Vysoké učení technické v Brně Fakulta strojního inženýrství Ústav strojírenské technologie

Vysoké učení technické v Brně Fakulta strojního inženýrství Ústav strojírenské technologie Ing. Ondřej Bílek VÝKONNÉ BROUŠENÍ KOVŮ A PLASTŮ EFFICIENT GRINDING OF METALS AND PLASTICS Zkrácená verze Ph.D. Thesis Obor: Školitel: Oponenti: Datum obhajoby: 28. 2. 200 8 Strojírenská technologie doc. Ing. Imrich LUKOVICS, CSc. doc. Dr. Ing. František Holešovský prof. Ing. Karel Kocman, DrSc. doc. Dr. Ing. Miroslav Neslušan

KLÍČOVÁ SLOVA Broušení, simulace, drsnost, řezné síly, kovy, plasty. KEYWORDS Grinding, simulation, roughness, cutting forces, metals, plastics. Disertační práce je uložena na oddělení vědy a výzkumu FSI VUT v Brně, Technická 2, 616 69 Brno. Ondřej Bílek, 2008 ISBN 978-80-214-36 81-7 ISSN 1213-4198

OBSAH 1 ÚVOD... 5 2 PROBLEMATIKA OBRÁBĚNÍ PLASTŮ... 5 2.1Vlastnosti a klasifikace plastů... 5 2.2Současný stav problematiky obrábění plastů... 6 2.3Broušení reaktoplastů... 6 2.4Broušení termoplastů... 6 3 STANOVENÍ CÍLŮ PRÁCE... 7 4 ROTUJÍCÍ KOTOUČE PŘI KRITICKÝCH RYCHLOSTECH.. 7 4.1Rotující kotouč konstantní tloušťky... 7 4.2Výpočetní řešení brousících kotoučů za rotace... 9 4.3Počítačová FEM simulace... 10 5 FEM MODEL BROUŠENÍ JEDNÍM BROUSÍCÍM ZRNEM.. 11 6 DYNAMICKÉ HODNOCENÍ PROCESU BROUŠENÍ S DŮRAZEM NA HODNOCENÍ JAKOSTI POVRCHU... 13 6.1Dynamická tuhost brusky BRH 20.03F... 13 6.2Experimentálně broušené materiály... 14 6.3Vstupní parametry experimentu a měřící zařízení... 15 6.4Dynamické hodnocení procesu broušení... 15 6.5Mikrogeometrické hodnocení kvality povrchu... 17 7 ZÁVĚR... 20 8 SEZNAM POUŽITÉ LITERATURY... 23 9 VLASTNÍ PRÁCE AUTORA... 25 CURRICULUM VITAE... 27 3

1 ÚVOD Broušení je jedno z nejstarších způsobů obrábění. V současné době nastal velký rozmach procesu broušení, zvláště rychlostního a výkonného. Složitost procesu broušení a velké množství proměnných vstupních parametrů řezného nástroje brousicího kotouče působí při teoretickém a experimentálním studiu brousicího procesu značné potíže. Výzkum vyžaduje nejen použití nových řezných materiálů, nástrojů, nových metod, ale též důslednou automatizaci a ekologizaci a v neposlední řadě zvýšení bezpečnosti brousicího procesu. Vzestupný trend automobilového průmyslu a přidružených podpůrných technologií, zvláště se zaměřením na zpracování plastů a výrobků z plastů, vede ke zvýšeným požadavkům na výrobu forem, jejich kvalitu a funkčnost. Tyto požadavky lze splnit za předpokladu snižování nákladů na nástroje. Disertační práce si klade za úkol nalézt pomocí simulací nové metody a přístupy v broušení materiálů. Je zkoumáno chování brousícího kotouče při vysokých rychlostí o ohledem na vývin napjatosti, která je hlavním ukazatelem použitelnosti takového nástroje. Přihlédneme-li k dnešním požadavkům na výrobky v poměru kvality a efektivnosti výroby, jeví se vysoké brousící rychlosti jako jedna z cest v úspoře času nejen v plastikářském průmyslu. Je zkoumán i vliv tvarových činitelů a materiálů brousících kotoučů. Následná simulace predikuje chování procesu broušení jedním brousícím zrnem. Tato simulace dává prvotní odhad chování pro různé řezné podmínky. Praktický experiment sleduje dosud ne zcela probádanou oblast broušení plastů. Samostatné kapitoly disertační práce představují výsledky broušení plastů ve srovnání s broušením železných a neželezných kovů a sledování vlivů vstupních podmínek na působící řezné sily a drsnost povrchu. V závěru práce je provedeno statistické vyhodnocení. 2 PROBLEMATIKA OBRÁBĚNÍ PLASTŮ 2.1 VLASTNOSTI A KLASIFIKACE PLASTŮ Plasty jsou syntetické materiály, která mají makromolekuly tvořené vazbami atomů. Makromolekul jsou vytvořeny z chemických surovin, nazývaných monomery, v současnosti připravovaných z produktů petrochemického průmyslu. Fyzikální a chemické chování polymerů je dáno opakovanou adiční syntézou jednoho nebo více typů monomerních jednotek na molekule. Odhaduje se, že v r. 2000 byla průměrná spotřeba plastů na osobu asi 240 kg, což je šestinásobek spotřeby železa. Použití plastů je rostoucí i z toho důvodu, že mohou nabídnout řadu výhod. Plastové součásti jsou primárně produkovány vstřikovacím procesem. Ale pro malá množství nebo pro extrémně komplexní, přesné tvary je obrábění nezbytné. Je známo, 5

že obrábění řady plastů je obtížné, vzhledem k mnoha typům a tříd dostupných plastů a také nepochopení jejich obrobitelnosti. Plasty jsou rozděleny do dvou skupin, vzhledem chemickému a technologickému chování na: reaktoplasty (termosety, duroplasty) a termoplasty. Konstrukční plasty jsou takové typy plastů, které zaručují vícero vhodných strojírenských vlastností za přijatelných ekonomických podmínek bez nutnosti nezvyklých opatření. Této definici plastů odpovídají například třídy nylonů, polykarbonáty, polyfenylenoxidy, acetaly, technické třídy ABS, polysulfony a polyfenylenové sulfidy. [26] 2.2 SOUČASNÝ STAV PROBLEMATIKY OBRÁBĚNÍ PLASTŮ Je žádoucí dosahovat kontinuální třísky při obrábění, aby nedocházelo k vytváření tepla a deformaci obrobku. Aby toho bylo dosaženo je nutné obrábět nástrojem, který má kritický úhel čela anebo velký úhel čela, což zajistí to, že se bude vytvářet kontinuální tříska s minimální deformací povrchu. Výběr řezných podmínek je také velmi důležitý. Především velikost třísky na zub určena posuvovou rychlostí. Řezné podmínky, dovolující zvětšení hloubky řezu by měly být voleny z toho důvodu, aby snížily vývin tepla v materiálu. 2.3 BROUŠENÍ REAKTOPLASTŮ Broušení reaktoplastů je v praxi více četnější než broušení termoplastů. Různé pryskyřice vyžadují značně rozdílné podmínky broušení. Experimentální broušení reaktoplastů prováděl například Morgan [22], kdy brousil epoxidové pryskyřice za následujících podmínek: brousicí kotouč, typ abraziva A, typ abraziva 800 (velmi jemná), typ pojiva V, stupeň kotouče J (střední), struktura 5 (nízká porozita). Při brousicí operaci bylo použito vodního chlazení a dokončení na 4-5 průchodů, takže hloubka řezu byla přibližně 10 µm. Nicméně některé vzorky obsahovaly neakceptovatelné povrchové škrábance. Brousicí kotouč doporučovaný Kabayashim [11] pro broušení litých reaktoplastů je 32A54G12V. Taková specifikace kotouče je svými vlastnostmi velmi blízká nízkolegovaným ocelím, až na strukturu brousících zrn. Reaktoplasty vyžadují mnohem více otevřenou strukturu brousícího kotouče než kovy, aby se zabránilo zanesení kotouče. 2.4 BROUŠENÍ TERMOPLASTŮ Broušení termoplastů je obtížnější z důvodů jejich nízké teploty tání, jehož výsledkem je zanesení povrchu brousicího kotouče. Doporučuje se používat brousicí kotouč s otevřenějšími mezerami mezi zrny a nízkým stupněm zrnitosti, společně s použitím většího množství chladící kapaliny, aby se předešlo přehřátí a zanesení kotouče. 6

