniem jest badanie wytrzyma∏oÊci z∏àczy w wieloosiowym stanie obcià˝enia. 

W publikacji przedstawiono wyniki analizy wytrzyma∏oÊci po∏àczeƒ przet∏oczeniowych typu clinching formowanych jednolità 

matrycà okràg∏à. Materia∏y wykorzystanych blach to stop aluminium EN AW-5754 w stanie O/H111. Próbki z po∏àczeniami 

poddano testom wytrzyma∏oÊciowym dla ró˝nych wartoÊci kàta dzia∏ania si∏y obcià˝ajàcej (od 0° do 90° co 15°). OkreÊlono 

struktur´ wytrzyma∏oÊciowà z∏àcza zgodnie z normà ISO 12996-2013. Wyznaczono krzywà, aproksymujàc przebieg funkcji 

modelu rozdzielenia po∏àczenia. 

S∏owa kluczowe: clinching, Êcinanie, rozrywanie, z∏o˝ony stan obcià˝enia, ISO 12996-2013, mechanizmy zniszczenia z∏àcza 

Abstract: The maximum joints, made by redrawing sheet metal, strength in thin-walled structures is depended on the joint 

load angle. The round clinching joints should be loaded to carry the shear force. However, in many cases it is not possible 

to transmit only the shearing force, and the joints are transmitting the multi-axis load (shear and tensile force). The joint 

mechanism destruction is depended on the force load angle. Therefore, an important issue is to study the joints strength in 

multi-axis load conditions. 

In this paper the results of the experimental analysis of the clinching joints, formed by using the round rigid die, strength 

were presented. The sheet material was an aluminum alloy EN AW-5754 in O/H111 state. The joint samples were tested 

with different values of the force load angle – from 0° to 90° with changes of 15°. According to the ISO 12996-2013 standard 

the structure of the joint strength were presented. The approximated curve of the joint mechanism destruction was 

determined. 

Keywords: clinching, shear test, tensile test, multi-axis load condition, ISO 12996-2013, mechanism of joint destruction 

Po∏àczenia wytwarzane przez przet∏aczanie na 

zimno sà coraz cz´Êciej i ch´tniej wykorzystywane 

do ∏àczenia blach. Proces ∏àczenia przez przet∏aczanie 

cz´Êciej zast´puje inne dotàd stosowane sposoby 

∏àczenia blach, co wynika z wielu zalet jego technologicznej 

realizacji [1, 2]. 

Najpopularniejszymi odmianami spajania blach 

metodà przet∏oczenia na zimno (tzw. clinching) sà te, 

które formuje si´ przy u˝yciu sztywnych jednolitych 

narz´dzi o sta∏ym zarysie osiowosymetrycznym 

(clinching – CL). Podstawowà zaletà takich narz´dzi 

jest nieskomplikowana geometria oraz prosta budowa, 

przez co sà ∏atwe w wytwarzaniu. Z∏àcza 

Dr hab. in˝. Jacek Mucha – Katedra Konstrukcji Maszyn, 

Politechnika Rzeszowska, al. Powstaƒców Warszawy 12, 

35-959 Rzeszów, j_mucha@prz.edu.pl; mgr in˝. Waldemar 

Witkowski – Katedra Konstrukcji Maszyn, Politechnika Rzeszowska, 

al. Powstaƒców Warszawy 12, 35-959 Rzeszów, 

wwitkowski@prz.edu.pl. 

wytwarzane narz´dziami o takiej konstrukcji majà 

w∏aÊciwoÊci izotropowe w ka˝dym kierunku prostopad∏ym 

do osi pionowej przet∏oczenia [3]. Ponadto sà 

na tyle tanim i efektywnym rozwiàzaniem, ˝e mogà 

byç wykorzystywane do spajania równie˝ grubych 

blach [4, 5]. 

Geometria narz´dzi formujàcych (w szczególnoÊci: 

promieƒ zaokràglenia stempla, kàty pochylenia powierzchni 

stempla i matrycy, luz promieniowy pomi´dzy 

narz´dziami, g∏´bokoÊç matrycy) jest istotnym 

czynnikiem wp∏ywajàcym na kszta∏t wytworzonego 

zamka w z∏àczu. ZaÊ geometria zamka w decydujàcym 

stopniu wp∏ywa na wytrzyma∏oÊç po∏àczenia. 

Dobór technologicznych parametrów formowania 

po∏àczenia CL jest tematem wielu prac naukowych 

i badaƒ, mi´dzy innymi publikacji [4 – 6]. 

Podstawowym parametrem z∏àcza wyznaczanym 

metodà nieniszczàcà jest pomiar parametru X 

(minimalna gruboÊç dna przet∏oczenia). Uzyskana 

w czasie kszta∏towania przet∏oczenia wartoÊç X de- 


21

Rys. 1. Aplikacja po∏àczenia 

przet∏oczeniowego 

w segmencie kana∏u wentylacyjnego 

oraz przekrój 

po∏àczenia 

terminuje poprawne 

uformowanie zamka. 

Jest to najmniejsza 

gruboÊç dna przet∏oczenia 

blach, mierzona 

wzd∏u˝ osi narz´dzi 

formujàcych, po 

zakoƒczeniu ∏àczenia 

blach. Uzyskanie 

ma∏ej wartoÊci tego 

parametru wià˝e si´, 

w wi´kszoÊci przypadków, 

z p´kaniem 

materia∏u w przew´- 

˝eniu walcowej cz´Êci 

przet∏oczenia. Zbyt 

du˝a wartoÊç X nie 

pozwala na poprawne 

uformowanie zamka. Uzyskanie ma∏ej wartoÊci gruboÊci 

dna przet∏oczenia wià˝e si´ ze zwi´kszeniem 

si∏y formowania, co niekorzystnie wp∏ywa na ˝ywotnoÊç 

narz´dzi oraz na sztywnoÊç ramy urzàdzenia 

kszta∏tujàcego [7]. 

Po∏àczenia przet∏oczeniowe w konstrukcjach 

cienkoÊciennych powinny byç usytuowane w taki 

sposób, by przenosi∏y w jak najwi´kszym stopniu 

obcià˝enia Êcinajàce. W wi´kszoÊci rzeczywistych 

konstrukcji po∏àczenia takie pracujà w z∏o˝onym 

stanie obcià˝enia (Êcinanie i rozciàganie). Na rys. 1 

przedstawiono przyk∏ad zastosowania okràg∏ego 

po∏àczenia typu clinching do ∏àczenia elementów 

segmentu kana∏u wentylacyjnego. Usytuowanie po- 

∏àczeƒ zale˝ne jest od zapewnienia obustronnego 

dost´pu dla narz´dzi i urzàdzenia do monta˝u oraz 

niedu˝ej powierzchni obrze˝y elementów ∏àczonych. 

Aplikacja tej technologii ∏àczenia ma pewne ograniczenia 

zwiàzane z odpowiednià lokalizacjà po∏àczeƒ 

w cienkoÊciennej konstrukcji. Stàd wa˝nym elementem 

sà badania wytrzyma∏oÊci na Êcinanie dla 

przypadku z∏o˝onego obcià˝enia. 

W pracy przedstawiono eksperymentalnà analiz´ 

wytrzyma∏oÊci okràg∏ych po∏àczeƒ przet∏oczeniowych 

typu clinching poddanych z∏o˝onemu stanowi obcià- 

˝enia. Wybrane parametry z∏àcza wyznaczono zgodnie 

z normà ISO 12996-2013 obowiàzujàcà dla testu 

Êcinania. 

Badania eksperymentalne 

Badania eksperymentalne mia∏y na celu okreÊlenie 

wytrzyma∏oÊci po∏àczeƒ przet∏aczanych na zimno 

typu CL dla z∏o˝onego stanu obcià˝enia. Analiz´ przeprowadzono, 

wykorzystujàc blachy ze stopu aluminium 

EN AW-5754 w stanie O/H111 (numer materia∏owy 

3.3535) o gruboÊci 1±0,05 mm. Do wykonywania 

po∏àczeƒ wykorzystano pras´ firmy ToxPressotechnik 

o konstrukcji ramowej. Urzàdzenie to znajduje si´ 

w Laboratorium Po∏àczeƒ Prasowanych Katedry 

Konstrukcji Maszyn Politechniki Rzeszowskiej im. 

Ignacego ¸ukasiewicza. Maksymalna si∏a formowania 

urzàdzenia to 100 kN. Dok∏adnoÊç pozycjonowania 

stempla wzgl´dem matrycy wynosi 0,01 mm. Pomiar 

i rejestracja si∏y formowania z∏àcza w funkcji drogi 

realizowane sà w czasie kszta∏towania z maksymalnym 

b∏´dem 0,5% si∏y formowania. Parametry technologiczne 

procesu ∏àczenia dobrano wg zaleceƒ 

producenta narz´dzi, oferujàcego system ∏àczenia [8]. 

GruboÊç X dna przet∏oczenia wynosi∏a 0,5 mm 

(tj. 25% ca∏kowitej gruboÊci ∏àczonych blach). Pr´dkoÊç 

stempla formujàcego podczas ruchu roboczego 

wynosi∏a 3 mm/s. Czas zatrzymania stempla w materiale 

(po osiàgnićiu parametru X), przed jego 

wycofaniem ustawiono na 0 s. Pozosta∏e parametry 

ruchów przygotowawczo-zakoƒczeniowych, takich 

jak dojazd stempla do materia∏u oraz jego wycofanie 

z uformowanego po∏àczenia na odpowiednià 

wysokoÊç, przyj´to zgodnie z zaleceniami producenta 

maszyny. Rejestracja si∏y kszta∏towania prowadzona 

by∏a tylko i wy∏àcznie w ruchu roboczym 

stempla, a˝ do osiàgnićia wartoÊci zadanej parametru 

X. Pomiar rzeczywistej wartoÊci parametru X 

z∏àcza dokonywany by∏ za pomocà macki cyfrowej 

firmy Mitutoyo, o zakresie pomiarowym 20 mm 

z dok∏adnoÊcià pomiaru 0,01 mm. Wymiary oraz 

Rys. 2. Geometria narz´dzi formujàcych 

Rys. 3. Uchwyt specjalny wraz z próbkà do testów wytrzyma∏oÊci 

w z∏o˝onym stanie obcià˝enia 


kszta∏t narz´dzi u˝ytych do wytworzenia po∏àczeƒ 

przedstawiono na rys. 2. Ârednica stempla formujàcego 

wynosi∏a 5,6 mm, Êrednica wykroju sztywnej 

matrycy, o g∏´bokoÊci dna 1,85 mm, wynosi∏a 8 mm. 

Dla sumarycznej gruboÊci obu blach (2 mm) tak 

dobrane Êrednice narz´dzi umo˝liwiajà poprawne 

wykonanie zamka w z∏àczu. 

Testy wytrzyma∏oÊciowe próbek przeprowadzono 

w Laboratorium Badaƒ Materia∏ów dla Przemys∏u Lotniczego 

Politechniki Rzeszowskiej im. Ignacego ¸ukasiewicza 

z wykorzystaniem maszyny wytrzyma∏oÊciowej 

UTS 100. Pr´dkoÊç przesuwu trawersy wymuszajàcej 

obcià˝enie próbki wynosi∏a V = 10 mm/min. 

Specjalnie zaprojektowane oraz wykonane oprzyrzàdowanie 

do badania wytrzyma∏oÊci w z∏o˝onym 

stanie obcià˝enia wykorzystane zosta∏o do badaƒ 

próbek w kszta∏cie litery H. Badane próbki mocowano 

w uchwycie i poddawano dzia∏aniu obcià˝enia a˝ 

do ca∏kowitego rozdzielenia z∏àczonych blach. Kierunek 

dzia∏ania si∏y obcià˝ajàcej z∏àcze zmieniano 

od 0° (rozrywanie) do 90° (Êcinanie) co 15° (rys. 3). 

Wykonano po 5 prób dla ka˝dego badanego kàta. 

Wyniki prób wytrzyma∏oÊciowych cechowa∏y si´ 

du˝à powtarzalnoÊcià, dlatego te˝ nie by∏o potrzeby 

dokonywania wi´kszej liczby badaƒ. 

Wyniki badaƒ i ich analiza 

Podczas testów wytrzyma∏oÊciowych dosz∏o do 

zniszczenia przet∏oczenia. Mechanizm rozdzielenia 

zale˝y od wielu czynników, z których najwa˝niejszym 

jest geometria zamka. Podstawowe sposoby 

niszczenia z∏àcza przet∏oczeniowego zdefiniowane 

zosta∏y w normie ISO 12996-2013. Sà to [9]: 

– wyrwanie szyjki przet∏oczenia blachy górnej 

z blachy dolnej, 

– zerwanie cz´Êci walcowej przet∏oczenia blachy 

górnej w miejscu przew´˝enia, 

– zerwanie cz´Êci walcowej przet∏oczenia blachy 

górnej wraz z plastycznà deformacjà cz´Êci blachy 

dolnej, 

– wyrwanie cz´Êci walcowej przet∏oczenia blachy 

górnej z blachy dolnej wraz z cz´Êciowym zniszczeniem 

walcowej cz´Êci przet∏oczenia. Rozdzielenie 

po∏àczenia, podczas testów wytrzyma∏oÊciowych, 

wyst´powa∏o przez (rys. 4): 

– rozkleszczenie w przypadku kàta 0°, 

a) 

b) 

c) 

Rys. 4. Próbki po testach wytrzyma∏oÊciowych dla kàta dzia∏ania 

si∏y: a) α = 90° (Êcinanie), b) α = 0° (rozrywanie), c) α = 30° 

– Êcićie przet∏oczenia w przypadku kàta 90°, 

– cz´Êciowe Êcićie przew´˝enia cz´Êci walcowej 

przet∏oczenia, a nast´pnie wyrwanie przet∏oczenia 

blachy górnej z blachy dolnej, dla z∏o˝onego stanu 

obcià˝enia (niesymetryczny kszta∏t Êcićia walcowej 

cz´Êci przew´˝enia z∏àcza – rys. 4c). 

Próbki w kszta∏cie litery H ograniczajà swobod´ 

przemieszczania si´ blach wzgl´dem siebie oraz ich 

deformacj´. Po∏àczenia typu CL powinny pracowaç 

na Êcinanie – wartoÊç maksymalnej si∏y niszczàcej 

jest wi´ksza o 25% ni˝ w przypadku rozciàgania. 

WartoÊci Êrednie si∏ formowania z∏àczy, si∏ Êcinajàcych 

(90°) oraz rozciàgajàcych (0°), odchylenia standardowe 

oraz wspó∏czynnik zmiennoÊci zestawiono 

w tab. I. Otrzymane wartoÊci si∏ cechujà si´ ma∏ym 

zró˝nicowaniem (C v 

< 5%) wynikajàcym z zastosowania 

sztywnych narz´dzi o osiowosymetrycznym 

zarysie profilu. 

