C2000) št. - no. 11/12 STROJNIŠKI VESTIMIK JOURNAL OF MECHANICAL ENGINEERING strani - pages "71 "7 - 79B ISSN OD39-24BO . Stroj V . STJVAX cena BOO SIT ičutljivosti toplotne obdelave i! A Sensitivity Analysis of Heat Treatme nf Steel zvoj in preskušanje odbojnikov lezniških vozil z elastomerntm vzmet paketom The Development and Testing of Rail-Vehicle Buffers Filled with Elastom Spring Packages jaliza vibracij gonilnika turbopuhala ¦¦<: -i Analysis of Turbocharger Impeller I Vibrations liV vibriranja rned varjenjem in po njei mehanske lastnosti zvarov, zavarjer v zaščiti močno ioniziranega večkomponentnega plina The Effect of Vibrational Treatment During and After Welding on the ' Mechanical Properties of a Transferred Ionized Molten Energy Weld 'cušnje pri uvajanju računalniško dprtega konstruiranja in smeri razvoja v ADRIA Mobil d.o.o. Experiences of CAD Implementation and Trends in Development at ADRIA Mobil Ltd. Prednosti in omejitve pri uporabi iaterialov z oblikovnim spominom za praktične uporabe The Advantages and Problems of Usin Shape-Memory Materials inPractical »plications © Strojni{ki vestnik 46(2000)11/12,717 Mese~nik ISSN 0039-2480 © Journal of Mechanical Engineering 46(2000)11/12,717 Published monthly ISSN 0039-2480 Vsebina Contents Strojni{ki vestnik - Journal of Mechanical Engineering letnik - volume 46, (2000), {tevilka - number 11/12 Razprave Batista, M., Kosel, F.: Analiza občutljivosti toplotne obdelave jekel 718 Legat, J., Gubeljak, N., Predan, J.: Razvoj in preskušanje odbojnikov železniških vozil z elastomernim vzmetnim paketom 732 Sekavčnik, M.: Analiza vibracij gonilnika turbopuhala 750 Pucko, B.: Vpliv vibriranja med varjenjem in po njem na mehanske lastnosti zvarov, zavarjenih v zaščiti močno ioniziranega večkomponentnega plina 762 Hren, G., Jezernik, A., Lukšič, S.: Izkušnje pri uvajanju računalniško podprtega konstruiranja in smeri razvoja v ADRIA Mobil d.o.o. 770 Ptičar, M., Dolinšek, S., Kosel, F.: Prednosti in omejitve pri uporabi materialov z oblikovnim spominom za praktične uporabe 780 Strokovna literatura Osebne vesti Navodila avtorjem 789 792 797 Papers Batista, M., Kosel, F.: A Sensitivity Analysis of Heat Treatment of Steel Legat, J., Gubeljak, N., Predan, J.: The Development and Testing of Rail-Vehicle Buffers Filled with Elastomer Spring Packages Sekavčnik, M.: An Analysis of Turbocharger Impeller Vibrations Pucko, B.: The Effect of Vibrational Treatment During and After Welding on the Mechanical Properties of a Transferred Ionized Molten Energy Weld Hren, G., Jezernik, A., Lukšič, S.: Experiences of CAD Implementation and Trends in Development at ADRIA Mobil Ltd. Ptičar, M., Dolinšek, S., Kosel, F: The Advantages and Problems of Using Shape-Memory Materials inPractical Applications Professional Literature Personal Events Instructions for Authors stran 717 bcšd00 © Strojni{ki vestnik 46(2000)11/12,718-731 © Journal of Mechanical Engineering 46(2000)11/12,718-731 ISSN 0039-2480 ISSN 0039-2480 UDK 669.14:621.785:519.86 UDC 669.14:621.785:519.86 Izvirni znanstveni ~lanek (1.01) Original scientific paper (1.01) Analiza ob~utljivosti toplotne obdelave jekel A Sensitivity Analysis of the Heat Treatment of Steel Milan Batista - Franc Kosel Prispevek obravnava matematični model toplotne obdelave podeutektoidnih ogljikovih jekel. Pri izračunu zaostalih napetosti, ki so posledica faznih premen in temperaturnih sprememb, sta v modelu upoštevana tako kinetika faznih prehodov kakor termoelasto-plastične konstitutivne enačbe. Izdelani računalniški progam je bil preverjen na že objavljenih rezultatih. Z uporabo analize občutljivosti je ocenjena napaka v izračunanih zaostalih napetostih na temelju ocenjenih napak podatkov o lastnostih materiala. © 2000 Strojniški vestnik. Vse pravice pridržane. (Ključne besede: obdelave jekel, obdelave toplotne, analize občutljivosti, modeli matematični) This paper presents a mathematical