Například pro broušení polystyrenu Kavayashi [11] doporučuje brousicí kotouč 38A46F12V. Obecně, tvrdé materiály jsou brousitelné kotouči s jemnější zrnitostí a měkkým materiálům vyhovuje broušení hrubozrnnými kotouči. Autor doporučuje použití kotoučů se zrnitostí 54 pro reaktoplasty a 46 pro termoplasty. Řezná rychlost má vliv na výběr vhodného stupně kotouče. Je známo, že čím je řezná rychlost vyšší, tím jemnější kotouč by měl být. V případě reaktoplastů by se měl vybírat stupeň tvrdosti kotouče F a pro termoplasty tvrdost kotouče G. Důvodem je vztah mezi vyšším poměrem obvodové rychlosti kotouče a pracovní rychlostí broušení termoplastů než u reaktoplastů. [1] 3 STANOVENÍ CÍLŮ PRÁCE Cílem této disertační práce je simulovat chování kotoučů při mezních otáčkách. Sledovat vliv řezných rychlostí při broušení na chování brousícího zrna a obrobku. Dalším krokem je experimentální měření a hodnocení jakosti povrchu s následným měřením řezných sil při rovinném broušení kovů a plastů. Postup: Modelování brousícího kotouče v závislosti na kritických řezných rychlostech s důrazem na tvarové činitele. Modelování a simulace procesu broušení v závislosti na výstupních parametrech. Stanovení vlivu technologických podmínek na řezné síly a jakost povrchu při rovinném broušení. Statistické zpracování a vyhodnocení naměřených výsledků. 4 ROTUJÍCÍ KOTOUČE PŘI KRITICKÝCH RYCHLOSTECH Pevnost brousicích kotoučů je jedna z významných vlastností, na které závisí zejména bezpečnost práce při broušení. Testuje se pevnost brousicích nástrojů na roztržení za rotace. Odstředivá síla, která při zkoušce na kotouč působí, je podobná jako síla, působící při zkoušce s tahu. Se zvyšující se obvodovou rychlostí kotoučů rostou i nároky na pevnost brousicích kotoučů. Zvýšení pevnosti kotouče za rotace lze dosáhnout změnou materiálu brousicích kotoučů kotouče s organickými pojivy nebo polymerní kotouče. Další možností je geometrická úprava v takové míře, která omezuje tvorbu nežádoucích hodnot obvodových napětí. 4.1 ROTUJÍCÍ KOTOUČ KONSTANTNÍ TLOUŠŤKY Uvažujeme-li kotouč o vnitřním poloměru r 1 a vnějším r 2, jednotkové tloušťky, otáčející se kolem své osy rotace konstantní úhlovou rychlostí. Vlivem rotace vzniká v každém elementu kotouče odstředivá síla dc. V zidealizovaném případě předpokládáme, že na jeho vnitřním a vnějším obvodě nepůsobí žádné vnější síly a zanedbáme-li i jeho váhu, bude prvek rotujícího kotouče zatížen jen elementárními hmotovými silami. Tyto síly 7

jsou symetricky rozloženy k ose rotace a jejich účinkem se kotouč rovněž symetricky přetvoří. Obr. 1. Rotující kotouč jednotkové tloušťky a vytknutý element kotouče Na stěny elementu, vyjmutého z kotouče řezy, které představují rovin hlavních normálních napětí, působí jednak napětí obvodové σ t a radiální σ ρ, a v těžišti elementu odstředivá síla dc viz. Obr. 1. Jsou-li čelní roviny kotouče volné a nepůsobí-li na ně žádná vnější síla, pak osové napětí σ a je nulové. Jedná se tedy o rovinnou napjatost, určenou hlavními napětími σ t a σ ρ, které jsou vzhledem k osové souměrnosti kotouče, funkcemi poloměru ρ. Bude tedy: σ t = f 1 ( ρ), σ ρ = f 2 ( ρ) (1) (2) Rovnice radiálního napětí a obvodového napětí mají tvar: 7 γ 2 σ ρ ω r1 16 g 1 γ 2 σ = ω 7 r 16 g 2 2 + 2 r 1 ρ r 2 1 ρ 2 2 2 r 1 r2 2 + r + 2 5ρ 2 ρ = 2 2 2 t 1 (4) Z rovnic je patrno, že jak obvodové, tak i radiální napětí velmi rychle rostou s rostoucí obvodovou rychlostí v = r 2 ω. Dále je zřejmé, že kromě obvodové rychlosti a charakteristik materiálu µ a γ, závisí tato napětí na bezrozměrných veličinách α a β. U geometricky podobných kotoučů budou tedy při stejných hodnotách β napětí obvodová a radiální stejná. Proto lze zkoušení kotoučů většího průměru nahradit laboratorními zkouškami jejich modelů. Pro sestavení podmínky bezpečnosti rotujícího kotouče je třeba porovnat obvodové a radiální napětí a rovněž korespondující intenzity napětí. Z nichž plyne, že maximální intenzita napětí je v bodech, ležících na vnitřním obvodě kotouče. Jelikož dle našich zjednodušených předpokladů je radiální napětí na vnitřním obvodě nulové, bude intenzita napětí na tomto místě rovna maximálnímu napětí obvodovému. [7][15] (3) 8

4.2 VÝPOČETNÍ ŘEŠENÍ BROUSÍCÍCH KOTOUČŮ ZA ROTACE Znalost obvodových složek napětí za rotace brousícího kotouče, dovoluje vypočítat kritické otáčky různých typů kotoučů. Zidealizovaný případ brousicího kotouče jednotkové šířky platí výpočtové vztahy uvedené v předchozí kapitole. Vypočtené hodnoty po dosazením do vzorců pro různé typy kotoučů a různé materiály jsou uvedeny v Tab. 1. Poměr vnitřního průměru r 1 díry k vnějšímu průměru kotouče r 2 byl volen r 2 /r 1 = 0,5. Tab. 1 Vypočtené hodnoty kritické rychlosti pro rotující kotouče Kotouč bez díry Materiál Hustota Poissonovo číslo Pevnost Kritická rychlost [kg/m 3 ] [-] [MPa] [m/s] UP 1700 0,3 380 520 PI 1420 0,3 200 410 Dural 2700 0,25 350 400 Ocel 7850 0,3 800 350 PA 1300 0,3 85 280 Titan 4520 0,22 500 370 Nikl 8890 0,21 460 250 SiC 2257 0,2 20 100 Prstencový kotouč Materiál Hustota Poissonovo číslo Pevnost Kritická rychlost [kg/m 3 ] [-] [MPa] [m/s] UP 1700 0,3 380 470 PI 1420 0,3 200 375 Dural 2700 0,25 350 360 Ocel 7850 0,3 800 320 PA 1300 0,3 85 255 Titan 4520 0,22 500 330 Nikl 8890 0,21 460 225 SiC 2257 0,2 20 90 Kotouč s dírou Materiál Hustota Poissonovo číslo Pevnost Kritická rychlost [kg/m 3 ] [-] [MPa] [m/s] UP 1700 0,3 380 510 PI 1420 0,3 200 405 Dural 2700 0,25 350 390 Ocel 7850 0,3 800 345 PA 1300 0,3 85 275 Titan 4520 0,22 500 360 Nikl 8890 0,21 460 250 SiC 2257 0,2 20 100 Ukazuje se, že celoplastové kotouče dovolují použití pracovat při vyšších rychlostech. Vliv díry v brousicím kotouči má vliv na dosahovanou kritickou rychlost, ale jen nepatrně. Pro stejnou velikost vnějšího průměru r 2 brousicího kotouče a pro tloušťku s, kde s << r, označované jako prstencové brousící kotouče, predikované kritické otáčky kotoučů jsou nižší v porovnání s ostatními typy kotoučů. 9