Najwi´ksze ró˝nice pomi´dzy przemieszczeniem dla 

maksymalnej si∏y obcià˝ajàcej z∏àcze a ca∏kowitym 

przemieszczeniem wyst´pujà w przypadku Êcinania 

po∏àczenia. Utrata spójnoÊci walcowej cz´Êci przew´˝enia 

przet∏oczenia powoduje spadek si∏y wymuszajàcej 

przemieszczenie trawersy maszyny wytrzyma∏oÊciowej, 

a˝ do ca∏kowitego rozdzielenia blach 

TABELA I. WartoÊci Êrednie si∏ formowania, si∏ obcià˝ajàcych z∏àcze, odchylenia standardowe oraz wspó∏czynniki zmiennoÊci 

Parametr 

Si∏a Si∏a niszczàca dla kàta obcià˝ania 

formowania α = 0° α = 15° α = 30° α = 45° α = 60° α = 75° α = 90° 

WartoÊç Êrednia, N 23 780 710 728 748 790 871 908 950 

Odchylenie standardowe S, N 347 9 24 6 8 12 21 7 

Wspó∏czynnik zmiennoÊci C V 

, % 1,55 1,32 3,49 0,84 1,17 1,42 2,43 0,75 

ˇ 

TABELA II. Struktura wytrzyma∏oÊci po∏àczenia przet∏aczanego na zimno (CL) 

Kàty dzia∏ania si∏y obcià˝ajàcej z∏àcze 

α = 0° α = 15° α = 30° α = 45° α = 60° α = 75° α = 90° 

Si∏a max., F max 

, N 710 728 748 790 871 908 950 

Przemieszczenie dla F max 

, mm 8,24 7,21 6,29 5,71 3,70 2,28 1,47 

Energia zniszczenia dla F max 

, J 4,04 3,65 3,27 3,12 2,95 1,49 0,79 

Energia zniszczenia ca∏kowita, J 4,33 3,82 3,48 3,34 3,06 2,50 1,66 

Przemieszczenie ca∏kowite, mm 8,60 7,55 6,69 6,18 4,41 3,66 3,18 


23

Rys. 5. Struktura wytrzyma∏oÊci po∏àczenia przet∏aczanego na 

zimno (CL) 

[10]. Dla rozciàgania niewielkie ró˝nice pomi´dzy 

przemieszczeniami ca∏kowitymi a przemieszczeniem 

dla maksymalnej si∏y przenoszonej przez z∏àcze oraz 

pomi´dzy energià zniszczenia ca∏kowità a energià 

dla maksymalnej si∏y wynikajà z charakteru zniszczenia 

z∏àcza – wyrwanie przet∏oczenia blachy górnej 

z blachy dolnej. Struktur´ wytrzyma∏oÊci na Êcinanie, 

rozciàganie i w z∏o˝onym stanie obcià˝enia po∏àczeƒ 

przedstawiono w tab. II i na rys. 5. 

Do wyznaczenia krzywej granicznej noÊnoÊci po- 

∏àczenia wykorzystano kryterium zniszczenia z∏àcza 

wg równania: 

gdzie: 

F t 

(α) – si∏a normalna zale˝na od kàta α, 

F s 

(α) – si∏a Êcinajàca zale˝na od kata α, 

max 

F t 

– maksymalna si∏a normalna podczas 

rozrywania po∏àczenia, 

F max s 

– maksymalna si∏a tnàca podczas Êcinania 

po∏àczenia, 

a, b – wspó∏czynniki krzywej rozdzielenia. 

Wspó∏czynniki a i b krzywej rozdzielania z∏àcza 

(spe∏niajàce równanie (1)) wyznaczono tak, aby b∏àd 

Êredniokwadratowy (RMSE) by∏ jak najmniejszy. WartoÊci 

tych wspó∏czynników by∏y nast´pujàce: a – 1,930, 

b – 1916, b∏àd Êredniokwadratowy (RMSE) – 0,0126. 

Zmiana kàta obcià˝enia z∏àcza wp∏ywa na jego 

wytrzyma∏oÊç. WartoÊci sk∏adowe maksymalnej si∏y 

przenoszonej przez z∏àcze F t 

(α) oraz F s 

(α) decydujà 

o charakterze rozdzielenia po∏àczenia. Otrzymane 

wartoÊci Êrednie si∏ sk∏adowych, dla poszczególnych 

kàtów obcià˝ania z∏àcza, przedstawiono na rys. 6. 

Wnioski 

Z przeprowadzonych badaƒ eksperymentalnych 

wytrzyma∏oÊci okràg∏ych z∏àczy przet∏oczeniowych 

typu clinching w z∏o˝onym stanie obcià˝enia i z badaƒ 

wp∏ywu kàta obcià˝enia z∏àcza na jego wytrzyma∏oÊç 

statycznà wynikajà nast´pujàce wnioski: 

– istnieje du˝a powtarzalnoÊç parametru si∏y formowania 

podczas procesu wytwarzania po∏àczeƒ 

przet∏oczeniowych sztywnymi narz´dziami o zarysach 

osiowosymetrycznych, 

– wytrzyma∏oÊç na Êcinanie po∏àczeƒ typu 

clinching jest du˝o wi´ksza ni˝ na rozrywanie (dla 

(1) 

Rys. 6. Rozk∏ad si∏ w z∏o˝onym stanie obcià˝enia dla ró˝nych 

kàtów α 

stopu aluminium 5754 o 34% w odniesieniu do rozrywania), 

(tab. II), 

– maksymalna si∏a zarejestrowana podczas prób 

nie odpowiada rozerwaniu po∏àczenia, badana próbka 

odkszta∏ca si´ przy malejàcym obcià˝eniu, a rozdzielenie 

z∏àcza nast´puje przy odkszta∏ceniu oko∏o dwukrotnie 

wi´kszym ni˝ odkszta∏cenie odpowiadajàce 

maksymalnemu obcià˝eniu, 

– podczas testu rozrywania energia zniszczenia 

odpowiadajàca maksymalnej sile przenoszonej przez 

po∏àczenie stanowi ponad 90% (dla Êcinania oko∏o 

48%) ca∏kowitej energii potrzebnej do rozdzielenia 

z∏àcza (tab. II). 

LITERATURA 

1. Gao S., Budde L.: Mechanism of mechanical press joining. 

International Journal of Machine Tools and Manufacture, 

Vol. 34, 1994, pp. 641 – 657. 

2. Tubielewicz K., Turczyƒski K.: Kszta∏towanie po∏àczeƒ 

blach metodà prasowania na zimno. Technologia i Automatyzacja 

Monta˝u, nr 2, 2001, s. 66 – 70. 

3. Mucha J., Witkowski W.: Eksperymentalna analiza efektywnoÊci 

rozwiàzaƒ wybranych systemów ∏àczenia przez 

przet∏aczanie blach. Technologia i Automatyzacja Monta˝u 

nr 3, 2013, ss. 55 – 60. 

4. Israel M.: The Suitability of Analytical and Numerical 

Methods for Developing Clinching Processes with Thick 

Sheet Metal. Advanced Materials Research, Vol. 907, 2014, 

pp. 151 – 163. 

5. Israel M., Mauermann R., Schellnock J.: Thick Sheet 

Clinching-Joining up to 20 mm Total Thickness. Advanced 

Shipping and Ocean Engineering, No. 2, 2013, pp. 1 – 10. 

6. Tubielewicz K., Turczyƒski K., Tubielewicz M.: Wskaêniki 

wytrzyma∏oÊciowe po∏àczeƒ kszta∏towych prasowanych na 

zimno. Technologia i Automatyzacja Monta˝u, nr 3 i 4, 2004, 

ss. 67–72. 

7. Markowski T., Mucha J., Witkowski W.: FEM analysis of 

clinching joint machine’s C-frame rigidity. Eksploatacja 

i NiezawodnoÊç – Maintenance and Reliability, nr 1, 2013, 

ss. 51 – 57. 

8. http://www.tox-pl.com [20.05.2014] 

9. ISO 12996-2013 Mechanical joining - Destructive testing of 

joints – Specimen dimensions and test procedure for tensile 

shear testing of single joints. 

10. Mucha J., Witkowski W.: The clinching joints strength analysis 

in the aspects of changes in the forming technology 

and load conditions. Thin-Walled Structures, Vol. 82, 2014, 

pp. 55 – 66. 


Nowe trendy w metodyce badaƒ bezpieczeƒstwa 

operatorów maszyn górniczych 

New trends in the examination methodology 

of the mining machine operator safety 

PAULINA DZIA¸AK 

EUGENIUSZ RUSI¡SKI 

JACEK KARLI¡SKI 

MARIUSZ PTAK 

Streszczenie: Analiza sytuacji wypadkowych z udzia∏em operatorów maszyn, zaistnia∏ych w górnictwie podziemnym w ciàgu 

ostatnich kilku lat wskazuje na silnà potrzeb´ poprawy ich bezpieczeƒstwa. Eksploatacja z∏ó˝ na coraz wi´kszych 

g∏´bokoÊciach powoduje ciàg∏y wzrost niekontrolowanych zjawisk zachodzàcych wewnàtrz górotworu, stanowiàcych 

znaczne zagro˝enie dla górników pracujàcych w kopalniach podziemnych. Dotychczasowe badania konstrukcji chroniàcych 

w aspekcie bezpieczeƒstwa operatorów maszyn przeprowadzane sà przy u˝yciu makiety DLV, obrazujàcej przestrzeƒ 

˝yciowà operatora maszyny górniczej, która nie mo˝e zostaç naruszona podczas analizy. Nie odwzorowuje ona jednak 

obcià˝eƒ, jakie dzia∏ajà na cia∏o operatora ani obra˝eƒ, jakich doznaje podczas sytuacji wypadkowych wywo∏anych ró˝nymi 

zjawiskami wyst´pujàcymi w kopalniach podziemnych. W tym celu planuje si´, podczas badaƒ bezpieczeƒstwa operatorów, 

zastàpienie znormalizowanej makiety DLV zwalidowanym manekinem numerycznym. Wykonane zostanie to poprzez 

coupling – nowoczesnà metod´ umo˝liwiajàcà po∏àczenie modeli ró˝nych kodów numerycznych. Zabieg ten pozwoli na 

otrzymanie bardziej precyzyjnych i zbli˝onych do rzeczywistoÊci rezultatów, co mo˝e umo˝liwiç znacznà popraw´ 

bezpieczeƒstwa w kopalniach. 

S∏owa kluczowe: bezpieczeƒstwo operatorów maszyn, symulacje numeryczne, maszyny górnicze, Multibody 

Abstract: Analysis of the accident situations involving mining machine operators, that ensued in the underground mines 

over recent years indicate a necessity of their safety enhancement. Intensive exploitation on the ever larger depth increases 

the frequency of the unwieldy phenomena acting inside of the rock mass, posing a great risk for miners working in the 

underground mines. Nowadays, human body of the mining machine operator during obligatory safety examinations 

is substituted by the Deflection-Limiting Volume (DLV), which depicts approximate living space of the operator. Tests 

are considered positive, when DLV remains intact. However, there are no analysis considering the loads acting on the 

machine operators during the rock burst and all the phenomena caused by this effect in the underground mines. To this 

end, standard DLV model will be replaced with validated, numerical dummy. All tests will be proceeded with the use of most 

recent numerical methods, combining various numerical codes (coupling). This will enable to obtain more precise and closer 

to reality results, what may significantly influence on the safety enhancement in mines. 

Keywords: machine operators safety, numerical simulation, mining machine, Multibody 

Wszystkie konstrukcje chroniàce operatorów maszyn 

przeznaczonych do prac w górnictwie podziemnym, 

które zostajà wdro˝one do pracy w kopalni 

podziemnej, muszà obligatoryjnie spe∏niaç wymogi 

Dyrektywy Maszynowej 2006/42/EC, zalecajàcej 

badania kabin w zakresie ochrony przed spadajàcymi 

przedmiotami oraz przed przewróceniem si´ 

maszyny [1]. Obecnie obowiàzujàce normy dotyczàce 

ochrony operatorów tych maszyn sà identyczne jak 

Mgr in˝. Paulina Dzia∏ak – Politechnika Wroc∏awska, 

ul. Wybrze˝e Wyspiaƒskiego 27, 50-370 Wroc∏aw, 

e-mail: paulina.dzialak@pwr.edu; prof. dr hab. in˝. 

Eugeniusz Rusiƒski – Politechnika Wroc∏awska, ul. Wybrze˝e 

Wyspiaƒskiego 27, 50-370 Wroc∏aw, e-mail: 

eugeniusz.rusinski@pwr.edu; dr in˝. Jacek Karliƒski 

– Politechnika Wroc∏awska, ul. Wybrze˝e Wyspiaƒskiego 

27, 50-370 Wroc∏aw, e-mail: jacek.karlinski@pwr.edu; 

dr in˝. Mariusz Ptak – Politechnika Wroc∏awska, ul. Wybrze˝e 

Wyspiaƒskiego 27, 50-370 Wroc∏aw, e-mail: 

mariusz.ptak@pwr.edu. 

w przypadku maszyn budowlanych, mimo ˝e w kopalniach 

podziemnych wyst´puje wiele innych zagro˝eƒ, 

które mogà doprowadzaç do sytuacji wypadkowych. 

Jednak˝e przeglàd wypadkowoÊci w górnictwie 

podziemnym w ostatnich latach wskazuje 

na potrzeb´ poprawy bezpieczeƒstwa operatorów, 

przez uwzgl´dnienie w badaniach konstrukcji chroniàcych 

tak˝e wielu innych czynników, niebranych 

pod uwag´ w dotychczasowych analizach. W kopalniach 

podziemnych wyst´puje wiele innych zjawisk 

zagra˝ajàcych operatorom. Tàpania wyst´pujàce 

w górotworze powodujà wypi´trzenia spàgu, boczne 

wyrzuty ska∏, zawa∏y czy te˝ osypania mas skalnych 

z ociosów, doprowadzajàc do groênych wypadków, 

a w konsekwencji do powa˝nych obra˝eƒ, a nawet 

Êmierci operatorów. Wskazuje to na koniecznoÊç 

weryfikacji obecnie przeprowadzanych badaƒ konstrukcji 

chroniàcych w zakresie bezpieczeƒstwa 

operatorów maszyn. Nale˝y wziàç pod uwag´ czynne 

Êrodowisko górotworu, a tym samym przeprowadziç 


25

analiz´ wielu innych czynników, nieuwzgl´dnionych 

dotychczas w normach. 

Celem wykonywanych badaƒ jest dok∏adne przeanalizowanie 

skutków zjawisk zagra˝ajàcych operatorom, 

zachodzàcych w górotworze podczas tàpaƒ. 

Wykorzystanie zwalidowanego manekina numerycznego, 

zamiast stosowanej dotychczas w analizach 

makiety DLV (Deflection – Limiting Volume), umo˝liwi 

identyfikacj´ obra˝eƒ oraz obcià˝eƒ dzia∏ajàcych 

na operatora pod wp∏ywem ró˝nych czynników wyst´pujàcych 

w kopalniach podziemnych, wywo∏ujàcych 

sytuacje wypadkowe. 

Analiza sytuacji wypadkowych z udzia∏em operatorów 

maszyn, zaistnia∏ych w górnictwie podziemnym 

w ciàgu ostatnich kilku lat, wskazuje na silnà 

potrzeb´ poprawy ich bezpieczeƒstwa. Eksploatacja 

z∏ó˝ na coraz wi´kszych g∏´bokoÊciach powoduje 

ciàg∏y wzrost niekontrolowanych zjawisk zachodzàcych 

wewnàtrz górotworu, stanowiàcych znaczne 

zagro˝enie dla górników pracujàcych w kopalniach 

podziemnych [2], (rys. 1). 

Dotychczasowe badania konstrukcji chroniàcych 

w zakresie bezpieczeƒstwa operatorów maszyn 

uwzgl´dniajà jedynie dwie sytuacje wypadkowe, tj.: 

Rys. 1. Liczba i energia wstrzàsów górotworu w polskich kopalniach miedzi w latach 1980 – 2012 [3] 

przewrócenie si´ maszyny oraz spadajàce z góry 

ska∏y, podczas gdy w górotworze zachodzi tak˝e wiele 

innych zjawisk, równie, a nawet bardziej zagra˝ajàcych 

zdrowiu i ˝yciu operatorów maszyn, tj. wypi´trzenie 

spàgu. 

Metodyka badaƒ 

Rys. 2. Makieta DLV usytuowana w kabinie maszyny górniczej 

Konstrukcje chroniàce operatorów stosowane 

w maszynach górniczych muszà obecnie spe∏niaç 

wymogi bezpieczeƒstwa opisane w Dyrektywie 

Maszynowej 2006/42/EC. Do badaƒ tych wykorzystywana 

jest makieta DLV – obrazujàca przestrzeƒ 

˝yciowà siedzàcego w kabinie operatora 

– umieszczana w analizowanej konstrukcji chroniàcej 

(rys. 2). 

Kryterium wystarczajàcym do spe∏nienia wymogów 

zawartych w normie jest nienaruszenie makiety 

DLV. Nie sà natomiast wykonywane ˝adne analizy 

majàce na celu okreÊlenie obcià˝eƒ dzia∏ajàcych na 

operatora podczas wypadku oraz obra˝eƒ, jakich 

doznaje. 

W rzeczywistoÊci zdarzajà si´ jednak sytuacje 

wypadkowe, podczas których makieta DLV nie 


zosta∏aby naruszona w czasie badania, natomiast 

operator odnosi powa˝ne uszkodzenia cia∏a, a nawet 

ginie. 