model of the heat treatment of hypoeutectoid carbon steel. In the model, the kinetics of phase changes and a thermo-elasto-plastic constitutive relation have been applied to calculate the residual stresses resulting from phase changes and temperature variations. The computer code has been verified for internal consistency with previously published results. The sensitivity analysis has been applied to predict errors in the residual stresses from the estimated errors in the material data. © 2000 Journal of Mechanical Engineering. All rights reserved. (Keywords: steel treatment, heat treatment, sensitivity analysis, mathematical models) 0 UVOD Matematično modeliranje toplotne obdelave jekel je bilo predmet številnih raziskav v zadnjih desetletjih [10]. Te raziskave so pokazale, da se da toplotna obdelava analizirati z mehaniko kontinuov in naslednjimi predpostavkami: - reološki model kontinua je termoelastoplastični material; - model mora vključevati deformacije zaradi strukturnih sprememb in preoblikovalno plastičnost; - enačba prevoda toplote mora vsebovati člen, ki popisuje toploto fazne premene; - za popis difuzijskih faznih premen se uporablja Avramijeva enačba; - za obravnavo austenitno-martenzitne transformacije se uporablja Koistinen-Marburgerjeva enačba; - vse lastnosti materiala so linearne funkcije prostorninskih deležev posameznih faz. S temi predpostavkami je proces toplotne obdelave določen kot deterministični mehanski model kontinua. S tem modelom se da ob predpostavki, da so znani podatki o mehanskih 0 INTRODUCTION Mathematical modeling of the heat treatment of steel was intensively investigated over the last two decades [10]. It was shown that the problem of heat treatment can be analyzed by using the theory of continuum mechanics with the following assumptions: - a continuum rheologic model is thermo-elasto-plastic; - in the mechanical model the structural phase deformation and transformation plasticity have to be included; - the equation of heat transfer is added to the part which represents the heat of the phase transformation; - the Avrami equation is used for treating the kinetics of the diffusion-controlled transformation of phases; - Koistinen-Marburger’s equation is used for treating the austenite-martensite transformation; - all the properties of the continuum are linear functions of the volume fractions of the phases. With these assumptions, the heat-treating process is defined by a deterministic mechanical model of continuum. Using this model, and provided that the data of the mechanical properties and bound- 2 jgnnatafcflMliflilrSO | | ^SSfiFlMlGC | stran 718 M. Batista - F. Kosel: Analiza ob~utljivosti - A Sensitivity Analysis lastnostih in ob znanih robnih pogojih izračunati zaostale napetosti. Poglavitni namen tega prispevka je oceniti napako izračunanih zaostalih napetosti na podlagi ocene napak vhodnih podatkov o materialu. V ta namen je bil izdelan matematični model toplotne obdelave. Na temelju modela je bil izdelan računalniški program, ki izračuna razvoj temperature, strukturnih sprememb in zaostalih napetosti pri ohlajanju neskončnega valja, izdelanega iz podeutektoidnega ogljikovega jekla. Računalniški program je bil primerjalno testiran z rezultati objavljenimi v literaturi. V nadaljevanju so bili izračunani koeficienti občutljivosti za valje premera 10 mm, 30 mm in 50 mm izdelanih, iz izbranega materiala. Na podlagi koeficientov občutljivosti smo ocenili vplivnost vhodnih podatkov in nadalje, na podlagi ocenjenih napak vhodnih podatkov smo ocenili še napako v izračunu zaostalih napetosti. 1 MATEMATIČNI MODEL Matematični model toplotne obdelave mora vključevati izračun temperature, strukture in napetosti. V tem poglavju podajamo pregled osnovnih enačb, ki so vključene v model. 1.1 Opis materiala Jeklo, ki je izpostavljeno toplotni obdelavi, obravnavamo kot zmes N sestavin. Te so: austenit ferit, perlit, bainit in martenzit.