10 4.3 POČÍTAČOVÁ FEM SIMULACE Prvotní ideou pro snížení nežádoucích obvodových napětí vznikající v kotouči za rotace, je zvětšení průměru díry, jehož výsledkem je zmenšení objemu kotouče a centrifugálních sil za současného snížení obvodových složek napětí v díře kotouče. Výpočty však ukazují, že tato metoda nemusí být uspokojivým a jediným řešením. Další možností je navržení tvaru kotouče tak, že je vytvořen kotouč stejné pevnosti s proměnlivou geometrií. Takovýto předpoklad je základem simulace v programu Cosmos DesignStar. Pro simulaci byly vytvořeny různé tvary kotoučů, tak aby jejich konstrukce a upnutí bylo proveditelné. V tabulce jsou uvedeny původní hodnoty plochého brousícího kotouče. Na základě matematického modelu se do simulace zadávaly hodnoty obvodové rychlosti kotouče, rovnající se vypočteným kritickým otáčkám pro daný typ materiálu kotouče. Předpokladem byl ideální typ kotouče bez nehomogenit. Tab. 2 Vstupní data modelu brousícího kotouče v simulaci Vlastnost Hodnota Jednotka Průměr brousicího kotouč 250 mm Průměr upínací díry 76 mm Šířka kotouče 10, 30 mm Typ modelu Isotropní lineárně-elastický - Modul pružnosti 2.10 11 N/m 2 Poissonovo číslo ve směru XY 0,28 - Modul pružnosti ve smyku 7,7.10 10 N/m 2 Hustota 7800 kg/m 3 Pevnost v tahu (směr osy X) 4,13613.10 8 N/m 2 Napětí na mezi průtažnosti 1,72339.10 8 N/m 2 Koef. teplotní roztažnosti 1,1.10-5 K -1 Souč. tepelné vodivosti 18 W/mK Měrné teplo 460 J/kgK Úhlová rychlost 2760 s -1 Simulace sledovala průběh Von Misesovy napjatosti v rotujícím kotouči, kdy úhlová rychlost se rovnala vypočteným kritickým otáčkám daného materiálu. U jednoduchého kotouče s dírou je podle předpokladu největší napětí v okolí díry. Dosahuje hodnoty 470,4 MPa. Na vnějším obvodě je napětí menší, 129,9MPa. Nejvyšší hodnota napětí přesahuje mez pevnosti daného materiálu (413,613 MPa). Zjištěná deformace kotouče je rovna 8,213.10-2 mm. Úprava geometrie brousícího kotouče zajistí změnu rozložení napjatosti v objemu kotouče. Pro eliminování napjatostních špiček rotujícího kotouče je provedena geometrická úprava, zahrnující aplikování rádiusů a zkosení; je řešen i model prstencového rotujícího kotouče. Výsledkem je rozložení napětí tak, že nedochází k překročení meze pevnosti. Bylo zjištěno, že zaoblení hran nemá výrazný vliv na napjatost rotujícího kotouče. Naopak ve sledovaných případech dokonce dochází k nepatrnému zvýšení napjatosti v oblasti díry kotouče. Vysvětlením může být vzrůst objemu po zaoblení hran a tím i lokálnímu napěťovému růstu v oblasti díry.

Nicméně, výraznou změnou je průběh napjatosti pro tvar kotouče s plynulým přechodem od šířky kotouče 30mm po šířku 10mm - Obr. 2. Von Misesovo napětí se pohybuje u této geometrie kotouče od 102,1 MPa po maximální hodnotu 236,8 MPa. Oblasti s největším napětím jsou přesunuty z oblasti vnitřní díry kotouče na mezipřechod šířek kotouče. Hodnoty Von Misesova napětí nepřesahují pevnost materiálu. Vzhledem k plochému kotouči je maximální hodnota Von Misesova napětí téměř poloviční. Obr. 2. Model kotouče s kvazi-rovnoměrnou pevností 5 FEM MODEL BROUŠENÍ JEDNÍM BROUSÍCÍM ZRNEM Jakost povrchu po broušení a tím i residuální napětí v obroušené vrstvě je závislé na celé řadě parametrů během procesu broušení. Kvalita brousicího nástroje ovlivňuje deformační charakteristiky soustavy stroj-nástroj-obrobek, ale i vývin tepla a tím i následné změny materiálových vztahů obrobku. Simulace procesu broušení probíhala v programu Third Wave AdvantEdge. Jedná se o materiálově orientovaný FEM program pro řešení procesů obrábění kovů. Předpokladem simulace je ideální stav obrábění jedním brousicím zrnem. Sledovány byly deformační, napěťové a teplotní výstupy po obrábění ostrým a otupeným zrnem v závislosti na řezné rychlosti. Zvoleny byly dvě možnosti obrábění otupeným zrnem 0,05mm a 0,1mm. Otupení v simulaci bylo dáno velikostí stykové plochy zrna s obráběným materiálem. Podmínky simulace jsou uvedeny v Tab. 3. 11

Tab. 3 Vstupní parametry simulace broušení Obrobek Materiál 14 209 Výška X Délka [mm] 2 x 2 Nástroj Materiál CBN Úhel čela 45 Úhel podbroušení 45 Rádius řezné hrany [mm] 0.002 Procesní parametry Posuv [mm/otáčku] 0.02 Hloubka řezu [mm] 0.01 Řezná rychlost [m/s] 30, 60, 120 Počáteční teplota [ C] 20 Součinitel tření 0.2 Parametry simulace Metoda simulace Rapid Max. rozměry elementu 0.1 Min. rozměry elementu 0.02 Min. parametr řezného oblouku 0.6 Min. parametr posuvu 0.1 Zjemňující faktor sítě 2 Zhrubující faktor sítě 6 Max. počet elementů sítě 12000 Počet výstupních snímků 50 Obr. 3. Průběh simulace broušení rychlostí 30 m/s ostrým brousícím zrnem Materiál byl obráběn různými geometriemi brousícího zrna (pro funkčnost simulace bylo nutno pro ostré zrno volit zaoblení r = 2µm. Sledovanými hodnotami simulace byla teplota obrobku a nástroje, tlak při broušení, vyvolané teplo, hodnoty smykového a Von Misesova sdruženého napětí. Výsledná data jsou uvedena v Tab. 4. V případě řezné simulace broušení ostrým zrnem při rychlosti v c = 120 m/s software nedokázal určit požadované hodnoty. Objemový model během simulace odhalil poruchu konzistence, vedoucí k prasklině. Sledované hodnoty byly srovnávány s modelem ostrého zrna. 12