Zastosowanie zwalidowanego manekina numerycznego 

podczas analiz bezpieczeƒstwa zwi´kszy 

liczb´ danych uzyskiwanych podczas testów, dzi´ki 

czemu lepiej odzwierciedli obra˝enia, jakich mo˝e 

doznaç operator maszyny podczas zró˝nicowanych 

sytuacji wypadkowych. Przeprowadzone zostanà 

badania, gdzie oprócz analiz wytrzyma∏oÊciowych 

konstrukcji chroniàcych, analizowane b´dà tak˝e 

parametry biomechaniczne operatorów doznajàcych 

obra˝eƒ podczas ró˝nych sytuacji wypadkowych 

w kopalniach podziemnych. Badania b´dà wykonywane 

przy wykorzystaniu najnowszych metod 

numerycznych, ∏àczàcych metod´ elementów skoƒczonych 

(MES) [4] z modelami typu Multibody (MB), 

a tym samym mechanik´ i bioin˝ynieri´. 

Do analiz wykorzystany zosta∏ numeryczny manekin 

Multibody typu FAA Hybrid III 50-percentylowego 

m´˝czyzny (rys. 3). 

czonych z elementami wielocz∏onowymi Multibody 

umo˝liwi coupling programów MADYMO i LS-DYNA, 

który pos∏u˝y do symulacji sytuacji wypadkowych 

(rys. 4). 

a) b) 

Rys. 4. Manekin typu Multibody usytuowany w modelu MES 

kabiny maszyny górniczej 

Rys. 3. Manekin Hybrid III FAA stosowany do badaƒ bezpieczeƒstwa 

w lotnictwie: a) manekin rzeczywisty, b) model 

wirtualny MADYMO [5] 

Jest to udoskonalony model manekina do badaƒ 

bezpieczeƒstwa ruchu drogowego, przygotowany 

do prób lotniczych, który ma znacznie wićej czujników, 

szczególnie w dolnym odcinku kr´gos∏upa, 

szyi i górnych partiach nóg [6]. Pozwala to na uzyskanie 

dok∏adniejszych danych zwiàzanych z obcià- 

˝eniem pionowym dzia∏ajàcym na cia∏o cz∏owieka, 

cz´sto wyst´pujàcym podczas wypadków operatorów 

w kopalniach podziemnych. 

Badania polegajà na budowie modeli geometrycznych 

istniejàcych ju˝ konstrukcji chroniàcych, 

spe∏niajàcych obecnie wymagane normy w zakresie 

bezpieczeƒstwa operatorów maszyn oraz opracowaniu 

opartych na nich modeli dyskretnych (MES) [7]. 

W kabinie usytuowany zosta∏ zwalidowany, elipsoidalny 

model manekina numerycznego typu 

Multibody. Po∏àczenie metody elementów skoƒ- 

Jest to metoda umo˝liwiajàca po∏àczenie ró˝nych 

modeli, o innych kodach numerycznych, w jednej 

symulacji. W opisywanych analizach wykorzystano 

coupling, w celu realizacji kontaktu pomi´dzy elementami 

elipsoidalnymi (manekin), na bazie których 

opracowane sà modele w MADYMO z modelem 

MES kabiny w oprogramowaniu LS-DYNA. Coupling 

umo˝liwia swobod´ w wyborze oprogramowania 

wykorzystywanego do analiz oraz modeli numerycznych 

z ró˝nego rodzaju programów, dzi´ki czemu 

mo˝na przeprowadzaç bardziej zaawansowane 

symulacje [8]. 

Planowana jest budowa modeli geometrycznych 

istniejàcych ju˝ konstrukcji chroniàcych, spe∏niajàcych 

obecnie wymagane normy w zakresie bezpieczeƒstwa 

operatorów maszyn oraz opracowanie 

opartych na nich modeli dyskretnych. Nast´pnie 

okreÊlone zostanà zjawiska zachodzàce w górotworze, 

powodujàce sytuacje zagro˝enia zdrowia oraz ˝ycia 

górników w kopalniach podziemnych, a na ich podstawie 

warunki brzegowe do przeprowadzenia symulacji 

komputerowych. Analiza tych zjawisk mo˝e 

wskazaç dalsze wytyczne do zapewnienia ochrony 

operatorów podczas dzia∏ania tych czynników. Wykonywane 

w ramach projektu zadania b´dà mia∏y 

charakter interdyscyplinarny. Po∏àczone zostanà badania 

wytrzyma∏oÊci konstrukcji chroniàcej operatorów 

z analizà parametrów biomechanicznych 


27

uzyskanych dzi´ki zastosowaniu najnowszych, ró˝norodnych 

metod obliczeniowych. Zastosowanie 

manekinów numerycznych znacznie przybli˝y obra- 

˝enia, jakich mo˝e doznaç operator maszyny podczas 

wielu sytuacji wypadkowych, co pozwoli na 

weryfikacj´ obligatoryjnych obecnie norm. Badania 

stworzà podstaw´ do dalszych dzia∏aƒ zmierzajàcych 

do poprawy ochrony operatorów maszyn 

przeznaczonych do prac w górnictwie podziemnym 

i prac tunelowych, a tak˝e usprawnienia istniejàcych 

ju˝ systemów bezpieczeƒstwa w kopalniach podziemnych. 

Kierunek dalszych badaƒ 

Kolejnymi etapami badaƒ b´dzie zastosowanie 

dodatkowo pasów bezpieczeƒstwa oraz elementów 

energoch∏onnych podczas symulacji. B´dà one 

mia∏y za zadanie absorpcj´ energii zarówno ca∏ej 

kabiny, jak i siedzenia operatora podczas sytuacji 

wypadkowych. W kabinach maszyn przeznaczonych 

do prac w górnictwie podziemnym i prac 

tunelowych obowiàzujà dwupunktowe pasy biodrowe. 

Z powodu dyskomfortu, jaki powodujà podczas 

pracy operatorów maszyn oraz braku ÊwiadomoÊci 

górników, i˝ w niektórych sytuacjach wypadkowych 

pasy mogà zapobiec powa˝nym obra- 

˝eniom cia∏a, a nawet Êmierci, bardzo cz´sto pozostajà 

one niezapi´te. Dlatego te˝ dotychczasowe 

badania prowadzone by∏y bez stosowania pasów 

bezpieczeƒstwa. 

Planowane jest tak˝e zastosowanie elementów 

oraz materia∏ów, które mog∏yby w pewnym stopniu 

poch∏onàç energi´ uderzenia podczas wypadków, 

tym samym zmniejszajàc ryzyko urazów operatorów 

maszyn. Jednym z takich elementów b´dzie absorber 

umieszczony pomi´dzy siedziskiem a mocowaniem 

fotela operatora. Przestrzeƒ ta jest wykorzystywana 

do tej pory jedynie w celu uzyskania odpowiedniej 

ergonomii siedziska. Pozwoli to na zmniejszenie 

obcià˝eƒ dzia∏ajàcych na cia∏o operatora, 

w szczególnoÊci na kr´gos∏up, którego obra˝enia 

cz´sto koƒczà si´ kalectwem, a nawet zgonem. 

Rozpatrywana b´dzie tak˝e mo˝liwoÊç zastosowania 

elementów oraz materia∏ów energoch∏onnych 

w miejscu mocowania kabiny do ramy maszyny 

górniczej. 

Podsumowanie 

Reasumujàc, istnieje potrzeba weryfikacji obligatoryjnych 

obecnie testów w aspekcie bezpieczeƒstwa 

operatorów maszyn górniczych przeznaczonych 

do pracy w górnictwie podziemnym i prac 

tunelowych. Nale˝y okreÊliç zjawiska zachodzàce 

w górotworze, które powodujà sytuacje wypadkowe 

w kopalniach podziemnych, a tak˝e zidentyfikowaç 

obcià˝enia dzia∏ajàce na operatora wskutek 

dzia∏ania tych˝e zjawisk. Zastosowanie manekinów 

numerycznych wydaje si´ jednym z bardziej 

obiecujàcych sposobów na wykonanie tego typu 

badaƒ. Badania przeprowadzane b´dà za pomocà 

najnowszych metod obliczeniowych. B´dà to analizy 

dynamiczne, które mogà daç bardzo zbli˝one 

do rzeczywistoÊci rezultaty. Innowacyjna metodyka 

badaƒ pozwoli w przysz∏oÊci na ocen´ konstrukcji 

kabin metodami numerycznymi jeszcze 

na etapie projektowym. Weryfikacja obecnie obowiàzujàcych 

norm, przez uwzgl´dnienie znacznie 

wi´kszej liczby zjawisk wywo∏ujàcych sytuacje 

wypadkowe w kopalniach podziemnych oraz wykorzystanie 

zbli˝onego do cia∏a ludzkiego manekina 

operatora, pozwoli na wyznaczenie czynników, 

majàcych wp∏yw na bezpieczeƒstwo w kopalniach 

podziemnych. Otrzymane wyniki mogà mieç znaczny 

wp∏yw na popraw´ bezpieczeƒstwa w kopalniach 

podziemnych. Analiza nieuwzgl´dnianych 

wczeÊniej zjawisk zachodzàcych wewnàtrz górotworu 

pozwoli na dok∏adniejsze okreÊlenie zagro˝eƒ 

w górnictwie podziemnym. Identyfikacja obra˝eƒ, 

jakich doznaje operator podczas dzia∏ania wielu 

ró˝nych czynników wyst´pujàcych w kopalniach, 

mo˝e si´ przyczyniç do wyznaczenia nowych 

trendów w projektowaniu systemów bezpieczeƒstwa 

oraz konstrukcji chroniàcych operatorów 

maszyn przeznaczonych do prac w górnictwie podziemnym. 

Wyniki przedstawione w projekcie znacznie 

poszerzà wiedz´ dotyczàcà zjawisk zachodzàcych 

w górotworze, doprowadzajàcych do sytuacji 

wypadkowych w kopalniach podziemnych oraz 

wytyczà kierunki dalszych badaƒ w zakresie ochrony 

operatorów maszyn. 

Najwi´ksze osiàgnićia badaƒ: 

1) Badania cechujà si´ wysokim poziomem innowacyjnoÊci. 

2) Do symulacji komputerowych wykorzystane 

b´dà najnowoczeÊniejsze metody obliczeniowe, m.in. 

coupling modeli z ró˝nego typu oprogramowania. 

3) Prowadzone analizy stworzà podstaw´ do dalszych 

badaƒ w kierunku poprawy ochrony operatorów 

maszyn przeznaczonych do prac w górnictwie 

podziemnym i prac tunelowych. 

LITERATURA 

1. Dyrektywa 2006/42/WE Parlamentu Europejskiego i Rady 

w sprawie maszyn, 17.05.2006. 

2. Kleczek Z.: Geomechanika górnicza. Âlàskie Wydawnictwo 

Techniczne, Katowice 1994. 

3. Gogolewska A., Bernat M.: Aktywna profilaktyka tàpaniowa 

stosowana w wybranym oddziale eksploatacyjnym o/zg 

„Rudna” KGHM Polska Miedê w latach 2001 – 2003. Prace 

Naukowe Instytutu Górnictwa Politechniki Wroc∏awskiej. 

Studia i Materia∏y 113.31 (2005): 47 – 62. 

4. Zienkiewicz O., Taylor R., Zhu J.: The Finite Element Method 

its Basis and Fundamentals. Elsevier, Amsterdam 2005. 

5. http://www.humaneticsatd.com/crash-test-dummies/aerospace-military/faa-hiii-50th, 

16.01.2014. 

6. Gowdy V., DeWeese R., Beebe M., Wade B., Duncan J., Kelly 

R., Blaker J.: A lumbar Spine modification to the Hybrid III 

ATD for Aircraft Seat Tests. SAE Technical paper series, 

Witchita, Kansas, 04.1999, 

7. Rusiƒski E., Czmochowski J., Smolnicki T.: Zaawansowana 

metoda elementów skoƒczonych w konstrukcjach noÊnych. 

Oficyna Wydawnicza Politechniki Wroc∏awskiej, Wroc∏aw 

2000. 

8. MADYMO Coupling Manual Release 7.5, TASS, 2013. 


Wp∏yw kszta∏tu formy na skurcz liniowy 

tworzonego stopu EN AC-48000 

The influence of mold shape on the linear contraction 

the alloy EN AC-48000 

KRZYSZTOF KUJAWA 

Streszczenie: W pracy przedstawiono wyniki badaƒ nad zjawiskiem skurczu liniowego krzepnàcego i stygnàcego odlewu 

siluminowego. W prowadzonych badaniach zastosowano formy metalowe odwzorowujàce odlew pionowego pr´ta 

testowego o przekroju okràg∏ym (sta∏ym lub zmiennym). Zastosowanie dwóch wariantów form zagwarantowa∏o uzyskanie 

porównywalnych warunków stygnićia przy uzyskaniu warunków skurczu ideowo swobodnego (forma o zbie˝noÊci 1:100, 

niedzielona) oraz skurczu hamowanego (forma walcowa, dzielona) jedynie na powierzchni odlew-forma. Na podstawie 

rejestrowanych zmian temperatury odlewu oraz zmian wymiaru osiowego krzepnàcego odlewu i formy testowej okreÊlono 

kinetyk´ skurczu liniowego oraz zmian wspó∏czynnika liniowej rozszerzalnoÊci cieplnej w funkcji temperatury. Przedstawiono 

wyniki badania skurczu liniowego uzyskane w formie ze zbie˝noÊcià oraz bez niej (walcowej). 

S∏owa kluczowe: skurcz liniowy, krzepnićie, Al-Si 

Abstract: The paper presents results of research on the phenomenon of linear shrinkage and cooling silumin. In this study, 

using a metal mold test mapping casting circular cross-section vertical rod (fixed or variable). Use of two variant forms of 

guarantees comparable cooling conditions in obtaining spasm of ideological freedom (form convergence of 1:100, 

unshared) and inhibits the contractions (as a cylindrical joint) only the surface of the mold. Based on the recorded temperature 

changes and changes in the casting of the axial dimension of the casting mold and solidification of the test set, certain 

intensity and the change of the linear shrinkage coefficient of linear expansion of heat as a function of temperature. Shows 

the result of research in the form of linear contraction and convergence without it (cylindrical). 

Keywords: linear contraction, solidification, Al-Si 

Stosowane w odlewnictwie stopy Al-Si, zwane 

siluminami, znajdujà coraz wi´ksze zastosowanie 

w przemyÊle motoryzacyjnym i lotniczym. Ich sk∏ad 

chemiczny okreÊlany jest normà PN-EN 1706:2011, 

która dzieli je na osiem grup. ¸àcznie okreÊlony jest 

sk∏ad chemiczny 32 stopów. Udzia∏ wagowy poszczególnych 

pierwiastków w stopie wyra˝ony w procentach 

okreÊlany jest jako przedzia∏ albo górna 

granica. Daje to du˝à ró˝norodnoÊç pod wzgl´dem 

sk∏adu chemicznego tej grupy stopów. Nale˝y nadmieniç, 

˝e w przemyÊle oprócz wymienionej normy 

stosowane sà normy zagraniczne oraz wewnàtrzzak∏adowe. 

W procesach odlewniczych w trakcie krzepnićia 

i stygnićia odlewu pomi´dzy wieloma zjawiskami 

zachodzà z∏o˝one interakcje: p∏ynićia i transportu 

frakcji sta∏ej, zasilania rosnàcej fazy sta∏ej z cieczy, 

przemian struktury, wzrostu si∏y w strefie sta∏o-ciek∏ej 

i skurcz krzepnićia wraz z termicznym kurczeniem, 

co mo˝e prowadziç do powstawania wad. W zakresie 

krzepnićia, tj. ze 100% cieczy do 100% frakcji sta∏ej, 

Mgr in˝. Krzysztof Kujawa – Uniwersytet Zielonogórski, 

Wydzia∏ Mechaniczny, ul. Prof. Szafrana 4, 65-516 Zielona 

Góra, e-mail: k.kujawa@iizp.uz.zgora.pl. 