Če je & prostorninski deležk-te sestavine, potem velja: ary conditions are known, the residual stresses in a treated element can be calculated. The main aim of this paper was to estimate the error in the calculated residual stresses from the estimated error in the inputed material data. In order to do this a mathematical model of the heat treatment was developed. This model was converted to a computer program which performed the calculation of the thermal and structural evaluations and the residual stresses during the cooling of an infinitely long cylinder made of hypoeutectoid carbon steel. The computer code was verified for internal consistency with previously published results. Next, the sensitivity coefficients of the selected material data were calculated for cylinders of 10 mm, 30 mm and 50 mm diameter. On the basis of the sensitivity coefficients we estimated the importance of the input data and, in addition, using the estimated errors of the material data we determined the error in the calculated residual stresses. 1 MATHEMATICAL MODEL A consistent mathematical model of heat treatment must include thermal, structural and stress calculations. In this section we shall review the essential equations which were used in the model. 1.1 Material description The steel used in the heat-treatment process is considered to be a mixture of N constituents: austenite, ferrite, pearlite, bainite and martensite. If xk is the volume fraction of the kth constituent then: (1). Če je wk masni delež k-te sestavine, potem velja podobno: Similarly, if wk is the mass fraction of the kth constituent then: (2). Vsaka sestavina zmesi ima gostoto pk. Če je Each constituent of the mixture has a density pk. If p p gostota zmesi, potem sta prostorninski in masni is the mixture density, then the volume fraction and delež k-te sestavine povezana na naslednji način: the mass of the kth constituent are connected by: rk xk (3). Pri jeklu so razlike med gostotami posameznih sestavin majhne, zato velja ocena wk » %k. Iz (1) do (3) se da izpeljati naslednji zvezi, ki ju bomo uporabili v nadaljevanju: P In the case of steel, the differences between the densities of the constituents are small, so in this case we have wk « 4. On the basis of (1) to (3), the following relations, which will be used later, can be derived: r 1 r N k =1 N t1Pk (4) (5). stran 719 bcšd00 M. Batista - F. Kosel: Analiza ob~utljivosti - A Sensitivity Analysis 1.2 Elastičnost Če predpostavimo, da je material izotropen, potem so elastične deformacije eie podane z: 1.2 Elasticity If we assume that a material is isotropic, then the elastic strain ei ej is given by: E Pri tem so sij napetostni tenzor, E, n in a Youngov modul, Poissonovo razmerje in koeficient termičnega raztezanja, gk pa dilatacijski koeficient k-te sestavine. Nadalje predpostavimo, da so n in gk konstante, E in a pa linearni funkciji prostorninskih deležev: e e = - [(1 + n) sij - nsmmdij ] + aJdij + L gkxk dij (6). Here sij is the stress tensor, E, n and a are theYoung’s modulus, Poisson’s ratio and thermal expansion coefficient, respectively, and gk is the dilatation coefficient of the kth constituent. We assume that n and gk are constants. E and a are taken as linear functions of the volume fractions of the constituents: N (7) (8), k =1 pri čemer je E(J) temperaturno odvisni Youngov modul k-te sestavine in ak njen razteznostni koeficient, za katerega predpostavimo, da je nespremenljiv. Dilatacijski koeficient gk lahko izračunamo takole: če so deformacije majhne, potem po zakonu ohranitve mase in (4) dobimo: ev=1- r = r0 pričemer je e prostorninska deformacija in r0 gostota zmesi v referenčnem stanju. S primerjavo te enačbe in (6) dobimo za sij = 0 in J = 0: where E(J) is the temperature-dependent Young’s modulus of the kth constituent and ak is its thermal expansion coefficient, which is assumed to be constant. We shall now describe a method for calculating the dilatation coefficients gk. If deformations in the material are small, then from the conservation of mass and equation (4) we obtain: rk -r0 r0 xk (9), where ev is the volume deformation and r0 is the mixture density in a reference state. By comparing this equation with equation (6) at sij = 0 and J = 0 we obtain: 1 r0-rk 3 r0 (10). 