Tab. 4 Výsledné hodnoty počítačové simulace broušení jedním brousícím zrnem Sledovaná veličina (extrémní, maximální) Brousící zrno zaoblení r = 0,002mm Brousící zrno délka stykové plochy 0,05mm Brousící zrno délka stykové plochy 0,1mm Řezná rychlost v c = 30 m/s Maximální teplota 841 o C 891,83 o C 827,73 o C Vyvinuté teplo 2,2.10 6 W/mm 3 4,5375.10 6 W/mm 3 2,183.10 6 W/mm 3 Nejvyšší dosažený tlak 3443 MPa 3124,5 MPa 3242,7 MPa Smykové napětí 1269,51 MPa 1106,32 MPa 2264,24 MPa Von Misesovo napětí 2407,43 MPa 2138,4 MPa 4394 MPa Řezná rychlost v c = 60 m/s Maximální teplota 1072,65 o C 998,818 o C 1084,63 o C Vyvinuté teplo 3,7189.10 6 W/mm 3 2,867.10 6 W/mm 3 7,5763.10 6 W/mm 3 Nejvyšší dosažený tlak 2713,35 MPa 3289,63 MPa 4072,96 MPa Smykové napětí 1184 MPa 1152,21 MPa 1702 MPa Von Misesovo napětí 2332,3 MPa 2175,33 MPa 3487,92 MPa Řezná rychlost v c = 120 m/s Maximální teplota 1522 o C 1154 o C Vyvinuté teplo 9,8217.10 6 W/mm 3 2,23037.10 7 W/mm 3 Nejvyšší dosažený tlak Simulace neúspěšná 4194,42 MPa 4751,64 MPa Smykové napětí 1589,19 MPa 2835,89 MPa Von Misesovo napětí 2757,46 MPa 5500,6 MPa Ukazuje se, že s opotřebením zrna s délkou velikosti stykové plochy mezi brousícím zrnem a broušenou plochou roste v lokálních místech i napjatost. Von Misesovo napětí vzroste dvojnásobně vůči modelu se zrnem se stykovou plochou 0,05 mm. Není však průkazné, že dokonale ostré zrno vytváří nejnižší možný stav napjatosti při simulaci broušení. Těmito podmínkami je právě broušení zrnem se stykovou plochou 0,05 mm, které mělo pro dané podmínky nejnižší hodnoty napjatosti. Potvrzuje je se také, že s rostoucí řeznou rychlostí stoupá v teplota v místě řezu. Při broušení ostrým zrnem při v c = 30m/s byla dosahovala teplota 841 o C. Podle očekávání, nejvyšší teplota byla dosažena při rychlosti broušení 120 m/s otupených zrnem o délce stykové plochy 0,1mm. Maximální hodnota teploty byla rovna 1154 o C a bylo dosaženo i maximálního tepelného výkonu, vytvořeného na jednotku objemu o velikosti 2,23037.10 7 W/mm 3. 6 DYNAMICKÉ HODNOCENÍ PROCESU BROUŠENÍ S DŮRAZEM NA HODNOCENÍ JAKOSTI POVRCHU 6.1 DYNAMICKÁ TUHOST BRUSKY BRH 20.03F Experimentální příprava vzorků byla prováděna na rovinné brusce BRH 20.03F. Tato bruska pracuje v uzavřeném automatickém pracovním cyklu, pozůstávající z těchto úkonů: hrubovací broušení, dokončovací broušení, vyjiskřování, návrat brousicího vřeteníku do výchozí polohy a zastavení stolu, zastavení dodávky řezné kapaliny a při vybavení brusky automatickým orovnávacím zařízením též orovnání brousicího kotouče. Parametry 13

automatického pracovního cyklu se volí na tlačítkovém panelu číslicové indikace VN300E. Na displejích indikace je možné sledovat průběh automatického cyklu. V důsledku působení sil v průběhu procesu broušení, dochází k deformacím technologické soustavy. Tuhost celé soustavy je tedy závislá na kmitavém chování motorů, brousícího kotouče, spuštění a zastavení posuvu. Ideální soustavou je dokonale tuhý stroj, vyrovnávající dynamicky působící vlivy. Tuhost technologické soustavy není konstantní veličina. Hodnota tuhosti stroje v statickém stavu se liší od tuhosti stroje pracujícího. Na brusce BRH 20.03F bylo sledováno kmitání vřetene během broušení zkušebních vzorků. K vibracím podle dochází i před spuštěním stroje, jako důsledek působení vnějších vlivů okolí. Měření probíhalo pomocí laserového interferometru Renishaw ML10 za použití softwaru Laser10. Rozlišitelnost měřícího zařízení je 0,001 mikrometrů. Bylo zjištěno, že po spuštění motoru v soustavě dochází k intenzivní vibraci, nepřesahující však 25 µm. Na uvedeném obrázku - Obr. 4. je zaznamenán průběh vibrací při broušení ocelových vzorků při otáčkách 2550 min -1 a hloubce řezu 0,03mm a posuvu 30m/min. Tři ocelové vzorky byly umístěny na suportu brusky s mezerou mezi nimi. Nástroj vstupuje do materiálu a vznikají vibrace. Zastavení posuvu přibližně ve třetí sekundě záznamu značně zvýší kmitání vřetene. Poté se soustava opět stabilizuje. Obr. 4. Kmitání vřetene brusky hloubka řezu 0,03 mm Kmitání vřetene během experimentálního měření dosahovalo uspokojivých hodnot, které lze vysvětlit seřízením motorů, vyvážením kotouče a celkovou tuhostí konstrukce. 6.2 EXPERIMENTÁLNĚ BROUŠENÉ MATERIÁLY Vzorky pro hodnocení dynamické obrobitelnosti a drsnosti povrchu v závislosti na vstupních parametrech, byly připraveny z různých typově odlišných materiálů. Broušení se primárně využívá jako dokončovací operace 14

pro broušení železných a neželezných kovů. Ne zcela probádanou oblastí je oblast broušení plastů. Materiály použité v experimentech jsou uvedeny v tabulkách v textu disertační práce. Jde o kovové materiály (titan, dural, měď, 12050, 14109, 17027, 19436) a materiály polymerního původu (PVC, PTFE, PC, PP, PA66, PA6GF30%, pryž) 6.3 VSTUPNÍ PARAMETRY EXPERIMENTU A MĚŘÍCÍ ZAŘÍZENÍ Experiment je rozdělen na měření sil v průběhu broušení na rovinné brusce BRH 20.03F s následným hodnocením kvality povrchu pomocí dotykového drsnoměru Mitutoyo Surftest SJ-301. Přehled podmínek experimentu je uveden v Tab. 5. Broušené vzorky byly rozměrově totožné. Při broušení byly měněny posuvy, hloubky řezu a v několika případech obvodová rychlost kotouče. Hloubka řezu byla v intervalu 0,01 až 0,04 mm, s úběrem po 0,01mm. Posuvová rychlost měla 4 varianty: 8, 12, 16, 24 m/min. Zařízení nedovolovalo změnu otáček. V obou případech byl použit kotouč o stejné střední tvrdosti, velmi pórovité struktury s keramickým pojivem. Kotouče se lišily průměrem a hodnotou zrnitosti, spadající do stejné kategorie střední zrnitosti. Tab. 5 Podmínky experimentu Rozměry vzorků 50x50x20 mm Tloušťka odřezávané vrstvy v rozsahu 0,01-0,04 mm Posuvová rychlost 8, 12, 16, 24 m/min Nástroje brousící kotouče VPK 99A46J9V MPK 99A40J9V Rozměry brousících kotoučů VPK 250x20x46 mm MPK 195x20x46 mm Otáčky kotouče 2550 min -1 Obvodová rychlost kotouče VPK 33,38 m/s MPK 26,04 m/s Pro měření sil vznikajících při broušení bylo použito tenzometrického dynamometru. Výstupní signál z dynamometru byl veden do počítačového měřícího systému Spider8, kde byly hodnoty zpracovány a uloženy. Při broušení materiálu jsou generovány řezné síly normálové, radiální a axiální. Měřením lze určit dvě složky výsledné řezné síly, tj. posuvovou sílu F c (v programu označovanou jako F r ) a sílu kolmou k síle posuvové F p (označovanou v programu jako F a ). Pro měření řezných sil se používají metody, při nichž je měřená síla převáděna na elektrickou veličinu, kterou dokážeme dobře zpracovávat. 6.4 DYNAMICKÉ HODNOCENÍ PROCESU BROUŠENÍ Grafické znázornění a také i data získaná v časovém okamžiku obsahují značné množství překmitů, které v souboru dat představují šum převodníku. Je patrné, že dynamometr zachytil start posuvu brusky BRH20.03F na které byl umístěn. Překmit řezných sil je patrný i při zastavení na koncovém dorazu a pohybu zpět. Řezné síly, již ne tak velké, jsou generovány i při vyjiskřování. 15