Autor jest stypendystà w ramach Poddzia∏ania 8.2.2 

„Regionalne Strategie Innowacji”, Dzia∏ania 8.2 „Transfer 

wiedzy”, Priorytetu VIII „Regionalne Kadry Gospodarki” 

Programu Operacyjnego Kapita∏ Ludzki wspó∏finansowanego 

ze Êrodków Europejskiego Funduszu Spo∏ecznego 

Unii Europejskiej i z bud˝etu paƒstwa. 


skurcz powoduje p∏ynićie strefy papkowatej (mieszanina 

fazy sta∏ej i ciek∏ej), a w rezultacie makrosegregacj´ 

i porowatoÊç. Skurcz w zakresie krzepnićia 

jest okreÊlany jako zmiana obj´toÊciowa odlewu 

i dla stopów aluminium wynosi od 6% do 8%. 

Natomiast w zakresie stygnićia (skurczu liniowego) 

powstajà odkszta∏cenia termiczne, a w rezultacie 

p´knićia i zniekszta∏cenia. Skurcz cia∏ sta∏ych opisywany 

jest zwykle jako zmiana liniowa, wyra˝ana 

bezwzgl´dnie (∆L, mm) lub najcz´Êciej wzgl´dnie 

(ε, %), wymiaru odlewu lub przez wielkoÊç wspó∏czynnika 

rozszerzalnoÊci cieplnej. 

Aby uzyskaç informacje o przebiegu skurczu liniowego, 

konieczne jest, by w odlewie testowym mierzone 

by∏y w sposób ciàg∏y temperatura oraz zmiany 

liniowe odlewu w kierunku osiowym. Pierwsze badania 

nad przebiegiem skurczu liniowego stopów 

aluminium przeprowadzili I. Novikov, G. Korolkov, 

G. Berlin [1]. Zastosowali w badaniach otwartà form´ 

grafitowà odwzorowujàcà odlew o kszta∏cie dwuteowym 

o d∏ugoÊci cz´Êci pomiarowej 56 mm i przekroju 

8x13 mm. Takie wymiary odlewu przyj´to ze wzgl´du 

na zastosowany czujnik elektromechaniczny i jego 

wàski zakres pomiaru. Zaproponowana koncepcja 

pomiaru skurczu liniowego z drobnymi zmianami 

kszta∏tu formy zosta∏a obj´ta normà GOST 16817-71. 

Na podstawie koncepcji otwartej formy G. Korolkov, 

G. Kuznecov [2] zastosowali formy odwzorowujàce 

odlew prostopad∏oÊcianu, który by∏ zakotwiczony 

na obu koƒcach w gniazdach formy. Wspomniani 

autorzy stosowali formy grafitowe, z mas formier- 

29

skich oraz metalowe ch∏odzone dodatkowo wodà 

w celu wykluczenia rozszerzalnoÊci termicznej formy. 

Uproszczonà konstrukcj´ otwartej formy grafitowej 

zaproponowa∏ D. Eskin [3] wraz ze wspó∏autorami. 

W formie ustawionej na bloku ch∏odzonym wodà 

jeden koniec odlewu zakotwiczony by∏ we wnće 

odwzorowujàcej kszta∏t litery T, natomiast drugi 

koniec by∏ po∏àczony kotwà z ruchomym blokiem 

grafitowym. W póêniejszych pracach [4, 5] D. Eskin 

stosowa∏ form´ wykonanà w ca∏oÊci z grafitu, oraz 

ok∏adziny majàce zmniejszyç intensywnoÊç odbierania 

ciep∏a przez form´. D. Eskin w pracach [3, 4] badaniami 

objà∏ stopy z grupy Al-Cu i Al-Mg, a w pracy 

[5] stop AA7050 (stop aluminium z 5,66% Zn, 

2,25% Cu, 1,84% Mg, 0,04% Si, 0,15% Fe, 0,11% Zr, 

0÷0,2% Ti). 

Badania skurczu stopów prowadzone sà równie˝ 

w formach zamkni´tych, w których warunki krzepnićia 

sà zbli˝one do rzeczywistych w procesie odlewania. 

G. Pucka i A. Gierek [6] zastosowali form´ 

piaskowà odwzorowujàcà pr´t poziomy o przekroju 

ko∏owym i d∏ugoÊci 170 mm. Oblewane ciek∏ym stopem 

kotwy grafitowe, umieszczone na koƒcach wn´ki 

formy, pod∏àczono do czujników. W eksperymencie 

wraz z rejestracjà zmian wymiaru odlewu w kierunku 

osiowym, rejestrowana by∏a jednoczeÊnie jego temperatura, 

stàd metod´ t´ nazwano ATSD. W pracy 

wspomniani autorzy badaniami obj´li stopy AK7, 

AK11 nale˝àce do grupy stopów Al-Si. 

Badania na stopach z tej grupy (Al-Si) prowadzi∏ 

równie˝ J. Mutwil [7, 8], gdzie poczàtkowo stosowa∏ 

form´ metalowà odwzorowujàcà pr´t poziomy o przekroju 

ko∏owym [7], a w kolejnych eksperymentach 

– form´ segmentowà (metalowà lub skorupowà) 

odwzorowujàcà pr´t poziomy o przekroju kwadratowym 

[8, 9]. Stosowana forma segmentowa mia∏a 

zmniejszyç sztywnoÊç formy i wp∏ynàç na mniejsze 

hamowanie skurczu odlewniczego na powierzchni 

odlew-forma. W celu uzyskania warunków zbli˝onych 

ideowo do skurczu swobodnego J. Mutwil [10] 

zastosowa∏ form´ metalowà zorientowanà pionowo 

odwzorowujàcà odlew pr´ta o przekroju ko∏owym 

ze zbie˝noÊcià wewn´trznà 1:100 i bez niej. W pracach 

[11, 12] wspomniany autor wraz z K. Kujawà badaniami 

obj´li stopy dwusk∏adnikowe Al-Si. 

Obecnie siluminy sà najpopularniejszymi stopami 

stosowanymi w odlewnictwie stopów aluminium, 

a pomimo tego zachodzàce w nich zjawiska skurczowe 

nie sà dostatecznie zbadane. Konieczne jest wić 

ciàg∏e uzupe∏nianie informacji o parametrach fizykochemicznych 

i tworzenie bazy danych na ten temat 

[13]. Dane tego typu mogà stanowiç podstaw´ do 

symulacji komputerowych procesów odlewniczych. 

Opis stanowiska i metodologia badaƒ 

W badaniach dokonywano pomiaru skurczu liniowego 

krzepnàcego i stygnàcego odlewu prostego 

pr´ta w formie metalowej (rys. 1). Forma ta by∏a 

wykonana w dwóch wersjach: dzielonej (o sta∏ym 

przekroju ø21 mm) oraz niedzielonej (zbie˝nej o poczàtkowej 

Êrednicy ø21 mm i zbie˝noÊci 1:100) i odtwarza∏a 

pionowy pr´t walcowy lub sto˝kowy o d∏ugoÊci 

200 mm. Badany metal wlewany by∏ od góry do 

walcowej formy 2 osadzonej w segmencie zbiornika 

wlewowego 3 (sto˝kowe wykonanie segmentu 3 

oraz górnej cz´Êci formy 2 pozwala na idealne dopasowanie 

i póêniejszy prosty demonta˝), a nast´pnie 

instalowanego do p∏yty ramy 1 za poÊrednictwem 

podpórki zbiornika wlewowego 4, co zapewnia stabilizacj´ 

i brak mo˝liwoÊci osuwania si´ formy 2 

wraz z segmentem 3 w dó∏. Zbiornik wlewowy 3 

zabezpieczony jest za pomocà blokady zbiornika 

wlewowego 7. Dodatkowo ca∏oÊç formy jest stabilizowana 

w pionie za pomocà podpórki kana∏u 

wlewowego 5. Podstawa zamykajàca 8 i wk∏adka 

z masy 9 dociskane spr´˝yÊcie ruchomym dociskiem 

12 zapewniajà szczelne zamknićie formy 2 od 

do∏u. W eksperymencie badano skurcz liniowy odlewu 

oraz rozszerzalnoÊç termicznà formy, mierzonà 

czujnikami przemieszczenia 13 ze spr´˝ynà zwrotnà, 

które wyposa˝ono w ig∏y iniekcyjne 

14. Niezale˝nie od wariantu 

stosowanej formy w eksperymencie 

mierzono temperatur´ 

w górnej jej cz´Êci termoelementem 

p∏aszczowym 15 o Êrednicy 

1 mm z ods∏oni´tà spoinà 

pomiarowà. Ca∏oÊç, tj. czujniki 

przemieszczeƒ i termoelement, 

pod∏àczano do mikroprocesorowego 

rejestratora PDOC-16 

(A/C) 16, a nast´pnie za pomocà 

magistrali RS232 sygna∏ rejestrowano 

na komputerze PC 17. 

Warunki eksperymentu 

Badaniami obj´to stop EN 

AC-48000, wytwarzany syntetycznie 

przez wtapianie do stopu 

dwusk∏adnikowego Al-Si kolejno: 

miedzi, niklu, magnezu. 

Rys. 1. Schemat stanowiska do pomiaru 

skurczu liniowego oraz zdjćie 

zamknićia kana∏u testowego 


Udzia∏ poszczególnych pierwiastków, okreÊlony normà 

PN-EN 1706:2011 mieÊci∏ si´ w górnej granicy. 

Taki tok post´powania pozwoli∏ na okreÊlenie 

wp∏ywu poszczególnych pierwiastków na wartoÊç 

skurczu liniowego testowego odlewu. Sk∏ad chemiczny 

stopu okreÊlany wspomnianà normà i udzia∏ 

wagowy pierwiastków zestawiono w tab. I. 

TABELA I. Sk∏ad chemiczny stopu EN AC-48000, % mas. 

Si Fe Cu Mn Mg Ni 

10,5 – 13,5 0,7 0,8 – 1,5 0,35 0,8 – 1,5 0,7 – 1,3 

Przytoczona norma dopuszcza (poza wymienionymi 

udzia∏ami procentowymi pierwiastków w stopie) 

zawartoÊç cynku do 0,35 i tytanu do 0,25% wag. Ze 

wzgl´du na to, i˝ norma nie okreÊla minimalnej zawartoÊci 

wspomnianych pierwiastków, nie uj´to ich 

w programie badaƒ. 

W wyniku opisanego procesu wprowadzania do 

metalu kolejnych pierwiastków uzyskano cztery stopy, 

których sk∏ad chemiczny przedstawiono w tab. II. 

TABELA II. Udzia∏ procentowy pierwiastków w stopach 

Nr Si Cu Ni Mg 

1 13,5 - - - 

2 13,5 1,5 - - 

3 13,5 1,5 1,3 - 

4 13,5 1,5 1,3 1,5 

Badany metal by∏ przegrzewany o 100°C powy˝ej 

jego temperatury likwidus T L 

. Wyznaczano jà za pomocà 

metody ATD, w której stosowano próbnik 

skorupowy odzwierciedlajàcy odlew o wymiarach 

ø30x40 mm. Temperatur´ metalu mierzono termoelementem 

(typu K) na 1/3 wysokoÊci próbki. W badaniach 

skurczu liniowego forma (niezale˝nie od jej 

a) b) c) 

Rys. 2. Przyk∏adowe wykresy dla tworzonego stopu EN AC-48000: a) pe∏ny pomiar, b) pierwsze 90 sekund, c) skurcz wzgl´dny 


31

wariantu, tj. zbie˝na lub walcowa) by∏a podgrzewana 

do temperatury 100°C, a jej temperatur´ mierzono 

w po∏owie jej d∏ugoÊci i gruboÊci Êcianki termoelementem 

osadzonym w otworze prostopad∏ym do 

osi odlewu, natomiast temperatur´ odlewu mierzono 

w jego w´êle cieplnym, w górnej partii odlewu. 

Wyniki badaƒ 

Zarejestrowane wyniki badaƒ poddano analizie 

w programie JM_PDOC16 (program do obs∏ugi 

mikroprocesorowego rejestratora PDOC-16/U autorstwa 

J. Mutwila). Przyk∏adowe wykresy zarejestrowanych 

sygna∏ów przedstawiono w funkcji czasu 

(rys. 2a, b) i temperatury (rys. 2c). Na wykresach 

(rys. 2a, b) przedstawiono zarejestrowane wartoÊci 

sygna∏ów w ca∏ym eksperymencie (pe∏ne 600 s, 

rys. 2a), a na kolejnych (rys. 2b) pierwszych 90 s. Na 

obu grupach wykresów (rys. 2a, b) zestawiono zmiany 

temperatury odlewu w w´êle cieplnym T 1 

, pochodnà 

temperatury odlewu po czasie T’ 1 

, oraz zmiany wymiaru 

osiowego odlewu S 13 

i formy S f14 

w czasie. 

Wykresy skurczu wzgl´dnego odlewu w funkcji 

temperatury (rys. 2c) zosta∏y wykonane na podstawie 

danych z wykresów poprzednich (rys. 2a, b). 

Na podstawie zmian przebiegu skurczu wzgl´dnego 

S(T) wyznaczono wspó∏czynnik liniowego skurczu 

cieplnego S’(T). Stosujàc ekstrapolacj´ koƒcowych 

wartoÊci pomiaru, wyznaczono wartoÊç skurczu ca∏kowitego 

do temperatury otoczenia (20°C). Na krzywej 

temperaturowej na podstawie analizy krzywej 

krystalizacji T’ 1 

naniesiono punkty, które umo˝liwi∏y 

wyznaczenie temperatury: likwidus T L 

, przemiany 

eutektycznej T E 

, przech∏odzenia przed temperaturà 

eutektycznà T D 

, maksymalnego efektu cieplnego 

krystalizacji eutektyki T e 

, wydzielania eutektyk 

z∏o˝onych T H 

, T J 

, lokalnych minimów na pochodnej 

przed wydzielaniem eutektyk z∏o˝onych T g 

, T i 

oraz 

koƒca krzepnićia T K 

. Maksymalne wyd∏u˝enie uk∏adu 

pomiarowego (odlew, kotwa, ig∏y iniekcyjne czujników) 

po zalaniu formy przyj´to oznaczaç literà R. 

Na wykresach skurczu wzgl´dnego w funkcji temperatury 

(rys. 2c) literà Z oznaczono koniec pomiaru, 

a literà Y oznaczono zmian´ kinetyki narastania skurczu 

wzgl´dnego, co powiàzane jest z lokalnym ekstremum 

na krzywej zmian wspó∏czynnika liniowego 

skurczu cieplnego S’(T). 

WartoÊci skurczu ca∏kowitego (wyznaczonego na 

podstawie ekstrapolacji krzywej skurczu wzgl´dnego 

S(T) do temperatury otoczenia (20°C)) zestawiono 

w tab. III. 

TABELA III. Skurcz wzgl´dny ekstrapolowany do temp. 20°C 

Nr wariant formy 

stopu zbie˝na walcowa 

1 0,950 0,993 0,796 0,918 

2 0,835 0,986 0,704 0,952 

3 0,935 0,913 0,685 0,694 

4 0,809 0,977 0,720 0,801 

Podsumowanie 

Na podstawie wyników przeprowadzonych badaƒ 

skurczu liniowego odlewu krzepnàcego w metalowym 

kanale testowym wykonanym w dwóch wariantach 

mo˝na zaobserwowaç, ˝e w formie z zastosowanà 

zbie˝noÊcià uzyskano wi´kszà wartoÊç skur- 

czu koƒcowego w stosunku do skurczu w formie 

walcowej. Mo˝na zatem stwierdziç, ˝e w zaproponowanym 

wariancie formy ze zbie˝noÊcià uzyskano 

warunki skurczu niehamowanego na powierzchni 

odlew-forma (bliskie skurczowi swobodnemu). Du˝e 

rozrzuty wielkoÊci skurczu ca∏kowitego uzyskanego 

w formie walcowej mo˝na wiàzaç z wyst´powaniem 

mikrozalewek na powierzchni podzia∏u formy oraz 

tarcia na powierzchni odlew/forma. 

Na podstawie zaobserwowanych zmian wymiarowych 

formy i odlewu oraz temperatury, w której 

wystàpi∏o maksymalne wyd∏u˝enie odlewu (punkt R) 

oraz niemal identycznych przebiegów zmian wymiaru 

osiowego formy i odlewu do punktu R, mo˝na 

wnioskowaç, ˝e w badanym stopie obserwowane 

zjawisko zwi´kszenia wymiarów w uk∏adzie pomiarowym 

zwiàzane jest g∏ównie z rozszerzalnoÊcià termicznà 

formy metalowej oraz wyd∏u˝aniem kotwy 

zatapianej w ciek∏ym metalu i koƒcówek czujników 

(igie∏ iniekcyjnych) umieszczonych na kotwie i formie 

(uk∏ad pomiarowy). 