1.3 Plastičnost 1.3 Plasticity Prirastek plastičnih deformacij dep izračunamo z uporabo klasične teorije plastičnosti in Missesovega kriterija tečenja: The plastic strain increment dei pj is calculated using the classical theory of plasticity with the Misses yield criterion and the associated flow rule. Thus: F=sij sij - s2f 3 dep = dLps (11) (12), pri čemer je sij deviatorični napetostni tenzor, definiran kot: where sij are the components of the deviatoriv stress tensor given by: 1 s =s - s d ij ij mmij 3 (13) in sf napetost tečenja. Pogoj F < 0 pomeni, da ni plastičnega tečenja, pogoj F = 0 pa, da je. Če združimo (11) in (12), dobimo: and sf is the flow stress. The condition F < 0 means that there is no plastic flow and F = 0 means that plastic flow takes place. Combining of (11) and (12) gives: dLp 3 dep 2s (14) pri čemer je dep dejanski prirastek plastičnih deformacij, podan z: where de p is the effective plastic strain increment given by: 2 jgnnatafcflMliflilrSO | | ^SSfiflMlGC | stran 720 M. Batista - F. Kosel: Analiza ob~utljivosti - A Sensitivity Analysis dep -dep dep 3 i j i j (15). Predpostavimo, da je napetost tečenja podana z linearnim zakonom utrjevanja: We assume that the flow stress is given by the linear hardening rule: s=s+ Hep f (16), pri čemer je sY napetost tečenja in H koeficient utrjevanja. Nadalje predpostavimo, da sta napetost tečenja in koeficient utrjevanja linearni funkciji prostorninskih deležev posameznih sestavin: where sY is the yield stress and H is the strain-hardening coefficient. In addition, we assume that the yield stress and the strain-hardening coefficient are linear functions of the volume fractions of constituents: N N (17) (18). Pri tem sta sY, k in Hk napetost tečenja in koeficient utrjevanja k-te sestavine. 1.4 Preoblikovalna plastičnost Za izračun prirastka preoblikovalne plastičnosti detp uporabimo model, ki so ga predlagali Here, sY,k and Hk correspond to the yield stress and the strain-hardening coefficient of the kth constituent, respectively. v [11] in [15]: pri čemer je: detp N dLtp=32Kk(1-xk)dx k=2 1.4 Transformation Plasticity For the calculation of the transformation plasticity strain increment deitjp we applied the model proposed in [11] and [15]: dLtpsij (19), where (20) in Kk konstante, ki jih je treba določiti s preskusi. 1.5 Prevod toplote and Kk are constants which must be determined experimentally. 1.5 Heat Conduction Temperaturno polje dobimo z rešitvijo The temperature field is calculated by solv- enačbe prevoda toplote: ing the basic equation of heat conduction: J +Xlkxk (21), a 3J dt dx pri čemer so t čas, J temperatura, c specifična toplota, where t is time, J is the temperature, c is the heat l koeficient prevoda toplote in lk latentne toplote capacity, l is the coefficient of thermal conductivity premen. and lk are the enthalpies of transformation. Temperaturno odvisna c in l vzamemo kot Both c and l are temperature dependent and linearni funkciji prostorninskih deležev sestavin: are taken as linear functions of the volume fractions of the constituents: N c = %ck(J)xk N (22) (23), pri čemer sta ck(J ) in lk(J) specifična toplota in toplotna prevodnost sestavine k. Enačbo (21) rešujemo skupaj s konvekcijskim robnim pogojem: and ck(J) and lk(J) the heat capacity and the thermal conductivity for phase k. Equation (21) is solved together with convection, boundary condition: -l Jn = hJ-Je ) (24), I isfinHi(š)bJ][M]ifln;?n 00 stran 721 I^HsSTTlMlDC M. Batista - F. Kosel: Analiza ob~utljivosti - A Sensitivity Analysis pri čemer je h konvekcijski koeficient, ki je lahko temperaturno odvisen in Je temperatura okolice. 