90 síla Fa [N] síla Fr [N] 70 50 Síla [N] 30 10-10 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5-30 -50 Čas [s] Obr. 5. Průběh řezných sil při broušení materiálu 19436 s vyjiskřováním (a e =0,01mm, v f =12 m/min, bez chlazení, VPK) Na Obr. 5. je zachycen start posuvu brusky. Při bližním pohledu jde vidět rozkmitání dynamometru, umístěného na suportu brusky. Síla F a je rozkmitána a postupně utlumena symetricky vůči nulové ose. Síla F r na start posuvu zareaguje tlakovým napětím, přesahujícím 10N. Šum po odeznění kmitů je v průměru roven velikosti ±0,833N. Pro empirické určován závislostí řezných sil byly vyhodnocovány jen řezné síly F a a F r při prvním průchodu. Byly stanovovány střední aritmetické hodnoty sil od okamžiku záběru řezného kotouče v materiálu po dobu broušení materiálu. Naměřené průměrné hodnoty složek řezných sil při broušení F a a F r jsou uvedeny v grafech. První čtyři sloupce a následující čtveřice udávají velikost síly při konstantní posuvové rychlosti v závislosti na hloubce řezu. Síla [N] 80,0 70,0 60,0 50,0 40,0 30,0 20,0 10,0 0,0-10,0-20,0-30,0 vp=8m/min ae=0,01mm vp=8m/min ae=0,02mm Fr [N] Fa [N] vp=8m/min ae=0,03mm vp=8m/min ae=0,04mm vp=12m/min ae=0,01mm vp=12m/min ae=0,02mm vp=12m/min ae=0,03mm vp=12m/min ae=0,04mm Obr. 6. Řezné síly v závislosti na technologických podmínkách při broušení pryže vp=16m/min ae=0,01mm vp=16m/min ae=0,02mm vp=16m/min ae=0,03mm vp=16m/min ae=0,04mm vp=24m/min ae=0,01mm vp=24m/min ae=0,02mm vp=24m/min ae=0,03mm vp=24m/min ae=0,04mm 16

Při broušení polymerů jsou řezné síly řádově nižší. To je způsobené charakterem a chováním broušeného materiálu. Pravidlo poměru F a :F r = 2:1 při broušení pryže neplatí. Hodnoty normálových a posuvových sil jsou téměř totožné - Obr. 6. Nárůst velikosti sil je s řezným výkonem pozvolnější. Titan potvrzuje teorii a platí, že poměr F a :F r = 2:1. Podobně jako u všech měřených materiálů, s rostoucím posuvem rostou i velikosti řezných sil. Vyšší hodnota broušené vrstvy má za následek vzrůst řezných sil. Jestliže se zmenší obvodová rychlost kotouče na 26,04 m/s MPK, dochází u stejného materiálu při zachování totožných vstupních podmínek k poklesu velikosti řezných složek při broušení. 6.5 MIKROGEOMETRICKÉ HODNOCENÍ KVALITY POVRCHU Experimentální obrábění probíhalo na rovinné brusce horizontální BRH 20.03F. Podmínky obrábění jsou uvedeny v Tab. 5. Byla sledována kvalita povrchu po broušení v závislosti na změně technologických parametrů. Pro materiál titan byl změněn typ a průměr kotouče. Kovové vzorky byly broušeny za současného intenzivního chlazení. Pro vzorek z titanu byla vyhodnocována kvalita povrchu jak s chlazením tak i bez chlazení. Plastové vzorky byly broušeny bez chlazení z důvodů možné degradace materiálu. Vyhodnocována byla mikrogeometrická kvalita povrchu po broušení měřením na dotykovém přístroji MITUTOY SJ-301. Sledovanými veličinami byla střední aritmetická odchylka profilu Ra [µm], a největší výška profilu Rz (ISO-1997) [µm]. Měření bylo prováděno na deseti libovolně vybraných místech. Měřící hrotu drnosměru pro měření plastů měl R plasty = 10µm (kovy R hrotu = 2µm). V průběhu měření se zjistilo, že hodnota drsnosti je silně závislá na místě na povrchu vzorku broušené plochy měření. Jiné drsnosti je dosaženo v místě prvotního styku kotouče s obrobkem a odlišnou drsnost lze najít v konečné fázi broušení. Pro hodnocení kvality povrchu byly započítávány všechny hodnoty. Důsledkem je velká chyba, která je výsledkem statistického zpracování. 2,0 2,0 1,8 1,8 Drsnost Ra [µm] 1,6 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 Průměr Průměr±SmCh Průměr±SmOdch Drsnost Ra [µm] 1,6 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 Průměr Průměr±SmCh Průměr±SmOdch 0,01 0,02 0,03 0,04 Hloubka řezu [mm] 8 12 16 24 Posuv ov á ry chlost [m/min] Obr. 7. Drsnost Ra povrchu materiálu PP po broušení a) při konstantním posuvu v f =24m/min, b) při konst. hloubce řezu a e =0,04mm (VPK, bez chlazení) 17

2,0 2,0 1,8 1,8 Drsnost Ra [µm] 1,6 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 Průměr Průměr±SmCh Průměr±SmOdch Drsnost Ra [µm] 1,6 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 Průměr Průměr±SmCh Průměr±SmOdch 0,01 0,02 0,03 0,04 Hloubka řezu [mm] 8 12 16 24 Posuv ov á ry chlost [m/min] Obr. 8. Drsnost Ra povrchu materiálu PA6GF30% po broušení a) při konstantním posuvu v f =24m/min, b) při konst. hloubce řezu a e =0,04mm (VPK, bez chlazení) 2,0 2,0 1,8 1,8 Drsnost Ra [µm] 1,6 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 Průměr Průměr±SmCh Průměr±SmOdch Drsnost Ra [µm] 1,6 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 Průměr Průměr±SmCh Průměr±SmOdch 0,01 0,02 0,03 0,04 Hloubka řezu [mm] 8 12 16 24 Posuv ov á ry chlost [m/min] Obr. 9. Drsnost Ra povrchu materiálu z pryže po broušení a) při konstantním posuvu v f =24m/min, b) při konst. hloubce řezu a e =0,04mm (VPK, bez chlazení) Drsnost plastových vzorků je podobně jako u kovů závislá na procesních podmínkách. V mnoha případech, povrch materiálu z plastu byl profilově proměnný s místem měření a dosahovalo se značné chyby měření. Při všech experimentech, pokud není uvedeno jinak, byl použit brousící kotouč o průměru 250 mm (označovaný jako VPK) - (viz. Tab. 5). Pro titanové vzorky byla vyhodnocena drsnost povrchu po broušení kotoučem i o průměru 195mm, v textu je označován jako MPK. Naměřená data drsnosti, vycházející z naměřených grafů, mají podle očekávání výrazně vyšší hodnoty. S rostoucí hloubkou řezu při konstantní posuvové rychlosti podobně jako u Ra, má rostoucí průběh i Rz. Bylo zjištěno, že se zvyšující se posuvovou rychlostí kvalita povrchu titanového vzorku naopak stoupá. Výsledný graf pro různé hloubky úběru je uveden na Obr. 10. Vysvětlení nestandardního chování je dané povahou titanu. Při nízkých posuvech dochází k nežádoucím chemickým reakcím materiálu brousícího kotouče a obrobku. Reaktivita při vyšších posuvech je snížena. Broušení bylo prováděno pomocí kotouče o průměru 250 mm (VPK) za současného intenzivního chlazení. Pro srovnání byly provedeny 18