Zaproponowany w stanowisku jednoczesny pomiar 

zmian wymiarowych odlewu i formy umo˝liwia 

okreÊlenie interakcji na powierzchni odlew-forma 

(wp∏yw formy na skurcz liniowy). 

LITERATURA 

1. Nowikow I. I., Korolkow G. A., Berlin G. S.: Issliedowanije predusadocznogo 

rasszirenija i liniejnoj usadki s ispolzowaniem 

mehatrona. Litejnoe Proizwodstwo, No 6, 1963, ss. 30 – 31. 

2. Korolkow G. A., Kuzniecow G. M.: Miechanizm predusadocznogo 

rasszirenija pri kristallizacii sp∏awow. Litejnoe 

Proizvodstvo, No. 6, 1990, ss. 5 – 6. 

3. Eskin D., Zuidema J., Katgerman Jr., Katgerman L.: Linear 

solidification contraction of binary and commercial aluminium 

alloys. International Journal of Cast Metals Research, Vol. 14, 

No. 4, 2002, pp. 217 – 224. 

4. Eskin D. G., Suyitno, Mooney J. F., Katgerman L.: Contraction 

of aluminum alloys during and after solidification. Metallurgical 

and Materials Transactions, Vol. 35A, 2004, pp. 1325 – 1335. 

5. Zhang L., Eskin D. G., Lalpoor M., Katgerman L.: Factors 

affecting thermal contraction bahavior of an AA7050 alloy. 

Materials Science and Engineering A, 527, 2010, pp. 

3264 – 3270. 

6. Pucka G., Gierek A.: Zastosowanie metody ATSD do wyznaczania 

efektywnego zakresu krystalizacji wybranych stopów 

aluminium. Archives of Foundry Engineering, Vol.1, No. 2, 

2001, pp. 325 – 332. 

7. Mutwil J.: Skurcz liniowy aluminium i siluminów dwusk∏adnikowych 

w formach metalowych. Archiwum Technologii 

Maszyn i Automatyzacji, 2000, vol. 20, nr 1, ss. 107 – 115. 

8. Mutwil J.: Stanowisko do badania skurczu liniowego i napr´˝eƒ 

skurczowych w odlewach. Archiwum Odlewnictwa, 

vol. 3, nr 8, 2003, ss. 287 – 292. 

9. Mutwil J.: Badania skurczu liniowego w okresie krzepnićia 

i stygnićia stopu AlSi5.4. Archiwum Odlewnictwa, vol. 6, 

nr 18 (1/2), 2006, ss. 67 – 72. 

10. Mutwil J.: New version of experimental setup for investigation 

of linear contraction and shrinkage stresses of metals and 

alloys. Archives of Foundry Engineering, Vol. 8, No. 4, 2008, 

pp. 133 – 140. 

11. Mutwil J., Kujawa K., Marczewski P., Michaj∏ow P.: Influence of 

silicon concentration on linear contraction process of Al-Si 

binary alloy. Archives of Foundry Engineering, Vol. 8, No. 4, 

2008, pp. 141 – 148. 

12. Mutwil J., Kujawa K., Bajon G., Hajn P.: Investigations of 

linear contraction and shrinkage stresses development 

in hypereutectic al-si binary alloys. Archives of Foundry 

Engineering, Vol. 9, No. 4, 2009, pp.157 – 164; 

13. Mutwil J.: Doskonalenie odlewniczych systemów produkcyjnych 

poprzez rozwój badaƒ, Archiwum Odlewnictwa, 

Vol. 6, nr 19, 2006, ss. 195 – 200. 


FEM design of composite – metal joint for bearing 

failure analysis 

Analiza projektowa MES 

po∏àczenia kompozytowo-metalowego 

przeznaczonego do badaƒ na naciski 

KRZYSZTOF PUCHA¸A 

EL˚BIETA SZYMCZYK 

JERZY JACHIMOWICZ 

Streszczenie: Sta∏e dà˝enie do uzyskania jak najmniejszej masy samolotu jest powodem stosowania w konstrukcjach 

lotniczych materia∏ów o wysokiej wytrzyma∏oÊci i sztywnoÊci w∏aÊciwej. Wysokowytrzyma∏e stale, stopy tytanu lub stopy 

aluminium (np. 2024T3) oraz laminaty kompozytowe (np. CFRP, Glare) sà przyk∏adami takich materia∏ów. Stosowanie 

ró˝norodnych materia∏ów na struktury lotnicze wymusza koniecznoÊç ∏àczenia cz´Êci metalowych z kompozytowymi. 

Stosuje si´ ró˝ne techniki ∏àczenia pokryç p∏atowca z elementami usztywniajàcymi: mechaniczne (po∏àczenia nitowane, 

Êrubowe), adhezyjne (klejenie, okazjonalnie zgrzewanie), hybrydowe (w którym zastosowano kombinacje dwóch ró˝nych 

metod). W przypadku po∏àczeƒ mechanicznych konieczne jest wykonywanie otworów, które stanowià miejsca silnych 

koncentracji napr´˝eƒ decydujàcych o wytrzyma∏oÊci ca∏ej konstrukcji. Po∏àczenia mechaniczne jako stosowane od 

dziesićioleci odznaczajà si´ wysokim poziomem niezawodnoÊci. Po∏àczenia mechaniczne mo˝na wykonywaç oraz 

u˝ytkowaç w trudnych warunkach Êrodowiskowych. Celem pracy jest projekt mechanicznego po∏àczenia metal-kompozyt 

oraz analiza niszczenia elementu kompozytowego. Analizowano dwuci´te po∏àczenie Êrubowe. Przeprowadzono obliczenia 

analityczne oraz numeryczne. 

S∏owa kluczowe: kompozyty, po∏àczenia mechaniczne, MES 

Abstract: The constant attempt to obtain as low aircraft mass as possible is the reason for using material of high specific 

strength (or stiffness) in the aerospace industry. High strength steels, titanium or aluminium alloys (e.g. 2024T3) and 

composite laminates (e.g. CFRP or Glare) are the examples of such materials. Dissimilar materials in aircraft structures 

provide a necessity of composite and metallic components joining. Various techniques are used to connect the skin with 

the stiffening elements: mechanical (riveting, bolting), adhesive (bonding and occasionally welding) and hybrid (where both 

above mentioned methods are used). Making holes is a necessity for mechanical joints. The holes are the areas of high 

stress concentrations and they determine load capability of the whole structure. However, mechanical joints used for 

decades are proved to be reliable. They can be assembled and applied in very rough conditions since they are less 

sensitive to environmental effects. The goal of the work is development of a mechanical metal-composite joint and failure 

analysis of the composite part. The double-shear joint is analysed. Both analytical and numerical calculations are performed. 

Keywords: composites, mechanical joints, FEM 

An airframe structure is a thin wall structure in 

the form of a skeleton consisting of longitudinal 

stiffeners known as stringers and transverse stiffeners 

generally flat frames or ribs. The skeleton is covered 

The research has been funded from the Polish-Norwegian 

Research Programme coordinated by the National Centre 

for Research and Development under the Norwegian 

Financial Mechanism 2009 – 2014 within Project Contract 

Pol-Nor/210974/44/2013. 

Dr hab. in˝. El˝bieta Szymczyk – Wydzia∏ Mechaniczny, 

Katedra Mechaniki i Informatyki Stosowanej WAT, 

ul. Gen. S. Kaliskiego 2, 00-908 Warszawa, e-mail: 

eszymczyk@wat.edu.pl; mgr in˝. Krzysztof Pucha∏a – Wydzia∏ 

Mechaniczny, Katedra Mechaniki i Informatyki Stosowanej 

WAT, ul. Gen. S. Kaliskiego 2, 00-908 Warszawa, 

e-mail: kpuchala@wat.edu.pl; dr in˝. Jerzy Jachimowicz 

– Wydzia∏ Mechaniczny, Katedra Mechaniki i Informatyki 

Stosowanej WAT, ul. Gen. S. Kaliskiego 2, 00-908 Warszawa, 

jjachimowicz@wat.edu.pl. 

with thin metal or laminate sheets called panels 

(Fig. 1). 

The constant attempt to obtain as low aircraft 

mass as possible is the reason for using material of 

high specific strength and stiffness in the aerospace 

industry [3]. High strength steels, titanium or aluminium 

alloys (e.g. 2024T3) and composite laminates 

(e.g. CFRP or Glare) are the examples of such materials. 

The selection of materials used in aircraft 

industry is preceded with the analysis of many factors. 

The main factors taken into consideration are: mechanical 

properties, machinability, cost, physical and 

chemical properties important for service conditions 

(corrosion resistance, radar waves reflection ability, 

etc.). Optimizing the aircraft with regard to mass can 

be achieved by increasing the nominal stress levels in 

the primary structure with respect to limit loads and 

safety factors as well as uniform strength in selected 

areas. 


33

a) 

b) 

The newest Boeing and Airbus aircrafts are built, in 

approximately fifty percent, of composite materials 

(e.g. 787 – Fig. 2). The fuselage and wing skins, 

together with the stiffeners are almost in the whole 

made of composites (Fig. 3). 

In the case of Boeing 787, the stringers and the skin 

are co-cured [6]. However, in the case of Airbus A350 

XWB, the stringers are bonded to the skin whereas 

frames are connected with the skin using special 

rivets. The usage of special rivets in the composite 

panel is presented in Fig. 4. 

Most of the hitherto built aircraft structures 

are mainly made of aluminium alloys. Owing to 

a tendency to use composite materials (Fig. 2), the 

modernizations of existing structures are highly 

probable, i.e., gradual substitution of metallic components 

with composite ones. 

Fig. 1. Exemplary aircraft structures [1, 2] 

Fig. 4. Mechanical joints in composite structures [6] 

Fig. 2. Usage of composite materials over time [4] 

The process of structure development with the 

application of composite materials can be implemented 

in many ways, e.g.: 

Metallic parts of a structure are partly replaced 

with composite ones. It can be performed at design or 

modification stage. For example, replacing metallic 

panels with composite ones according to stiffness 

criteria (with appropriate strength) or according to 

strength criteria (with appropriate stiffness). In such 

case, the airframe skeleton stiffening the structure 

Fig. 3. Materials used in temporary aircraft structures [5] 


usually remains metallic. Therefore, there is a necessity 

of metallic and composite material connecting 

(panels with panels and panels with skeleton). It is 

worth mentioning that in such hybrid structures, aluminium 

elements are often replaced with titanic ones. 

A new, mainly composite, structure is designed. 

Some metallic pats are used for various types of 

fittings and strengthening elements. Component 

dimensions and chosen metal alloy depend on the 

selected composite, applied stress, etc. The most 

highly loaded frames in Airbus A350 WXB are made 

of titanium alloy (e.g. door frames) [4]. 

Some parts of new or modified structures are 

made of special types of laminates – FML (fibre metal 

laminates). These types of materials coalesce advantageous 

properties of fibre reinforced plastics and 

metals (to improve fatigue strength and fracture 

resistance). 

Strength of composite laminates is dependent on 

the joint geometry, however, it is strongly influenced 

by the laminate lay-up. There are five global failure 

modes for mechanically fastened composite laminates: 

net-tension, bearing, shear-out, cleavage and 

pull-through (Fig. 5). The bearing failure is a safe 

progressive mechanism not leading to catastrophic 

failure and therefore it is acceptable [7]. 

There are some hints for correct design of a mechanical 

joint of composite panels [7]: 

appropriate geometry (sheet width to hole 

diameter ratio W/D and edge distance to hole 

diameter ratio E/D should reach a sufficiently high 

value specific for the given material), 

proper laminate configuration (composite should 

be quasi-isotropic, i.e., that they should have at least 

1/8 fibres but no more than 3/8 fibres in one of basic 

directions: 0, +/–45, 90). 

If the above conditions are fulfilled, the occurrence 

of a bearing failure mode is highly probable [7]. Analysis 

of bearing strength in composite materials is 

more complex than in metal alloys due to the following 

reasons. Material in the vicinity of the hole is compressed. 

Fibres compressive strength is lower than 

the tensile one, additionally, the resin matrix presents 

much lower strength than the fibres [6]. Initially, the 

compressive load is transferred mostly by the matrix. 

After a specific matrix deformation, the load is also 

transferred by the fibres due to shear stress between 

the matrix and fibres. The fact that the matrix deforms 

more than the fibres causes adhesion failure. An unsupported 

fibre of a minor diameter has a tendency to 

local buckling and cracking. Then, the whole load is 

transferred by the compressed matrix which fails 

suddenly. The above problems were considered by 

many authors [8 – 13]. Some attempts to improve 

bearing performance in composite parts are analysed 

in [14]. 

One of the most promising solution is presented 

in paper [15]. Sheets made of titanium alloy are 

bonded between composite layers in some distance 

from the edge of the composite panel in the way 

that causes gradual load transfer into the composite 

structure (Fig. 6). 

Ultimate bearing stress increases about 3 times 

with the increase of the titanium content to 50%. 

With the use of this solution it is possible to reduce 

the overlap joint dimensions, what causes mass 

reduction. The major disadvantage of this method is 

its high cost, making this solution acceptable only in 

very demanding constructions [15]. 

The goal of the work is to design a mechanical 

metal-composite joint and failure analysis of the composite 

part. The results of presented analysis will be 

Fig. 5. Failure mechanism in bolted composites and specimen notation 

Fig. 6. Sample with titanium foils bonded between laminate layers [15] 


35

used in development of an improved alternative 

mechanical metal-composite connection. 

Mechanical joint design 

Modern aircraft composite skins are mainly made of 

carbon fibre reinforced plastics (CFRP). The analysis 

of metal and composite large aircraft panels is presented, 

e.g., in [4]. The analysis is performed for the 

specimen in the form of a double-shear bolted joint 

with four steel fasteners (Fig. 7). Overall dimensions 

and composite laminate lay-up are chosen according 

to [4] and aircraft requirements [16]. The outer elements 

are made of 2024T3 aluminium alloy and the 

inner element is made of quasi-isotropic CFRP laminate 

consisting of HTA/6376 UD prepreg layers. The 

stacking sequence is [0/45/90/-45/0/45/90/-45] s 

. The 

joint length L is 300 mm. The bolt diameter d and 

hole diameter D are assumed to be 6 mm. A selected 

pitch length is 5d, which results in joint width w of 

60 mm. 

Fig. 7. Double lap joint 

The assumed composite lay-up provides its thickness 

of about 3 mm (t C 

= 3 mm). The remaining 

dimensions are calculated according to typical mechanical 

joint conditions which require the absence 

of plastic strains within the limit load range (limit load 

is the maximum load expected in service): 

Aluminium/composite sheet and bolt (bolt to 

composite) bearing condition: 

Aluminium/composite sheet net-tension condition: 

Bolt shear condition: 

(1) 

(2) 

(3) 

where: 

P – applied force, N, 

D – hole diameter, mm, 

t i 

– element thickness, mm, (i = AL – aluminium 

alloy sheet, ST – steel (bolt), C – composite (laminate)), 

w – joint width, mm, 

d – fastener diameter, mm, 

S i – bearing yield strength, MPa, (i = AL – aluminium 

alloy, ST – steel, C – composite), 

br 

S i – tensile yield strength, MPa, (i = AL – aluminium 

alloy, ST – steel, C – composite), 

t 

S ST xy 

– bolt shear yield strength, MPa. 

Metallic alloys are assumed to be isotropic. For 

such materials, bearing strength S br 

(which in motionless 

joints corresponds to compression strength S c 

) 

and shear strength S xy 

can be expressed in relation 

to tensile yield strength S t 

(or ultimate tensile 

strength) obtained from an unidirectional tensile 

AL ST 

test (S t 

= 360 MPa, S t 

= 700 MPa, AL – aluminium, 

ST – steel [17]). 

Compression (bearing) strength for aluminium 

alloys can vary from 1,2 to 1,7 of tensile strength: 

AL AL 

for 2024T3 S br 

= 1,46S t 

= 524 MPa and for steel 

ST ST 

S br 

= 1,4S t 

= 980 MPa is assumed according to [17]. 