1.6 Fazne premene Opazujmo fazni prehod faze m v fazo n. V ta namen prepišimo (1) v obliko: xm +xn in uvedimo novo spremenljivko z, definirano kot: z= where h is the convection heat-transfer coefficient, which may be temperature dependent and Je is the environmental temperature. 1.6 Phase Transformations We can consider the phase transformation from, say, phase m to phase n. For this purpose we write equation (1) as: 1-Xxk (25) and then introduce a new variable z defined by: xn 1-Xxk (26), ki jo bomo uporabili za opis napredovanja premene. Pri izotermnih pogojih se da heterogena premena opisati z Avramijevo enačbo ([5],[6] in [16]): which will be used to describe the extent of the transformation. Under isothermal conditions a heterogeneous solid-state transformation can be described by the Avrami equation ([5],[6] and [16]): pri čemer je z = 1-exp [-(bt)n] where b ( J ) = K0 ( JE-J ) nexp (27), (28). K0 in Q sta konstanti, n je Avramijev eksponent, ki je odvisen od geometrijske oblike rastočih kristalnih zrn in je temperaturno neodvisen [6], T je absolutna temperatura, JE pa ravnotežna temperatura premene. Za neizotermne pogoje se da Avramijeva enačba zapisati v obliki: K0and Q are constants, n is the Avrami exponent, which is dependent on grain growth geometry and can be taken as temperature independent [6], T is the absolute temperature, and JE is the equilibrium temperature of the transformation. For nonisothermal conditions the Avrami equation can be written in the form: dz dt nb(J)(1-z)[-ln(1-z)]n (29), ki jo dobimo, če iz (27) izločimo čas t. Ko je n konstanta, se da K0 in Q dobiti iz diagramov TTT takole: čas t0, ki je potreben za premeno z0 pri dani temperaturi T, je iz (27): which is obtained by eliminating t from (27). When n is constant, K0 and Q can be determined from TTT diagrams in the following way. The time t0 for a fixed amount of transformation z0 at a given temperature T is, from (27): K0 eT 1 (30). ( JE -J)n Če sta (tm ,Jm) koordinati ekstrema na krivulji If (t ,Jm ) are coordinates of the nose in the TTT, potem je v tej točki dt/dJ = 0. Iz tega pogoja in TTT curve tWdt/dJ = 0 at this point. From these (30) izhaja: conditions and (30) it follows that: n Q= nTm2 Tm JE -Jm Ko poznamo Q,lahko iz (30) izračunamo K: By knowing Q we can calculate K : 1 K0=tm(JE-Jm)neTm[ln(1-z0)Y (31). (32). Martenzitna premena je odvisna le od temperature, zato ima v tem primeru kinetični zakon obliko z = (J). Iz te enačbe je prirastek premene z =/(J)J. A martensitic transformation depends only on temperature, therefore the kinetic law is, in this case, given by z = f(J). From this equation the increment of 2 jgnnatafcflMliflilrSO | | ^SSfiflMlGC | stran 722 M. Batista - F. Kosel: Analiza ob~utljivosti - A Sensitivity Analysis Iz osnovnega kinetičnega zakona lahko izrazimo J kot funkcijo z , zato je dz = g(z)dJ. Ko je premena končana, tj. ko je z = 1, mora biti g(z) = 0. Najpreprostejša funkcija, ki ustreza temu pogoju, je linearna, torej: transformation is dz = f’(J)dJ. From the kinetic law we can express J as a function of z , hence dz = g(z)dJ. When the transformation is completed i.e. when z = 1, we must have g(z) = 0. The simplest equation compatible with this requirement is linear, namely: Z integracijo dobimo: dz = kM(1-z)dJ (33). By integrating this equation we obtain: z = 1-exp[-kM (J-Ms)] (34), pri čemer je M temperatura, pri kateri se začne martenzitna premena. Enačba (34) je identična Koinstinen-Marburger empirični enačbi [10]. Za večino jekel ima konstanta kM vrednost 0,011. 2 LASTNOSTI MATERIALA V tej raziskavi smo za material izbrali podeutektoidno ogljikovo jeklo, ker je za ta material v literaturi dostopnih dovolj podatkov, s katerimi lahko zgradimo analitični model materiala. V nadaljevanju bomo uporabili oznake A,B,M,P in W za austenit, bainit, martenzit, perlit in cementit. Simbole C, Si in Mn bomo uporabili za masne deleže ogljika, silicija in mangana v jeklu. 