experimenty s následným měřením drsnosti pro titanový materiál obráběný bez chlazení. Je pozorováno výraznější zvrásnění profilu drsnosti vůči nechlazenému vzorku a tím i zhoršená kvalita povrchu. S klesající obvodovou rychlostí klesá i drsnost Ra i Rz. Změny obvodové rychlosti bylo dosaženo výměnou kotouče s menším průměrem (Tab. 5 MPK). Experimentálně bylo zjištěno, že největší nerovnosti na povrchu vznikají při broušení titanu bez chlazení. Ideální variantou je broušení titanu obvodovou rychlostí 26,04 m/min, posuvem 24 m/min daným typem kotouče. Výsledné srovnání drsností pro různé obvodové rychlosti je uvedeno na Obr. 11. Drsnost Ra [ m] 2,2 2,0 1,8 1,6 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 8 12 16 24 Posuvová rychlost [m/min] Drsnost Ra [µm] pro hloubku řezu 0,01 mm Drsnost Ra [µm] pro hloubku řezu 0,02 mm Drsnost Ra [µm] pro hloubku řezu 0,03 mm Drsnost Ra [µm] pro hloubku řezu 0,04 mm Průměr; Box: Průměr±SmCh; Whisker: Průměr±SmOdch Obr. 10. Drsnost povrchu Ra při broušení titanu kotoučem o průměru 250 mm (VPK) pro různé hloubky řezu v závislosti na posuvové rychlosti Srovnáním s titanovými vzorky, broušenými při vyšší obvodové rychlosti (VPK - Obr. 10. ) lze vyvodit závěry, že broušení menším kotoučem, a tím i menší obvodovou rychlostí se dosahuje v případě titanu lepší kvality povrchu. V praxi je broušení titanu obtížné vzhledem k chemické interakci mezi materiálem obrobku a materiálem brousícího kotouče. Literatura uvádí [24], že problémy nastávají při broušení za sucha. Použití tradičních chladících kapalin, jako alkalických mýdel a řezných olejů dává lepší výsledky vzhledem k tvorbě řezných sil, tvorbě třísky a povrchové jakosti. 19

Drsnost Ra [mm] 1,6 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 Obr. 11. VPK_bezchl VPK_chl MPK_bezchl MPK_chl Průměr Průměr±SmCh Průměr±SmOdch Drsnost Rz (ISO1997) [mm] 7,5 7,0 6,5 6,0 5,5 5,0 4,5 4,0 3,5 3,0 Srovnání veličin drsnosti Ra, Rz (ISO 1997) po broušení titanu v závislosti na technologických podmínkách (v f =24m/min, a e =0,04mm, d VPK = 250 mm, d MPK = 195 mm) Kvalita povrchu po broušení titanu se s velikostí úběru zvětšuje. Naměřená drsnost Ra pro celý soubor měření při různých technologických podmínkách se pohybovala v intervalu Ra=0,4 až 1,7 µm. Nicméně s rostoucí posuvovou rychlostí dochází naopak ke zmenšení střední aritmetické drsnosti a tím i zlepšení kvality povrchu. Toto chování lze přisuzovat specifickému chování titanu. V průběhu obrábění se titan lepí na nástroj v důsledku mechanické a chemické interakce. Tím se brousící kotouč stává hutnějším a ovlivňuje výslednou kvalitu povrchu po broušení titanu. 7 ZÁVĚR Práce sledovala několik cílů. Jednou z částí byla počítačová simulace procesu broušení za vysokých rychlostí. Brousící kotouč je vystaven vysokým rychlostem. To má za následek vývin napjatosti, která může v pokritickém stavu přerůst k porušení nástroje. Byly sestaveny modely rotujících kotoučů v programu Cosmos DesignStar. Hledalo se optimální řešení geometrie kotouče tak, aby rozložení napjatosti v průřezu kotouče bylo konstantní. Bylo nalezeno jedno z možných geometrických řešení, bez nutnosti změny materiálu kotouče. Takovým tvarem je brousící kotouč, který směrem k obvodu snižuje svou tloušťku. Dochází k návrhu kotouče s kvazi homogenní pevností ve všech směrech. Dalším krokem práce byla simulace vysokorychlostního procesu broušení s ohledem na opotřebení řezného zrna. Model představoval obráběný vzorek jedním brousícím zrnem s různou geometrií. Model byl vytvořen v programu ThirdWave ve spolupráci s universitou v Miskolci Fakultou materiálového a metalurgického strojírenství. Výsledkem je predikce chování systému a odezva na broušení jedním brousícím zrnem při rychlostech 30, 60, 120 m/s. Stěžejní část práce je tvořena experimentálním hodnocením dynamického chování materiálu jako odezvy na technologické parametry, zatímco je sledována výsledná kvalita povrchu. Kromě broušení kovových materiálů byly broušeny i materiály polymerní. Takový experiment je novým VPK_bezchl VPK_chl MPK_bezchl MPK_chl Průměr Průměr±SmCh Průměr±SmOdch 20

přístupem, doposud neprozkoumaným. Zjistilo je, že s rostoucím posuvem a hloubkou řezu roste i řezná síla. U plastů je nárůst pozvolnější, u pryžového vzorku došlo k anomálii; hodnoty normálových sil se přibližně rovnaly hodnotám radiálních sil. To lze přisuzovat hyperelastickému chování tohoto materiálu. Mikrogeometrická kvalita povrchu byla kvantifikována veličinami drsnosti Ra, Rz ISO1997, měřenými dotykovým přístrojem Mitutoyo Surftest SJ- 301. 3,0 hloubka 0,01 mm hloubka 0,02 mm Current effect: F(54, 1008)=2,1008, p=,00001 hloubka 0,03 mm hloubka 0,04 mm 2,5 2,0 Drsnost Ra [µm] 1,5 1,0 0,5 0,0 245 270 350 530 668 825 2850 245 270 350 530 668 825 2850 245 270 350 530 668 825 2850 245 270 350 530 668 825 2850 Materialova konstanta Rm [MPa] Materialova konstanta Rm [MPa] Materialova konstanta Rm [MPa] Materialova konstanta Rm [MPa] posuv 8[m/min] posuv 12[m/min] posuv 16[m/min] posuv 24[m/min] Obr. 12. Regresní model vlivu sledovaných faktorů na drsnost povrchu po broušení kovů Byla provedena vícefaktorová analýza rozptylu, aby byl zohledněn vliv faktorů (posuvová rychlost, hloubka řezu, materiálová konstanta). V jednorozměrných testech významnosti vyšel statisticky významný vliv všech sledovaných faktorů včetně jejich vzájemných interakcí (p = 0,00001). Na Obr. 12. je sestaven regresní model vlivu faktorů na drsnost Ra povrchu po broušení. Z důvodů nestandardního chování byl vyřazen z následujícího regresního modelu materiál titan, protože drsnost se se vzrůstem faktorů v porovnání s ostatními kovy zlepšovala. Následující regresní model chování kvality povrchu po obrábění v závislosti na sledovaných faktorech byl sestaven pro kovové materiály vyjma titanu (Obr. 13. ). V jednorozměrných testech významnosti vyšel opět statisticky významný vliv všech sledovaných faktorů včetně jejich 21