Shear strength is assumed within the range from 

0,55 to 1,0 of tensile strength [18]. For steel bolt 

ST ST 

S xy 

= 0,56S t 

= 405 MPa is assumed [17]. The local 

stress state is a function of applied load (σ = σ(P)). 

For the applied load (sum of all forces acting on the 

structure) lower than limit load, the local stress cannot 

exceed yield strength and ultimate strength divided 

by proper safety factor k (σ(P)

tensile strength. As the damage was monitored at 

a selected load level, the damage probably occurred 

between 65 – 75% of open hole tensile strength. In 

the paper, a 65% load level is taken into account, 

what results in yield strength equal to 300 MPa, which 

is in agreement with [19]. 

The yield stresses used in analytical calculations are 

presented in table I. 

TABLE I. Yield stresses used in analytical calculations 

S i , S i ST 

, S , 

br t 

xy 

MPa MPa MPa 

2024 T3 (i = AL) [17] 524 360 - 

Composite (i = C) [19, 20] 520 300 - 

Steel bolt (i = ST) [17] 980 700 405 

Comparing all the aforementioned strength conditions 

(1 – 3) (with assumption that the value of the 

lowest failure force corresponds to bearing of the 

composite part) results in aluminium sheet thickness 

of 2 mm (t AL 

= 2 mm). For a selected pitch, the 

bearing and tensile strength of the composite element 

is comparable. Additionally, the bearing by-pass 

diagram presented in [19] shows that there is a possibility 

of a composite tension failure mode. Therefore, 

the joint width w is increased to 70 mm. For such 

dimensions, the joint fails in the composite bearing 

mode. The failure load equals 37 kN. 

TABLE II. Calculated stresses for load equal to 50 kN 

Strength condition 

Bearing of composite 

part 

Net-tension of 

composite part 

Bearing of aluminium 

sheet 

Net-tension of 

aluminium sheet 

Analytical failure 

Area, Stress σ i , 

index 

mm 2 MPa 

FI A 

= σ i /S i 

72 699 1,34 

174 289 0,96 

96 524 1,00 

232 217 0,60 

Shear of bolt 226,1 223 0,55 

Bearing of bolt 

(in composite part) 

72 699 0,71 

The lowest force (FI A 

= 1,34) corresponds to 

bearing failure of the composite part (which is in 

agreement with the assumption), the next one 

(FI A 

= 1,00) corresponds to bearing failure of the 

aluminium sheet and then force corresponding to 

net-tension failure of the composite part is almost at 

the same level (FI A 

= 0,96). 

Numerical analysis 

A solid element is used to model all the components 

(aluminium and composite sheets and bolt). 

It is an eight-node element with linear interpolation 

functions and three translational degrees of freedom 

per node. Due to symmetry, only a quarter of the joint 

is modelled. The boundary and symmetry conditions 

are presented in Fig. 8. The left grip edge is fixed and 

the right grip edge is pulled. 

Node to segment contact [21] is applied between 

the contacting surfaces. Nonlinear analysis is performed 

using Newton – Raphson method with 

MSC.Marc code. The properties of metallic alloys 

used in analysis are shown in table III. 

TABLE III. Elastic properties of metallic elements [17] 

Young’s modulus, 

GPa 

Poisson’s ratio 

Aluminium alloy sheet 70 0,33 

Steel bolt 210 0,3 

A single lamina is described by means of one layer 

of 3D orthographic material (HTA/6376 UD prepreg) 

the properties of which are presented in Tab. IV. 

TABLE IV. Elastic properties of HTA/6376 lamina [22] 

Young’s modulus 1, GPa E 1 

140 


10 


10 

Poisson’s ratio 1-2 v 12 

0,3 


0,3 


0,5 

Shear modulus 1-2, GPa G 12 

5,2 


5,2 


3,9 

The analytical failure indices (FI A 

= σ i /S i ) 

for each considered failure condition at 

the load level of 50 kN (corresponding to 

bearing failure of aluminium sheets) are 

presented in table II. It is assumed that 

bearing failure index of the aluminium sheet 

is equal to unity. This statement will be 

appropriate to compare analytical and 

numerical results. 

Fig. 8. Numerical model of the joint, iso view, load, 

boundary and symmetry conditions 


37

Failure index in aluminium alloy are defined by 

equation (4): 

(4) 

where: 

σ H 

– equivalent von Mises stress, MPa. 

For applied stress of 80 MPa (and corresponding 

load of 22,4 kN), the maximum stress value in 

aluminium alloy sheets is equal to yield strength 

(360 MPa) and failure index FI AL reaches unity. The 

von Mises failure index distribution in the aluminium 

sheet is presented in Fig. 9. 

For the same load level as in the case of aluminium 

sheet failure, failure indices according to max stress 

and Hashin failure criterion were observed in the composite 

part. Table V shows the values of the laminate 

layer strengths, used for calculating the failure indices. 

3. Third index: 

4. Fourth index: 

5. Fifth index: 

6. Sixth index: 

(7) 

(8) 

(9) 

TABLE V. Strengths of HTA/6367 lamina [23] 

Tensile strength 1, MPa S 1t 

2250 

Compressive strength 1, MPa S 1c 

1600 


64 


290 


94 


290 

Shear strength 1-2, MPa S 12 

98 


98 


30 

(10) 

The Hashin failure criterion distinguishes between 

fibre failure and matrix failure [24]: 

1. First index, fibre tension mode: 

(11) 

Failure criteria compare the appropriate components 

of the stress tensor in the material coordinate 

system (σ 1 

, σ 2 

, σ 3 

, σ 12 

, σ 23 

, σ 13 

) or their combination 

with the corresponding strengths values. 

According to the maximum stress criterion, the 

failure indices are calculated as follows [21]: 

1. First index: 

2. Second index, fibre compression mode: 

3. Third index, matrix tension mode: 

(12) 

(5) 

(13) 

2. Second index: 

4. Fourth index, matrix compression mode: 

(6) 

(14) 

Fig. 9. Von Mises failure index distribution in 

aluminium part (applied stress level 80 MPa) 


Tab. VI shows the maximum stress failure indices 

and the area of stress concentration in the vicinity of 

the hole. 

TABLE VI. Maximum stress failure indices 

Large values of the index FI MX 

5 are significantly influenced 

by low shear strength in 2-3 plane as well as 

the vicinity of the hole edge. 

Hashin failure indices are presented in Tab. VII. If 

fourth Hashin failure index is equal to unity (FI H 

4 = 1), 

a load level is found. Then, the applied load (corresponding 

to aluminium alloy sheet failure) is divided 

by the former one (consistent with a matrix compression 

failure mode). 

TABLE VII. Hashin failure indices 

According to the maximum stress criterion, the 

highest indices values are those corresponding to 

the tension/compression in direction 2 – FI MX 

2 (determined 

by the properties of the matrix), the shear in 

2-3 plane – FI MX 

5 and the shear 1-2 plane – FI MX 

4. 

Fig. 10. Mechanical joint failure forms and corresponding failure indices maps 


39

The analysis of the Hashin criterion indices shows 

that at the beginning the resin fails by compression 

and next by tension (in each layer). The high values of 

fibre tension indices are probably overestimated, as 

resulted from a literature review [20]. 

In mechanical joints, bearing is accompanied by 

tension in a net section. Failure forms obtained during 

the joint loading can be divided into the ones typical 

for the bearing and the ones specific for open hole 

tension [17]. 

The typical mechanical joints failure forms of quasiisotropic 

CFRP laminates and failure indices maps are 

presented in Fig. 10. 

The bearing failure initiation occurs due to matrix 

compression. The matrix compression failure index 

(FI H 

4) for layer L7 (90°) is equal to 27,259 (Fig. 10a). 

Fig. 10b presents the form of failure specific for 

a quasi-isotropic CFRP laminate open hole tensile 

test and a corresponding failure index map. For layer 

L7 (90°), value of the second failure index according 

to maximum stress criterion (FI MX 

2) equals 1,744. 

The index corresponding to the fibre compression 

failure (FI H 

2) for layer L5 (0°) equals 0,639 (Fig. 11). 

Although the presented data gives insights into 

the behaviour of a particular layer, the failure indices 

are valid only to first failure occurrence. Therefore, 

the progressive failure analysis is performed. The results 

of the progressive failure analysis are presented 

in Fig.12. NF denotes quasi-linear analysis without 

failure, H_imme and MX_imme stands for immediate 

stiffness reduction to 1% according to Hashin and 

maximum stress failure criterion, respectively. The 

gradual stiffness reduction is marked by H_grad 

for Hashin and MX_grad for the maximum stress 

failure criterion. 

The analytically calculated failure force (P A 

) equals 

37 kN. According to the Hashin failure criterion 

(NF_HAS) matrix fails in the compression mode for 

the force (P NF_HAS ) of 0,82 kN (Tab. 7, layer L7). Taking 

into account the maximum stress failure criterion 

(NF_MX), shear failure in 2-3 plane occurs for the load 

level of P NF_MX = 8,22 kN (Tab. VI, layer L1). 

During numerical analysis without failure (NF), the 

force increases almost linearly with displacement. 

However, during the progressive failure analysis, 

nonlinear behaviour is observed before failure. The 

maximum forces obtained, for immediate stiffness 

Fig. 11. Typical bearing failure indicex map 

reduction analysis, according to Hashin (P HAS_imme ) 

and maximum stress failure criterion (P MX_imme ) are 

22,28 kN and 25,63 kN, respectively. Forces 

P HAS_grad = 31,10 kN and P MX_grad = 40,80 kN are 

obtained in Hashin and maximum stress gradual 

stiffness reduction analysis. The safety factors (P A 

/P N 

, 

where N = NF_HAS,... ,MX_grad) for all cases of 

analysis are compared in Tab. VIII. 

TABLE VIII. Comparison of safety factors 

Failure analysis case Type of failure Safety factor 

NF_HAS micro local 45,03 

NF_MX micro local 4,50 

HAS_imme local/global 1,66 

MX_imme global 1,44 

HAS_grad global 1,19 

MX_grad global 0,91 

Fig. 12. Force versus hole elongation graph for progressive 

failure analysis 

The gradual stiffness reduction analysis with maximum 

stress failure criterion results in upper load 

capacity estimation (safety factor lower than 1). 

However, the analysis without failure according to 


Hashin criterion results in lower load capacity (safety 

factor 45,03). Although, the analytical conditions 

and gradual stiffness reduction analysis allow for estimation 

of global failure load of the specimen, the 

immediate stiffness reduction analysis provides 

estimation of local failure load level. The analysis 

of failure indices (quasi-linear cases) creates a possibility 

to evaluate load level corresponding to micro 

local phenomena. 

Conclusions 

Analytical and numerical strength assessments 

were carried out for a mechanical metal-composite 

joint. According to the analytical calculation, global 

failure of the composite element occurs at the 

load level equal to 74% (37 kN) in relation to failure 

load of an aluminium alloy sheet (50 kN). The analytical 

calculations are based, however, on the 

equivalent, (experimentally determined) laminate 

properties. The numerical results are based on 

lamina determined properties, therefore, the behaviour 

of each lamina is considered separately. 

According to the numerical calculation, micro local 

failure of the composite element occurs at the 

load level equal to 37% (8,22 kN) and 3,7% (0,82 kN) 

in relation to failure load of an aluminium alloy 

sheet (22,4 kN) for maximum stress and Hashin 

no failure analysis, respectively. In numerical 

analysis, the composite element failure can be 

estimated with the usage of failure criteria and 

progressive analysis properties. The numerical 

analyses were carried out without failure of laminate 

(quasi-linear case), with immediate stiffness 

reduction and with gradual stiffness reduction 

(nonlinear cases). The assumed criterion and failure 

progressive analysis properties strongly influence 

the results. The numerically estimated safety factors 

vary from 0,91 to 45,03. However, all the results 

of numerical and analytical analyses indicate that 

the failure of composite element occurs before 

aluminium sheet failure. The load level selected 

in numerical calculations is comparable to the 

operating load of the aircraft. The gradual stiffness 

reduction analysis with maximum stress failure 

criterion results in the underestimated safety factor, 

which provides the upper estimation of the specimen 

load capacity. However, quasi-linear analysis with 

Hashin failure results in lower load capacity estimation. 

REFERENCES 

1. http://www.flightglobal.com/. 

2. http://911review.com/reviews/physics911/missing_wings/ 

missingwings_files/boeing2.jpg. 

3. Ashby M.F.: Dobór materia∏ów w projektowaniu in˝ynierskim. 

WNT, Warszawa 1998. 

4. Roeseler W. G., Sarh B., Kismarton M. U.: Composite structures: 

the first 100 years [in:] Proceedings of the 16th International 

Conference on Composite Materials (on CD), 

Kyoto, Japan, 2007. 

5. http://www.boeing.com. 

6. Mikulik Z., Haase P.: Composite Damage Metrics and 

Inspection CODAMEIN, Final Report (EASA.2010.C13), 

Bishop GmbH - Aeronautical Engineers, Hamburg, 

Germany, 2012. 

7. Camanho P. P., Matthews F. L.: Stress and strength prediction 

of mechanically fastened joints in FRP: a review. Composites, 

Part A 28A,1997, pp. 529 – 547. 

8. Dano M-L, Kamal E., Gendron G.: Analysis of Bolted 

joint in composite laminates: Strain and bearing stiffness 

prediction. Composite Structures, 79, 2005, pp. 562 – 570. 

9. Xiao Y., Ishikawa T.: Bearing strength and failure behavior 

of bolted composite joints (Part I: Experimental investigation). 

Composite Science and technology, 65, 2005, pp. 

1022 – 1031. 

10. Xiao Y., Ishikawa T.: Bearing strength and failure behavior 

of bolted composite joints (Part I: Modeling and simulation). 

Composite Science and technology, 65, 2005, pp. 

1032 – 1043. 

11. Hühne C., Zerbst A.-K., Kuhlmann G., Steenbock C., Rolfes 

R.: Progressive damage analysis of composite bolted 

joints with liquid shim layers using constant and continuous 

degradation models. Composite Structures, 93, 2010, pp. 

189 – 200. 

12. Chisthi M., Wang Chun H., Thomson Rodney S., Orifici 

Adrian C.: Numerical analysis of damage progression of 

countersunk composite joints. Composite Structures, 94, 

2012, pp. 643 – 653. 

13. Kapti S., Sayman O., Ozen M., Benli S.: Experimental and 

numerical failure analysis of carbon/epoxy laminated composite 

joints under different conditions. Materials and Design, 

31, 2010, pp. 4933 – 4942. 

14. Pucha∏a K., Szymczyk E., Jachimowicz J.: About mechanical 

joints design in metal-composite structure. Journal of 

KONES, 19, 3, 2012, pp. 381 – 390. 

15. Fink A., Camanho P. P., Andrés J. M., Pfeiffer E., Obst A.: 

Hybrid CFRP/titanium bolted joints: Performance assessment 

and application to a spacecraft payload adaptor. 

Composites Science and Technology, 70, 2010, pp. 

305 – 317. 

16. CS 23 (Certification Specifications). European Aviation 

Standards Agency, Brussels, 2003. 

17. www.matweb.com. 

18. Astachow M.F., Karawajew A.W., Makarow S.J., Suzdajew 

J.J.: Sprawocznaja kniga po razczotu samolota na 

procznost. Oborongiz, Moskwa 1954. 

19. McCarthy C.T., McCarthy M.A., Gilchrist M.D.: Predicting 

Failure in Multi-bolt Composite Joints using Finite Element 

Analysis and Bearing-bypass Diagram. Key Engineering 

Materials, Vols. 293 –294, 2005, pp. 591 – 598. 

20. O’Higgins R.M., McCarthy M.A., McCarthy C.T.: Comparison 

of open hole tension characteristics of high 

strength glass and carbon fibre-reinforced composite 

ma-terials. Composites Science and Technology 68, 2008, 

pp. 2770 – 2778. 

21. MSC.Marc. Theory and User Information. MSC Corp., Santa 

Ana 2010. 

22. McCarthy M.A., McCarthy C.T., Lawlor V.P., Stanley W.F.: 

Three-dimensional finite element analysis of single-bolt, 

single-lap composite bolted joints: part I – model development 

and validation, Composite structures, 71, 2004, pp. 

140-158. 