2.1 Youngov modul in Poissonovo število Za ogljikova jekla se da Youngov modul perlita izračunati po naslednjem obrazcu: where Ms is the martensitic starting temperature. Equation (34) is identical with the Koinstinen-Marburger empirical formula [10]. The constant kM is equal to 0.011 in most steels. 2 MATERIAL PROPERTIES As a target material in this investigation we chose hypoeutectoid carbon steel because there were enough data available in the literature to construct a material model as well as the analytical formulas. In the following we use the indices A,B,M,P and W for austenite, bainite, marten-site, pearlite and cementite, respectively. We will also use the symbols C, Si and Mn to denote the weight percent of carbon, silicon and manganese in the steel. 2.1 Young’s Modulus and Poisson’s Ratio For carbon steel the Young’s modulus of pearlite is calculated by: EP 209,3 -0,076 J ±1,62 GPa (35). Ta obrazec je dobljen na podlagi regresijske analize podatkov, ki jih je podal [7]. Predpostavljamo, da ta obrazec velja prav tako za bainit in martenzit. Obrazec, ki podaja Youngov modulu austenita, smo dobili iz podatkov, ki jih navaja [22] in ima obliko: This formula was obtained on the basis of a regression analysis from the data [7]. We assume that the same formula holds for bainite and marten-site. The formula for the Young’s modulus of austen-ite was obtained from data reported by [22] and has the form: EA 200,2-0,08J±0,32 GPa (36). Predpostavljamo, da ima Poissonovo število vrednost 0,3 za vse sestavine. 2.2 Razteznostni koeficient V literaturi ni zaslediti enotnih podatkov za vrednost razteznostnih koeficientov, zato smo vzeli naslednje vrednosti [10]: aA = 22-106 K-1 aB =13-106 K-1 aM = 12-106 K-1 aP = 14-106 K-1 The Poisson’s number is assumed to be constant and is equal to 0.3 for all constituents. 2.2 Coefficient of Expansion There is no single value in the literature for the expansion coefficient of the different phases so in the present model we adopted the following values [10]: (37). I igfinHi(š)bJ][M]ifln:7n 00 stran 723 I^HsSTTlMlDC M. Batista - F. Kosel: Analiza ob~utljivosti - A Sensitivity Analysis Iz podatkov v literaturi ocenjujemo, da so podane vrednosti znotraj območja ±1 • 10-6 K-1. From the data published in the literature we conclude that all the above values are within the range ±110-6 K- 2.3 Preoblikovalna deformacija Večina znanih del uporablja za dilatacijske koeficiente eksperimentalne vrednosti iz [10]. V tem delu bomo dilatacijske koeficiente izračunali na temelju kristalografskih podatkov iz preglednice 1 in (10). Iz kristalografskih podatkov izračunamo linearizirane gostote sestavin jekla: rA =8156 rb =7897 rm =7676 rF =7897 Preglednica 1. Kristalografski podatki Table 1. Crystallographic data 2.3 Transformation Strain Most previous studies used experimental values for the dilatation coefficients [10]. We have chosen to calculate these values on the basis of the crystallographic data in table 1 and equation (10). From crystallographic data the following linearised densities of the steel constituents are obtained: -216 C kg/m3 kg/m3 kg/m3 -248 C kg/m3 (38). Faza Phase Tip Type fcc ort Fe C Lattice parameters [A] Vir Source Austenit Austenite 4 - a = 3,5735 + 0,0316C [19] Cementit Cementite 12 3 a = 4,5234 b = 5,0883 c = 6,7426 [4] Ferit Ferrite bcc 2 0 a = 2,8664 [4] Martenzit Martensite bct 2 - a = 2,8664 – 0,013C c = 2,8664 + 0,116C [4] Iz (4) je gostota perlita: 1 rP From (4) we have for the pearlite density: 0,12 0,88 rW rF (39), iz katere dobimo, če vstavimo vrednosti iz (38): Podobno dobimo gostoto zmesi ferita in perlita: which gives, by substituting values from (38), the following value: = 7861 kg/ (40). For the ferrite-pearlite mixture we then obtain, by a similar procedure, the result: rP+F=7897-45 C kg/m 3 (41). Če vzamemo za referenčno strukturo jekla zmes ferita in perlita, dobimo na podlagi (10): If we take the mixture of ferite-perlite as a steel reference structure then from (10) we obtain: Prav tako predpostavimo, da je gB = 0. g A = -0,0109 +0,0072C (42). g M = 0,0086C We also assume that gB = 0. 