vzájemných interakcí (p = 0,01). Koeficient determinace v testu celého modelu se rovnal hodnotě R=0,922. 3,0 hloubka 0,01 mm hloubka 0,02 mm Current effect: F(45, 864)=1,5772, p=,01014 hloubka 0,03 mm hloubka 0,04 mm 2,5 2,0 Drsnost Ra [µm] 1,5 1,0 0,5 0,0 245 530 825 270 668 2850 245 530 825 270 668 2850 245 530 825 270 668 2850 245 530 825 270 668 2850 Materialova konstanta [MPa] Materialova konstanta [MPa] Materialova konstanta [MPa] Materialova konstanta [MPa] 22 posuv 8[m/min] posuv 12[m/min] posuv 16[m/min] posuv 24[m/min] Obr. 13. Regresní model vlivu sledovaných faktorů na drsnost povrchu po broušení kovů kromě titanu Závěr, že s rostoucí hloubkou řezu roste i drsnost povrchu lze tvrdit pro všechny materiály s výjimkou titanu. Tento materiál vykazoval naopak s rostoucím posuvem zlepšení kvality povrchu. Předpokládá se, že s rostoucím posuvem je titan natavován na brousící kotouč a ten se stává hutnějším. Proto je povrch po broušení titanu při vyšších rychlostech naopak kvalitnější. Regresní model s vícefaktorovou ANOVOU byl sestaven i pro naměřená data při broušení plastů. V jednorozměrných testech významnosti vyšel významný statistický vliv všech sledovaných faktorů včetně jejich vzájemné interakce (p=0,00000) - Obr. 14. Koeficient determinace v testu celého modelu se rovnal hodnotě R=0,782. Uvedené statistické vyhodnocení bylo prováděné pomocí statistického softwaru Statistica 7. Chování materiálů z plastu při broušení nebylo v dosavadních výzkumech zcela experimentálně prozkoumáno. Povaha plastů je vzdálená představě o chování kovů. Jejich obrobitelnost a rozsah použitelnosti je významně závislý na řadě faktorů, kde teplota hraje zásadní funkci. Disertační práce se snažila přispět k úvodu do problematiky broušení plastů společně s prezentací výsledků práce, které lze dále využít v praxi.

hloubka 0,01 mm hloubka 0,02 mm hloubka 0,03 mm hloubka 0,04 mm 2,0 1,8 Current effect: F(54, 1008)=2,1729, p=,00000 1,6 1,4 Drsnost Ra [µm] 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0 25 50 67 36 60 170 70 25 50 67 36 60 170 70 25 50 67 36 60 170 70 25 50 67 36 60 170 70 Materialova konstanta σ p [MPa] Materialova konstanta σ p [MPa] Materialova konstanta σ p [MPa] Materialova konstanta σ p [MPa] posuv 8[m/min] posuv 12[m/min] posuv 16[m/min] posuv 24[m/min] Regresní model vlivu sledovaných faktorů na drsnost povrchu po broušení plastů 8 SEZNAM POUŽITÉ LITERATURY Obr. 14. [1] ALAUDDIN, M., CHOUDHURY, I.A., etc. Plastics and their machining: a review. Journal of Materials Processing Technology, 5, 40-46, 1995. [2] BARGE, M., RECH, J., HAMDI, H., BERGHEAU, J. M. Experimental study of abrasive process. In.: Wear, 27 February 2007. [3] BÁTORA, B., VASILKO, K. Hodnotiace kritéria drsnosti povrchov. Obrobené povrchy, technologická dědičnosť, funkčnosť. Nitra, GC Tech, 2000 [4] BUDA, J., SOUČEK, J., VASILKO, K. Teoria obrábania. Alfa, Bratislava, 1983 [5] BUMBÁLEK, B. Posuzování funkčních vlastností obrobených ploch s využitím nekonvenčních parametrů drsnosti povrchu. Drsnost jako součást struktury povrchu. Brno, VUT, 2002 [6] ČSN EN ISO 42 87: Povrch a jeho parametry. Drsnost povrchu. Český normalizační institut, Praha, 1997 [7] FARLÍK, A., ONDRÁČEK, E. Pružnost a pevnost, I, II. díl. SNTL, Brno, 1968. 23

[8] HAUPTVOGEL, J., JANDEČKA, K. Využití metod FEM při modelování procesů v technologii. Strojírenská technologie. Prosinec 2006. roč. XI., č. 4, s. 17-19. ISSN 1211-4162. [9] HOLEŠOVSKÝ, F. Vliv materiálu brousicího zrna na parametry povrchu. In.: Nástroje-Tools 2001, UTB, FT Zlín, 2001, s.128. [10] JERSÁK, J. Matematický model broušení. In.: Nástroje Tools 2001. Mezinárodní nástrojářská konference. Zlín 2001, s 141-147. ISBN 80-7318-008-1. [11] KABAYASHI, A. Machining of Plastics. MxGraw-Hill, New York, 1967. [12] KOCMAN, K. PROKOP, J. Technologie obrábění. Vysoké učení technické v Brně. Fakulta strojního inženýrství. Akademické nakladatelství Cerm, Brno, 2001. ISBN 80 214 1996 2. [13] KOCMAN, K., et al. Actual Handbook for Technical Department.(Aktuální příručka pro technický úsek). 18th New enl. ed.. Praha: Verlag Dashıfer, listopad 2001, 4850 s. ISBN 80-902 247-2-5. [14] KÖNIG, W. Fertigungsverfahren, Band 2 VDI Verlag GmbH Düsseldorf, 1980. [15] KRUTINA, J. Sbírka vzorců z pružnosti a pevnosti. SNTL, Praha. [16] LUKOVICS I., ŘÍČKA J. Brusný kotouč k broušení vysokými řeznými rychlostmi. PV 1256-72 ze 28.2.1972. [17] LUKOVICS, I. Vysokovýkonné obrábění kovů a polymerů. In.: Nové smery vo výrobných technologiích, TU Košice, Prešov, 2000, s. 261. [18] LUKOVICS, I., LUKOVICS, P. Effect of Technological Conditions on the Quality of Grinded Surface in High Power Grinding. In.: Manufacturing Technology (Journal for Science), Vol. 2, 2002, p. 12-16, UJEP, Ústí nad Labem, IPTaM, ISSN 1213 248-9. [19] MÁDL, J., BUMBÁLEK, B., JERSÁK, J., HOLEŠOVSKÝ, F. Terminologie obrábění a montáže. Vydání první, Ústí nad Labem: UJEP, 2004. 208s, ISBN 80-7044-616-1. [20] MÁDL, J., JERSÁK, J., HOLEŠOVSKÝ, F., aj. Jakost obráběných povrchů. 1.vyd. Ústí nad Labem, UJEP, 2003, 179s ISBN 80-7044- 539-4. [21] MASLOV, J.N. Teorie broušení kovů. SNTL, 1. vydání, Praha, 1979. [22] MORGAN, J.E. Plastics Rubber Proces, Appl., 6 (1), 1986, 29-33. [23] PERNIKÁŘ, J., TYKAL, M., VAČKÁŘ, J. Jakost a metrologie, část metrologie. CERM, Brno, 2001. ISBN 80-214-1997-0. [24] TEICHER, U. On the grindability of Titanium alloy by brazed type monolayered superabrasive grinding wheel. In: International Journal of Machine Tools & Manufacture 46, p. 620-622, 2006. [25] TYKAL, M. Jakost broušených plochy. Brúsenie IV., Brno, 1994. 24