23. Tserpes K.I., Labeas G., Papanikos P., Kermanidis Th.: 

Strength prediction of bolted joints in graphite/epoxy 

composite laminates. Composites Part B, 33, 2002, pp. 

521 – 529.. 

24. Hashin Z.: Failure Criteria for Unidirectional Fiber Composites. 

Journal of Applied Mechanics, 47, 1980; pp. 

329 – 34. 


41

WSPÓ¸CZESNE MATERIA¸Y KONSTRUKCYJNE 

Stare St3 versus nowe S235 

– zamiennik czy zupe∏nie coÊ innego? 

Do budowy konstrukcji stalowych, cz´Êci maszyn 

i urzàdzeƒ oraz ustrojów noÊnych, a tak˝e w budownictwie, 

wykorzystuje si´ stale konstrukcyjne. Przez lata 

w praktyce in˝ynierskiej na elementy pracujàce przy 

niewielkim wyt´˝eniu i ma∏ej odpowiedzialnoÊci stosowano 

stale w´glowe podstawowych gatunków St3S, 

St4S, natomiast w elementach mocniej obcià˝onych 

najcz´Êciej wykorzystywana by∏a stal niskostopowa 

18G2A. 

Obliczenia wytrzyma∏oÊciowe prowadzone obecnie 

metodà MES pozwalajà stwierdziç, ˝e maszyny lub 

urzàdzenia zbudowane w latach 1960 – 1970 by∏y 

w znaczàcy sposób przewymiarowane, gdy˝ wyt´˝enie 

konstrukcji by∏o na poziomie 60 – 80 MPa, natomiast 

granica plastycznoÊci stali St3S wynosi∏a 240 MPa. 

Wspó∏czeÊni m∏odzi in˝ynierowie w wi´kszoÊci przypadków 

stwierdziliby, ˝e tak zaprojektowane konstrukcje 

sà nieekonomiczne oraz niew∏aÊciwie zoptymalizowane. 

Tymczasem mo˝na przytoczyç wiele przyk∏adów, 

˝e takie projektowanie by∏o jak najbardziej w∏aÊciwe. 

Przyk∏adowo, w trakcie modernizacji m∏ynów do mielenia 

cementu, zbudowanych w∏aÊnie ze stali St3S 

w latach 70. o masie ponad 200 ton, wirujàcych z pr´dkoÊcià 

700 obr/min, stwierdzono ponad 300 spoin 

naprawczych, wykonanych na p∏aszczu m∏yna przez lata 

eksploatacji. Kolejno powstajàce p´knićia p∏aszcza 

m∏yna, regularnie naprawiane podczas kontroli m∏yna, 

nie powodowa∏y ˝adnego zagro˝enia dla konstrukcji 

przez ponad 40 lat eksploatacji. Takie zachowanie wynika 

z w∏aÊciwie „zaprojektowanej” stali, która pomimo 

stosunkowo niskich w∏aÊciwoÊci wytrzyma∏oÊciowych 

posiada∏a sta∏e i niezmienne cechy dotyczàce przedzia- 

∏ów wytrzyma∏oÊci, odkszta∏cenia plastycznego, sk∏adu 

chemicznego i mikrostruktury. StabilnoÊç tych w∏aÊciwoÊci 

powodowa∏a, ˝e stale wykazywa∏y sta∏à jakoÊç 

niezale˝nie od postaci dostarczenia, wyrobu i jego 

gruboÊci. Dzi´ki temu stale takie by∏y przewidywalne. 

Stale konstrukcyjne klasyfikowane wed∏ug aktualnych 

norm, okreÊlane sà w pierwszej kolejnoÊci na podstawie 

w∏aÊciwoÊci mechanicznych: R m 

, R e 

lub R p0,2 

, A. 

Ewentualnie dla niektórych gatunków norma podaje 

równie˝ wymagania dotyczàce udarnoÊci w temperaturze 

otoczenia lub obni˝onej. Wynika to z faktu, ˝e 

podczas procesu projektowania in˝ynier konstruktor 

dobiera materia∏ oraz przekroje noÊne maszyny, operujàc 

podanymi parametrami. Kryteria znakowania opierajà 

si´ na wartoÊciach minimalnych dla R e 

oraz A, a jedynie 

wytrzyma∏oÊç na rozciàganie R m 

okreÊlana jest przedzia∏em 

wytrzyma∏oÊci. Na pierwszy rzut oka wydaje 

si´ to nie budziç zastrze˝eƒ, jednak pomini´ty jest bardzo 

istotny fakt, ˝e okreÊlenie jedynie dolnej wymaganej 

wartoÊci R e 

pozwala wytwarzaç stal, w której granica 

plastycznoÊci jest bliska wytrzyma∏oÊci na rozciàganie. 

W ekstremalnych przypadkach mo˝e to doprowadziç 

nawet do sytuacji, gdzie stosunek R e 

/R m 

wynosi 1. 

Tymczasem przytaczana w wielu podrćznikach akademickich 

zale˝noÊç pomi´dzy R e 

a R m 

definiowana jest 

jako R e 

= 0,65R m 

. Producenci stali cz´sto podpierajà 

si´ argumentem, ˝e materia∏ posiadajàcy znacznie 

wy˝szà granic´ plastycznoÊci ni˝ wymagana normà 

klasyfikuje go jako korzystniejszy. Nie jest to zgodne z 

prawdà. Przyk∏adowo, konstrukcj´, w której wystarczajàcy 

jest materia∏ o R e 

minimum 235 MPa, a zastosowana 

stal ma np. 400 MPa, nale˝y uznaç za prawie dwukrotnie 

przewymiarowanà. Tymczasem, co si´ stanie, 

gdy wytrzyma∏oÊç na rozciàganie tego materia∏u wynosi 

np. 420 MPa? Ró˝nica pomi´dzy R e 

a R m 

jest tak nieznaczna, 

˝e przy wystàpieniu przecià˝enia konstrukcja 

pracuje zasadniczo tylko i wy∏àcznie z zakresie spr´- 

˝ystym, a powstajàce przecià˝enie nie jest sygnalizowane 

˝adnym odkszta∏ceniem plastycznym. Po osiàgnićiu 

wartoÊci 420 MPa konstrukcja nieuchronnie 

ulegnie zniszczeniu. Takie zachowanie stali wywiera 

silny wp∏yw nie tylko na bezpieczeƒstwo konstrukcji, ale 

równie˝ na technologi´ wytwarzania. 

Kolejnym unormowanym kryterium stali konstrukcyjnych 

jest sk∏ad chemiczny. Okazuje si´ jednak, ˝e 

w rzeczywistoÊci mo˝liwy jest brak jakichkolwiek dodatków 

normalnych oraz stopowych, gdy˝ obecnie 

majà one sprecyzowanà jedynie maksymalnà zawartoÊç 

pierwiastków. Norma PN-EN 10025 definiuje, ˝e 

sk∏ad chemiczny stali powinien byç tak dobrany, aby 

równowa˝nik w´gla ekwiwalentnego CE by∏ mniejszy 

od 0,45%. Pozwala to producentom na znacznà selekcj´ 

iloÊci wprowadzanych pierwiastków stopowych. Zasadniczo 

mo˝liwa jest do wyobra˝enia sytuacja sklasyfikowania 

niemal czystego ˝elaza jako stali konstrukcyjnej, 

oczywiÊcie pod warunkiem, ˝e materia∏ ten spe∏ni 

minimalne w∏asnoÊci wytrzyma∏oÊciowe. Teoretycznie 

nie powinno to stwarzaç problemów, a mo˝e wydawaç 

si´ nawet korzystne, bioràc pod uwag´ spawalnoÊç 

tych stali. Jednak wskazanie w normach wy∏àcznie 

maksymalnych zawartoÊci pierwiastków spowodowa∏o 

zupe∏nà dowolnoÊç w produkcji stali i systemów jej 

umacniania. Z praktyki in˝ynierskiej wynika, ˝e obecnie 

zamawiajàc wyroby ze stali tego samego gatunku, 

cz´sto w zale˝noÊci od wyrobu i jego gruboÊci, mo˝emy 

otrzymaç stale o ró˝nym sk∏adzie chemicznym oraz 

mikrostrukturze. Producent w dowolny sposób mo˝e 

umacniaç stal przez wprowadzenie pierwiastków stopowych, 

przeróbk´ plastycznà lub przez kszta∏towanie 

mikrostruktury zabiegami obróbki cieplnej. Wspó∏czynnik 

CE obejmuje wiele pierwiastków stopowych, 

a producent dobierajàc sk∏ad chemiczny tak, aby spe∏niç 

warunek CE = 0,45%, uzyskuje to przez roszad´ liczby 

pierwiastków stopowych. Wszystkie te czynniki wp∏ywajà 

na ogromne utrudnienie technologiczne i eksploatacyjne. 

Spawanie stali tego samego gatunku, ale o ró˝nym 

sk∏adzie chemicznym, mo˝e byç utrudnione ze 

wzgl´du na w∏aÊciwy dobór stopiwa i parametrów 

cieplnych procesu. W przypadku ∏àczenia stali, z których 

jedna ma ni˝szà zawartoÊç w´gla, a zwi´kszonà zawartoÊç 

np. manganu i chromu ze stalà o odwrotnym 

stosunku tych pierwiastków, w spoinie oraz strefie 


wp∏ywu ciep∏a w wyniku dyfuzji pierwiastków mo˝e 

nastàpiç lokalny wzrost wspó∏czynnika CE powy˝ej 

wartoÊci 0,45%. 

Podsumowanie 

Stale konstrukcyjne produkowane zgodnie z aktualnie 

obowiàzujàcymi normami mogà stwarzaç wiele problemów 

technologicznych i eksploatacyjnych pomimo 

spe∏nienia wymagaƒ okreÊlonych w normach. Jest to 

wynikiem nieprecyzyjnych kryteriów oraz znacznej dowolnoÊci 

w kszta∏towaniu mikrostruktury, sk∏adu chemicznego 

i wymaganych w∏aÊciwoÊci mechanicznych. 

Ró˝nice te stwarzajà problemy np. podczas spawania czy 

kszta∏towania tych stali. Najwi´ksze jednak zagro˝enie 

eksploatacyjne powoduje mo˝liwoÊç sprowadzenia napr´˝enia 

odpowiadajàcego granicy plastycznoÊci R e 

do 

poziomu wytrzyma∏oÊci na rozciàganie R m 

, tak ˝e wartoÊç 

stosunku R e 

/R m 

jest bliska jednoÊci. 

Maciej Lachowicz 

Machinefish Materials & Technologies 

èród∏o: www.machinefish.pl 

LITERATURA 

1. Lachowicz M.B., Lachowicz M.M.: W∏aÊciwoÊci u˝ytkowe, 

projektowe i technologiczne stali konstrukcyjnych klasyfikowanych 

wed∏ug obowiàzujàcych norm i stosowanych 

w budowie maszyn. Górnictwo Odkrywkowe, R. 54, nr 3/4, 

2013, ss. 103 – 109. 

2. Lachowicz M., Nosko W.: Spawanie stali konstrukcyjnej 

Weldox 700. Przeglàd Spawalnictwa, R. 82, nr 1, 2010, ss. 

13 – 18. 

3. Lachowicz M.M., Lachowicz M.B., Nosko W.: OdpornoÊç 

korozyjna po∏àczeƒ spawanych ze stali Weldox 700. Przeglàd 

Spawalnictwa, R. 82, nr 2, 2010, ss. 17 – 20. 

4. ˚yliƒski B., Kustroƒ P., Rutkowska-Gorczyca M., Ambroziak 

A., Lachowicz M.: Mikrostruktura po∏àczeƒ wykonanych 

ró˝nymi metodami spajania nowoczesnej stali DP800 

stosowanej w przemyÊle motoryzacyjnym. XXXVI Szko∏a 

In˝ynierii Materia∏owej, Kraków-Krynica, 23 – 26.09.2008 r. 

5. Kustroƒ P., Rutkowska-Gorczyca M., Ambroziak A., Lachowicz 

M.: Mikrostruktura po∏àczeƒ spajanych nowoczesnej 

stali DP600 stosowanej w przemyÊle motoryzacyjnym. 

XXXVI Szko∏a In˝ynierii Materia∏owej, Kraków-Krynica, 

23 – 26.09.2008 r. 

Techniki spr´˝onego powietrza i gazu 

Konferencja na temat technik spr´˝onego powietrza 

i pró˝ni odby∏a si´ w dniach 25 – 26 listopada 

2014 r. w Warszawie. Organizatorem wydarzenia 

by∏a firma MOVIDA. Uczestnicy mieli okazj´ pog∏´biç 

wiedz´ na temat tego bardzo wa˝nego medium, 

które ma istotne znaczenie w praktyce przemys- 

∏owej. 

Prelegenci-eksperci analizowali nie tylko najlepsze 

praktyki, ale zaprezentowali równie˝ nowoÊci na 

polskim rynku. W∏aÊnie dzi´ki przedstawicielom 

bran˝y, z takich firm jak Aria-C i 7 bar, Af Polska, 

to by∏o okazjà do zapoznania si´ z aktualnà ofertà 

wielu dostawców, a mo˝liwoÊç zapoznania si´ z rozwiàzaniami 

stosowanymi w najró˝niejszych istniejàcych 

projektach sprzyja∏a pog∏´bianiu praktycznej 

wiedzy. 

Projektowanie, modernizacja i bezpieczna eksploatacja 

instalacji spr´˝onego powietrza to tematy 

niezwykle rzadko podejmowane w sposób ca∏oÊciowy 

i najcz´Êciej poddawane niewystarczajàco dog∏´bnej 

analizie. Zgodnie z opiniami, jakie uczestnicy 

wyrazili w ankietach, ta konferencja by∏a na bardzo 

Atlas Copco Polska, Kaeser Kompressoren, Ingersoll 

Rand, Vane Tech, Vector, BP Techem, Donaldson 

Polska, Parker Hannifin Sales Poland, Beko Technologies 

konferencja by∏a bardzo merytoryczna. 

Wszyscy eksperci dzielili si´ swojà fachowà wiedzà 

podczas cz´Êci wyk∏adowej, ale równie˝ podczas 

indywidualnych konsultacji. W∏aÊnie ta oryginalna 

formu∏a pozwala∏a na dodatkowà analiz´ oryginalnych 

projektów w kameralnej atmosferze. Spotkanie 

dobrym poziomie merytorycznym, doceniono prelegentów 

oraz mniej formalnà, choç wcale nie mniej 

wa˝nà, stron´ tego typu spotkaƒ jak wieczór integracyjny. 

Firma MOVIDA ju˝ dziÊ zaprasza na kolejne 

specjalistyczne spotkania podnoszàce poziom 

wiedzy i kwalifikacje zawodowe profesjonalistów 

z ró˝nych obszarów gospodarczych, wićej 

www.movida.com.pl. 


43

TECHNOLOGIE CHRONIÑCE ÂRODOWISKO 

TermoelektrycznoÊç w odzysku ciep∏a odpadowego 

Energia elektryczna jest towarem deficytowym, 

czego nie mo˝na z tà samà stanowczoÊcià powiedzieç 

o energii cieplnej. Ciep∏o odpadowe, które towarzyszy 

procesowi technologicznemu, cz´sto s∏u˝y celom 

ogrzewczym, jednak zw∏aszcza w okresie letnim, 

wyst´puje w nadmiarze. Procesy wysokotemperaturowe 

wyst´pujà m.in. w przemyÊle hutniczym, 

metalurgicznym, cementowym czy w termicznej 

utylizacji odpadów, jednak bardziej powszechne 

jest ciep∏o odpadowe o ni˝szych temperaturach 

(90% strat ciep∏a pochodzi ∏àcznie z temperatur do 

316°C 1 ). Aby skutecznie je wykorzystaç, mo˝emy 

pos∏u˝yç si´ materia∏em termoelektrycznym, który 

stanowi realnà alternatyw´ dla konwencjonalnych 

uk∏adów odzysku ciep∏a 2,3 . 