2 jgnnatafcflMliflilrSO | | ^SSfiFlMlGC | stran 724 r M. Batista - F. Kosel: Analiza ob~utljivosti - A Sensitivity Analysis 2.4 Meja tečenja in koeficient utrjevanja 2.4 Yield Strength and Strain-Hardening Coefficient Iz podatkov, ki sta jih objavila [12] in [10], From the data published by [12] and [10] we dobimo naslednje obrazce za mejo plastičnega tečenja: derive the following formulas for the yield stresses: 123-0,1J-0,01CJ±1,3 MPa 434-0,64J + 0,77CJ±34,4 MPa 491 + 757C-1,02CJ±26,1 MPa 445 + 1375C±30,4 MPa (43) in koeficient plastičnega utrjevanja: and the coefficient of strain hardening: HA= 45,3-0,04J±0,63x102 MPa HB=5,88 + 226,2CJ±19,7x102 MPa HF = 29,5 + 0,33CJ±41,7x102 MPa HM=179 + 1,3CJ±29,9x102 MPa (44). 2.5 Koeficienti preoblikovalne plastičnosti 2.5 Transformation Plasticity Coefficient Na temelju poskusov, opisanih v [18], smo From the experimental work of [18] the follow- vzeli naslednje vrednosti konstant K: ing values for the constant Kk were adopted: KB=4,18-10-5 MPa-1 Km=5,08-10-5 MPa-1 KP 4,18-10-5 MPa- (45). 2.6 Specifična toplota Podatki za regresijsko analizo specifične toplote so vzeti iz [9]. Iz teh podatkov je specifična toplota perlita: 2.6 Specific Heat Capacity The data for the regression analysis of the specific heat capacity were taken from [9]. From this we obtain the following formula: 3,76 + 0,3C + 6,210-6J2±0,15 MJ/m 3 K (46). Predpostavimo, da ta obrazec velja tudi za bainit in martenzit. Za specifično toploto austenita smo uporabili obrazec: We take this formula to be valid also for bainite and martensite. For the austenite heat capacity we use the formula: cpA dobili smo ga iz podatkov v [22]. 2.7 Toplotna prevodnost 4,152 + 8,410-4 J M J m 3 K (47), which was obtained from data published in [22]. 2.7 Thermal Conductivity Regresijsko formulo za toplotno prevodnost perlita smo dobili iz podatkov, objavljenih v [3] in [8]: The regression formula for thermal conductivity was obtained from published data in [3] and [8]: lP = 66,2 - 37,9C-0,049J ±1,7 4 W/m K (48). Predpostavimo, da ta obrazec velja tudi za bainit. Za martenzit smo vzeli vrednost lM =30±5 W/mK, kakor jo predlaga [10]. Iz podatkov, objavljenih v [22], smo dobili naslednji obrazec za izračun toplotne prevodnosti austenita: We assume that the above formula is also valid for bainite. For martensite we take the thermal conductivity to be lM 30±5W/mK, as suggested by [10]. From the data of [22] we obtain the following formula for the thermal conductivity of austenite: lA=15 + 0,01J W/mK (49). I isfinHi(š)bJ][M]ifln;?n 00 stran 725 I^HsSTTlMlDC M. Batista - F. Kosel: Analiza ob~utljivosti - A Sensitivity Analysis 2.8 Fazne temperature Za izračun ravnotežnih temperatur, ki se uporabljajo v (28), smo uporabili naslednje empirične obrazce: 2.8 Transformation temperatures For the calculation of the equilibrium temperatures which are used in (28) we chose the following empirical formulae: Bs M 723-10,7Mn + 29,1Si±10 0C 910-203C + 44,7S±10 0C 830-270C-90Mn±25 0C 539-423C-30,4Mn±25 0C (50). Obrazce za A1, A3 in M je podal [1], temperaturo začetka tvorjenja bainita Bs pa [21]. 