[26] Úvod do strojírenství. (učební texty) [online], Technická univerzita v Liberci, Liberec, 2001, [cit. 2007-01-02] Dostupný z WWW: <http://www.fs.vslib.cz/dokumenty/uvodstroj/> ISBN 80-7083-538-9. [27] VASILKO, K. Brúsenie kovových materiálov, Alfa Bratislava, 1988. [28] VASILKO, K. Technológia dokončovania povrchov. TU Košice, vydání první, 2004, ISBN 80-7073-124-1. 9 VLASTNÍ PRÁCE AUTORA BÍLEK, O., MALACHOVÁ, M. Effective Mold Design in Solid Edge 18. Number 3/2007. Editura Politehnica: Academic Journal of Manufacturing Engineering, p. 16-20, 2007, ISSN 1583-7904. BÍLEK, O., MALACHOVÁ, M. Effective Mold Design in Solid Edge 18. In.: MSE 2007 The 3 rd International Conference on Manufacturing Science and Education. July 12-14, 2007, p. 111-112, Sibiu, Romania. ISSN 1843-2522. BÍLEK, O. Strength Of The Grinding Wheels Within Rotation. In.: ITC 2007. Proceedings from 6th konference, 22.-23.5.2007. Zlín. ISBN 978-80-7318-572-5. BÍLEK, O., LUKOVICS, I. Tools for Highspeed Grinding, In. TMT 2006, 10th International Research/Expert Conference, 11-15. September 2006, Barcelona-Lloret de Mar, Spain, p. 97-100, ISBN 995861730-7. LUKOVICS, I., BÍLEK, O. Laser Machining of Difficult-to-machine Materials and Plastics. In.: Acta Mechanica Slovaca, Košice, 2B/2006, Protech-ma, ročník 10., ISSN 1335-2393. BÍLEK, O., LUKOVICS, I. Determination of the residual stress through the thickness of plastic parts. In.: Advanced Machining Technology in Automotive Production, Cracow University of Technology, 12-13 April 2006, Cracow. ISBN 80-8073-568-9. LUKOVICS, I., BÍLEK, O. Grinding Wheels for Precise Grinding. In.: Nové poznatky v technologiích a technologické informace 05, Ústí nad Labem 25-27.1.2006, Univerzita J.E.Purkyně v Ústí nad Labem, p. 62, ISBN 80-7044- 743-5. BÍLEK, O., LUKOVICS, I. Determination of the residual stress through the thickness of plastic parts. In.: Advanced Machining Technology in Automotive Production, Cracow University of Technology, 12-13 April 2006, Cracow. LUKOVICS, I., BÍLEK, O. Grinding Wheels for Precise Grinding. In.: Strojírenská technologie, Ročník X, Prosinec 2005, p. 194-198, UJEP, Ústí nad Labem, ISSN 1211-4162. LUKOVICS, I., BÍLEK, O. Friction Characteristics for Construction Polymers and Metals. In.: International Scientific Conference, MicroCAD 2006, 16-17 March 2006, University of Miskolc, HU, p.231-236, ISBN 963 661 700 7 Ö, ISBN 9630661 713 9. BÍLEK, O., LUKOVICS, I. Determination of the Residual Stress through the Thickness of Plastics and Metallic Parts. In.: Manufacturing Technology 25

(Journal for Science, Research and Production). December 2006, vol VI. FPTM, University of J.E. Purkyně, Ústí nad Labem. p. 20-23, ISSN 1213248-9 HALAŠKA, P., STANĚK, M., MAŇAS, M., BÍLEK, O., SEĎA, L. Polymer Granulation and Storage. In: Europan Rubber Research Practical Improvements of the Mixing Process. Paderborn (Německo): University of Paderborn, 2005. s.199-132. HALAŠKA, P., MAŇAS, M., BÍLEK, O. Rubber Storage Test and Model. In: MicroCAD 2005, International Scientific Conference. Section M. Miskolc (Maďarsko): University of Miskolc, 2005. s.45-50. ISBN 963 661 659 0. LUKOVICS, I., BÍLEK, O. Tools for High Speed Grinding. In.: ITC 2005, 4th International Tools Conference, 24.- 25. 5. 2005, UTB Zlín, CZ, ISBN 80-7318-305-6. LUKOVICS, I., BÍLEK, O. Grinding Wheels for High-Speed Grinding. In.: Development of Metal Cutting, RTO DMC 2005, 5 th International Scientific Conference, TU Košice, SK, 12.-13.9.2005, s.cz 39-42, ISBN 80-8073-303-1, EAN 9788080733032. LUKOVICS, I., BÍLEK, O. Grinding Wheels for Precise Grinding. In.: ICPM 2005. 3 rd International Congress on Precision Machining, October 18./19.2005, p. 217-222, Wien, ISBN 3-901888-31-4. BÍLEK, O. Determination of Residual Stress through Hardness of Plastic Parts. In.: Mezinárodní vědecká konference, TU Ostrava, 7.-9.9.2005, Ostrava, s. 7, ISBN 80-248-0895-1. BÍLEK, O. Residual Stress Determination of Plastic Parts, In. CO-MAT- TECH 2005, 13 th International Scientific Conference, 20.-21. October 2005, Trnava, p. 114-120, ISBN 80-227-2286-3. LUKOVICS, I., BÍLEK, O., SEĎA, L. Surface Quality when Rubber and Filled Polymers Turning. In.: Functional Surfaces 2004, International Scientific Conference, 27.-28. May 2004, TU AD Trenčín, SK, p.130-135, ISBN 80-8075-021-1, EAN 9788080750213. LUKOVICS, I., BÍLEK, O. Nástroje pro vysokorychlostní broušení. In.: New Ways in Manufacturing Technologies 2004, 7th International Scientific Conference 17.-18.6.2004, Prešov, SK, TU Košice, FVT Prešov, p.89-92, ISBN 80-8073-136-5 LUKOVICS, I., BÍLEK, O. Nástroje pro rychlostní broušení. In.: Technologie obrábění. Mezinárodní vědecká konference, 8.-9.9.2004 Plzeň, CZ, ZČU Plzeň, p.45, 6p.; ISBN 80-7043-304-3 LUKOVICS, I., BÍLEK, O. Vysokovýkonné broušení nástrojových materiálů. In.: Transfer 2004 The 6.th International Scientific Conference, 16.- 17.9.2004, Trenčín, SK, p.292-295, ISBN 80-8075-030-0, EAN 9788080750305. LUKOVICS, I., BÍLEK, O. Výzkum rychlostního broušení. In.: Strojárská technológia 2004, VI.th International Scientific Conference 29.-30.9.2004, Súľov, SK, ŽU Žilina, SK, p.50-58, ISBN 80-8070-300-0 26

ONDŘEJ BÍLEK - Curriculum Vitae Osobní údaje Datum a místo narození: Adresa trvalého bydliště: E-mail: 18.srpen 1979, Uherské Hradiště Velký Ořechov 132, 76307 Velký Ořechov bilek@ft.utb.cz Školní vzdělání 2003 do současnosti VUT v Brně, Fakulta strojního inženýrství obor: 23-07-9 Strojírenská technologie (doktorské studium) 2000 2003 UTB ve Zlíně, Fakulta technologická magisterský studijní program: 2808 T Chemie a technologie materiálů studijní obor: Technologie kůže, plastů a pryže 1997 2000 VUT v Brně, Fakulta technologická ve Zlíně bakalářský studijní program: 32-13-7 Technologická zařízení 1993 1997 Gymnázium Jana Ámose Komenského, Uherský Brod Zaměření: humanitní Zahraniční stáže Jaro 2007 University of Miskolc, Department of Materials Handling and Logistics, Hungary Zima 2006 Cracow University of Technology, Faculty of Mechanical Engineering, Poland Jaro 2006 University of Miskolc, Faculty of Materials and Metallurgical Engineering, Hungary Podzim 2005 Slovenská technická univerzita v Bratislave, Strojnícka fakulta, Slovensko Jaro 2005 University of Kristianstad, Faculty of Mechanical Engineering, Sweden Pedagogická činnost Výuka předmětů: Strojírenská technologie I, Strojírenská technologie II, Nauka o materiálu, CAD/CAM Zaměstnání 2006 do současnosti Univerzita Tomáše Bati ve Zlíně Fakulta technologická, Ústav výrobního inženýrství, asistent 27

ABSTRACT This work is divided into three surveyed sections. First part deals with problems when grinding wheels are exposed to the critical speed. The finite element model with different geometries was created to eliminate undesirable stress-state peaks. Following computer simulation solved influence of abrasive grain wear on the output parameters. Major part of the work evaluated surface quality and dynamic abradability of various metallic and plastic materials. ABSTRAKT Práce je tvořena třemi celky. Jedna část řeší problémy vznikající při rotaci brousících kotoučů, vystavených kritickým rychlostem. Byl sestaven FEM model pro různé geometrie kotoučů za účelem eliminování nežádoucích špiček napjatosti. Jiná simulace řeší vliv opotřebení brousícího zrna kotouče na výstupní parametry vysokorychlostního procesu rovinného broušení. Stěžejní část práce tvoří experimentální vyhodnocování kvality povrchu a dynamické obrobitelnosti různých železných a neželezných kovů a plastů. 28