WÊród ju˝ uruchomionych systemów odzysku 

ciep∏a znane jest rozwiàzanie 4 polegajàce na pokryciu 

zewn´trznych Êcian pieca materia∏ami termoelektrycznymi 

w spalarni o wydajnoÊci 5000 kg wsadu/ 

dzieƒ. WyjÊciowa moc modu∏u termoelektrycznego 

to 23 kW, co stanowi 153% zapotrzebowania w∏as- 

Jednym z czynników ograniczajàcych szerokà komercjalizacj´ 

jest stosunkowo niska sprawnoÊç (zwykle 

3 – 6%), jednak w odniesieniu do np. technologii 

Schemat ORC 

fotowoltaicznej czas zwrotu z instalacji jest krótszy, 

a koszt inwestycyjny odniesiony do 1 kW podobny. 

Generator termoelektryczny mo˝na po∏àczyç kaskadowo 

z cyklem turbinowym ORC 6 . Zaletà takiego 

po∏àczenia jest wzrost sprawnoÊci systemu odzysku 

ciep∏a o 25 – 45% oraz poszerzenie zakresu temperatur 

pracy dla systemu ORC. Aktualnie trwa 

próbne uruchomienie takiego generatora w Katedrze 

Robotyki i Mechatroniki AGH w Krakowie (w ramach 

projektu POIG.01.03.01-00-027/08). 

dr in˝. Micha∏ Lubieniecki 

Widok generatora termoelektrycznego o mocy 1 kW 

nego spalarni. Znane sà równie˝ próby 5 wykorzystania 

gazów kominowych o znacznie ni˝szej temperaturze, 

tj. 130°C. 

Podstawowà zaletà modu∏ów termoelektrycznych 

jest to, ˝e transformacja strumienia ciep∏a na energi´ 

elektrycznà zachodzi w materiale, bez udzia∏u 

ruchomych cz´Êci, to pozwala tym urzàdzeniom 

osiàgnàç MTBF na poziomie 100 000 – 300 000 h. 

1 

US Department of Energy, Waste Heat Recovery: Technologies 

and Opportunities in U.S. Industry. 

2 

Kajikawa T., Ozaki M., Ito T., Yamaguchi K.: Proceedings 

of the 23rd International Conference on Thermoelectrics, 

Adelaide, Australia, July 2004, p. 140. 

3 

Kajikawa T., Onishi T.: Proceedings of the 26th International 

Conference on Thermoelectrics, Jeju, Korea, 

3–7 June 2007, p. 322. 

4 

Kajikawa T. et al: Thermoelectric Energy, Conversion 

Systems, Realize Inc. (1995). 

5 

Niino M.: ed.”Research on Evaluation of Super High 

Efficient Hybrid Direct Energy Conversion System”, Japanese 

Association of Frontier Technology (1995). 

6 

Miller W., Hendricks T.J., Peterson R. B.: Modeling 

Energy Recovery Using Thermoelectric Conversion Integrated 

with an Organic Rankine Bottoming Cycle, Journal 

of Electronic Materials, Vol. 38, No. 7 (2009). 


O ¸O˚YSKACH 

Jak zapobiegaç niewspó∏osiowoÊci ∏o˝ysk 

Prawid∏owe ustalenie osiowe ∏o˝ysk jest bardzo 

wa˝ne dla trwa∏oÊci i prawid∏owej pracy pomp. 

Niewspó∏osiowoÊç jest cz´stà przyczynà uszkodzeƒ 

∏o˝ysk tocznych. Powoduje ona p´kanie koszyka 

skutkujàce zatarciem ∏o˝yska, awarià pompy i kosztownym 

przestojem. Mo˝e tak˝e prowadziç do 

obcià˝eƒ kraw´dziowych, których skutkiem jest 

przedwczesne uszkodzenie ∏o˝yska. 

Typowe narz´dzia do obliczania trwa∏oÊci ∏o˝ysk 

zak∏adajà, ˝e wewn´trzny i zewn´trzny pierÊcieƒ 

∏o˝yska jest prawid∏owo ustalony osiowo. Akceptowane 

ustalenie osiowe musi byç dok∏adniejsze ni˝ 

0,003 radiana (10 minut kàtowych) w przypadku 

∏o˝ysk kulkowych i 0,0012 radiana (4 minuty kàtowe) 

w przypadku ∏o˝ysk walcowych. ¸o˝yska toczne 

sà produkowane z du˝à dok∏adnoÊcià. Aby zachowaç 

t´ dok∏adnoÊç, nale˝y przy∏o˝yç du˝à wag´ do 

obróbki maszynowej i dok∏adnoÊci monta˝u dopasowywanych 

do siebie wa∏ów i obudów. W praktyce 

jednak nale˝y rozwa˝yç dok∏adnoÊç obróbki maszynowej 

cz´Êci otaczajàcych ∏o˝ysko. 

èród∏ami niewspó∏osiowoÊci sà: 

– niewspó∏Êrodkowe otwory obudowy, 

– nieprostopad∏e odsadzenia na wspó∏pracujàcych 

elementach, 

– ugićie wa∏u, 

– b∏´dy podczas monta˝u, 

– nieregularnoÊci podstawy, 

– brak p∏askoÊci powierzchni monta˝owej, 

– niewystarczajàca sztywnoÊç powierzchni monta˝owej. 

Diagnozowanie niewspó∏osiowoÊci 

Niewspó∏osiowoÊç w uszkodzonym ∏o˝ysku mo˝na 

zazwyczaj wykryç, badajàc Êlad pracy pozostawiany 

przez elementy toczne wewnàtrz ∏o˝yska. Gdy 

a) b) c) 

Rys. 1. Typowa Êcie˝ka pracy dla ∏o˝yska kulkowego poprzecznego; 

obrót pierÊcienia wewn´trznego: a) przy obcià˝eniu 

promieniowym, b) przy obcià˝eniu momentem, c) przy obcià˝eniu 

osiowym 

∏o˝ysko obraca si´, elementy toczne tworzà Êcie˝k´ 

zu˝ycia na bie˝ni wewn´trznej i zewn´trznej. 

Dobrze ustalone osiowo ∏o˝ysko b´dzie mia∏o 

Êcie˝k´ pracy elementów tocznych na Êrodku bie˝ni 

pierÊcienia wewn´trznego i zewn´trznego, podczas 

gdy ∏o˝ysko niewspó∏osiowe charakteryzowaç si´ 

b´dzie nierównymi Êcie˝kami pracy elementów 

(rys. 1). 

Unikanie niewspó∏osiowoÊci 

Niewspó∏osiowoÊci mo˝na uniknàç, zachowujàc 

nale˝ytà dok∏adnoÊç podczas procesu monta˝u 

∏o˝yska. Pierwszym krokiem jest w∏aÊciwe zaprojektowanie 

i obrobienie wspó∏pracujàcych elementów 

obudowy i wa∏u. Obudowy powinny byç sztywne, 

tak aby zapewniç oparcie dla ∏o˝yska. W przypadku 

gdy w jednej obudowie montowane sà dwa ∏o˝yska, 

powierzchnie styku otworu obudowy nale˝y zaprojektowaç 

w taki sposób, by obydwa gniazda ∏o˝ysk 

zosta∏y wykoƒczone w trakcie jednej operacji wytaczania 

otworów. Powierzchnie odsadzeƒ wa∏u lub 

obudowy stykajàce si´ z czo∏em ∏o˝yska muszà byç 

prostopad∏e do linii Êrodkowej wa∏u. 

Zaokràglenia wa∏u i obudowy nie powinny stykaç 

si´ ze Êcićiami ∏o˝yska, podczas gdy Êrednica 

odsadzenia, na którym opiera si´ ∏o˝ysko, musi 

w dalszym ciàgu byç na tyle du˝a, aby daç oparcie 

ca∏emu czo∏u ∏o˝yska. W czasie monta˝u wszystkie 

wspó∏pracujàce powierzchnie muszà byç oczyszczone, 

zaÊ kraw´dzie wszystkich sàsiadujàcych powierzchni 

wa∏u i odsadzenia muszà zostaç pozbawione 

zadziorów. Metody monta˝u ∏o˝ysk mogà 

si´ ró˝niç, w zale˝noÊci od typu ∏o˝yska i rodzaju 

pasowania. ¸o˝yska sà zazwyczaj stosowane z obracajàcymi 

si´ wa∏ami, dlatego pierÊcienie wewn´trzne 

wymagajà ciasnego pasowania. 

¸o˝yska z otworami walcowymi sà zazwyczaj montowane 

przez wciÊnićie pierÊcienia wewn´trznego 

na wa∏ (pasowanie wciskowe) lub podgrzanie tak, 

aby zwi´kszy∏a si´ ich Êrednica otworu (pasowanie 

skurczowe). ¸o˝yska z otworami sto˝kowymi mogà 

byç mocowane bezpoÊrednio na wa∏ach sto˝kowych 

lub walcowych z u˝yciem tulei sto˝kowych. ¸o˝yska 

sà zwykle montowane w obudowach z pasowaniem 

luênym. Jednak gdy pierÊcieƒ zewn´trzny jest pasowany 

z wciskiem, mo˝liwe jest wykorzystanie prasy. 

U˝ytkownicy koƒcowi powinni zawsze na∏o˝yç najpierw 

cienki film olejowy na powierzchnie wspó∏pracujàce, 

aby zapobiec ich zarysowaniu. Podczas 

wciskania ∏o˝yska do obudowy nacisk nale˝y wywieraç 

na pierÊcieƒ zewn´trzny ∏o˝yska. Podczas 

wciskania ∏o˝yska na wa∏, nacisk nale˝y wywieraç na 

pierÊcieƒ wewn´trzny. 


45

Ograniczanie wp∏ywu niewspó∏osiowoÊci 

na trwa∏oÊç ∏o˝yska 

Dost´pnych jest kilka rozwiàzaƒ ∏o˝yskowych, 

ograniczajàcych efekty niewspó∏osiowoÊci. Jednym 

z nich jest zastosowanie koszyków nylonowych, które 

sà bardziej elastyczne ni˝ koszyki stalowe i mogà 

lepiej kompensowaç niewspó∏osiowoÊç. Zwi´kszenie 

luzu wewn´trznego ∏o˝yska zwi´ksza odpornoÊç 

∏o˝yska na niewspó∏osiowoÊç. Mo˝liwe jest tak˝e 

zastosowanie ∏o˝ysk wahliwych. ¸o˝yska takie majà 

sferycznà bie˝ni´, której Êrodek krzywizny odpowiada 

Êrodkowi ∏o˝yska. Pozwala to na pewne przesunićia 

osi pierÊcienia wewn´trznego, kulek i koszyka 

w stosunku do Êrodka ∏o˝yska. Konstrukcja taka powoduje 

jednak powstawanie mniejszego kàta dzia- 

∏ania pomi´dzy kulkami i bie˝nià, czego skutkiem 

jest ni˝sza noÊnoÊç w porównaniu z ∏o˝yskami kulkowymi 

poprzecznymi o podobnych wymiarach. 

Dopuszczalna statyczna niewspó∏osiowoÊç w ∏o˝yskach 

tego typu wynosi w przybli˝eniu 0,07 do 

0,12 radiana (4 do 7 stopni) pod normalnym obcià- 

˝eniem. 

W zale˝noÊci od struktury otaczajàcej, kàt taki nie 

zawsze jest mo˝liwy. 

Standardowe obliczenia L 10 

zak∏adajà, ˝e ∏o˝ysko 

jest prawid∏owo ustalone osiowo, dlatego konieczne 

sà dodatkowe obliczenia okreÊlajàce wp∏yw niewspó∏osiowoÊci 

na trwa∏oÊç zmćzeniowà ∏o˝yska. 

Maksymalna dopuszczalna niewspó∏osiowoÊç ∏o˝ysk 

jest ró˝na w zale˝noÊci od rozmiaru i typu ∏o˝yska, 

luzu wewn´trznego podczas pracy oraz obcià˝enia. 

Przyjmijmy, ˝e trwa∏oÊç zmćzeniowa bez niewspó∏osiowoÊci 

to L θ=0 

, zaÊ trwa∏oÊç zmćzeniowa z niewspó∏osiowoÊcià 

to L θ 

. Wp∏yw niewspó∏osiowoÊci na 

trwa∏oÊç zmćzeniowà mo˝na okreÊliç, obliczajàc 

stosunek L θ 

/L θ=0 

. 

Na rys. 2 i 3 pokazano wp∏yw niewspó∏osiowoÊci 

na wspó∏czynnik trwa∏oÊci, odpowiednio dla ∏o˝yska 

kulkowego poprzecznego i ∏o˝yska walcowego. Na 

rysunkach tych oÊ pozioma pokazuje niewspó∏osiowoÊç 

pierÊcieni wewn´trznych/zewn´trznych 

(w radianach), zaÊ oÊ pionowa pokazuje wspó∏czynnik 

trwa∏oÊci L θ 

/L θ=0 

. Jako przyk∏adowe normalne 

warunki pracy dla obu rysunków przyj´to obcià˝enie 

Rys. 2. Wspó∏czynnik trwa∏oÊci dla ∏o˝yska kulkowego poprzecznego 

6200 

promieniowe Fr [N, kgf] wynoszàce oko∏o 10% dynamicznej 

noÊnoÊci nominalnej Cr [N, kgf] oraz pasowanie 

wa∏u przez jego obrobienie do zalecanej 

wartoÊci. 

Na wykresach uwzgl´dniono tak˝e zmniejszenie 

luzu wewn´trznego na skutek rozszerzenia si´ 

pierÊcienia wewn´trznego. Wykres na rys. 2 opracowany 

zosta∏ na podstawie normalnego luzu promieniowego 

w ∏o˝ysku kulkowym poprzecznym. 

Trzy krzywe reprezentujà maksymalny, minimalny 

i Êredni efektywny luz. Zmniejszenie trwa∏oÊci zmćzeniowej 

ogranicza si´ do 5 – 10% dla niewspó∏osiowoÊci 

wynoszàcej do 0,004 radiana, czyli nieznacznie 

zmniejsza trwa∏oÊç ∏o˝yska. Jednak˝e gdy 

niewspó∏osiowoÊç przekroczy ten limit, trwa∏oÊç 

ulega znaczàcemu zmniejszeniu. W tym scenariuszu, 

zwi´kszenie luzu wewn´trznego o 11 µm przek∏ada si´ 

na zwi´kszenie mo˝liwoÊci kompensacji niewspó∏osiowoÊci 

o mniej wićej 0,0015 radiana. 

Na rys. 3 wykres pokazuje trzy ró˝ne klasy luzu 

dla ∏o˝yska walcowego: luz normalny, C3 i C4. 

W porównaniu z rys. 2 wspó∏czynnik trwa∏oÊci zosta∏ 

Rys. 3. Wspó∏czynnik trwa∏oÊci dla ∏o˝yska walcowego NU315 

zmniejszony o ponad 10% przy niewspó∏osiowoÊci 

wynoszàcej tylko 0,001 radiana. Odchylenie pomi´dzy 

ró˝nymi klasami luzu jest bardzo ma∏e, niezale˝nie 

od tego, ˝e ca∏kowita ró˝nica wynosi 50 µm. 

Oczywiste jest, ˝e ∏o˝ysko walcowe jest bardziej 

wra˝liwe na efekty niewspó∏osiowoÊci ni˝ ∏o˝ysko 

kulkowe i nale˝y to wziàç pod uwag´ przy wyborze 

typu ∏o˝yska do nowej konstrukcji pompy. Przedstawione 

wartoÊci zosta∏y okreÊlone dla typowych 

warunków pracy, ale nie mogà byç odnoszone do 

wszystkich zastosowaƒ zwiàzanych z pompami. Redukcja 

lub eliminacja niewspó∏osiowoÊci ma istotne 

znaczenie dla zapewnienia d∏ugiej ˝ywotnoÊci ∏o˝yska 

i pompy. Aby zapobiec niewspó∏osiowoÊci ∏o˝ysk, 

nale˝y stosowaç tolerancje monta˝owe i procesy 

instalacyjne zalecane w katalogach. Je˝eli nie ma 

mo˝liwoÊci ca∏kowitego wyeliminowania niewspó∏osiowoÊci, 

nale˝y przeprowadziç dodatkowe obliczenia, 

aby okreÊliç jej wp∏yw na trwa∏oÊç ∏o˝yska. 

Nale˝y skontaktowaç si´ z producentem ∏o˝ysk w celu 

uzyskania pomocy w tych obliczeniach i dodatkowych 

analizach zastosowania.

PRZEGLĄD MECHANICZNY 2/2015

You also want an ePaper? Increase the reach of your titles

Delete template?

Save as template?