3 POSTOPEK REŠEVANJA Opisani model je bil uveden v računalniški program, ki omogoča izračun temperature, strukture in zaostalih napetosti pri hlajenju neskončnega valja, izdelanega iz podeutektoidnega jekla. Temperaturno polje se računa na temelju implicitne metode končnih razlik, napetosti pa z metodo zaporednih približkov, ki jo podaja [17]. Vhodni podatki so: - premer valja - kemična sestava jekla - začetna in končna temperatura procesa ohlajanja - konvekcijski koeficient - koordinate ekstremnih točk na diagramu TTT Izhodni podatki so: - porazdelitev zaostalih napetosti in struktur - temperaturni in napetostni potek v osi in na površini valja 4 PRESKUS MODELA Kot prvi primer smo obravnavali valj s premerom 60 mm, izdelan iz 0,43% ogljikovega jekla, gašenega v vodi s temperature 870oC. Ta primer je teoretično in eksperimentalno obdelan v [13] in [14] in prav tako teoretično v [20]. Iz objavljenih podatkov smo ocenili, da mora biti koeficient prestopa toplote blizu 25 kW/ m2K. Omenimo, da tudi s tako visokim konvekcijskim koeficientom nismo dobili take hitrosti ohlajanja osi valja, kakor jo navaja [13]. Kljub temu pa so izračunane zaostale napetosti v skladu z eksperimentalnimi vrednostmi, kakor se vidi s slike 1. Kot drug primer so obravnavali valje s premeri 10 mm, 30 mm, 50 mm in 100 mm izdelane iz 0,44% ogljikovega jekla. Porazdelitev zaostalih napetosti za take valje eksperimentalno obravnava [2], teoretično pa [23]. Vsi valji so gašeni v vodi na 20 oC s temperaturo 850 oC. Vrednosti konvekcij-skega koeficienta smo vzeli med 3200 W/m2K in The formulae for A1, A3 and Ms were given by [1], and for bainite the start temperature Bs was given by [21] 3 SOLUTION METHOD The described model was converted into a computer program which performed the calculation of thermal and structural evaluations and the internal stresses during cooling of an infinitely long cylinder made from hypoeutectoid carbon steel. The temperature field was calculated using the implicit finite-difference method and the stress evaluation wasbased on the successive approximation method described by [17]. The input data for the program are: - cylinder diameter, - chemical composition of the steel, - process start and end temperature, - heat convection coefficient, - coordinates of the extreme point of the TTT curves. The output of the program is: - residual stress and structure distribution, - temperature-time and axial stress-time evaluation on the surface and centere of the cylinder. 4 MODEL VERIFICATION For the first example we took a 60-mm-diam-eter cylinder of 0.43% carbon steel quenched from 870oC into water. This example was analyzed theoretically and experimentally by [13] and [14] and also theoretically by [20]. From the published data we estimated the value of the coefficient of heat transfer to be near 25 kW/m2K. It should be mentioned that even with such a high value for the coefficient of convection heat transfer we could not obtain the cooling speed at the centre of the cylinder which was reported by [13]. Nevertheless, the calculated residual stresses were in good agreement with experimental values, as can be seen from Fig.1. As a second example we considered cylinders of diameters 10 mm, 30 mm, 50 mm and 100 mm made from 0.44% carbon steel. The axial residual stress distribution for these cylinders was investigated experimentally by [2] and theoretically by [23]. All the cylinders were quenched into water at 20 oC from a temperature of 850 oC. For the coefficient of convective heat transfer we 2 jgnnatafcflMliflilrSO | | ^SsFvWEIK | stran 726 M. Batista - F. Kosel: Analiza ob~utljivosti - A Sensitivity Analysis MPa 1000 800 — 600 ------ 400 -------- 200------ 0 -------- -200 '------ -400 ------ -600 -------- -800 — I -1000 -------- -1200 0 5 10 15 20 25 30 mm polmer / radius Sl 1. Zaostale napetosti v gasenem valju premera 60 mm Fig. 1. Residual stress distribution in a 60 mm-diameter quenched cylinder 5700 W/m2K Prav tako smo izvedli izračun s konvekcijskim koeficientom, ki je temperaturno odvisen in katerega odvisnost je iz podatkov [12]. took values for the constants between 3200 W/m2K and 5700 W/m2K. We also performed calculations with the temperature-dependent coefficient of convective heat transfer, which was calculated from the experimental data given by [12] h = 1029 + 63l9-0,14l92+0,7510-4l93 W/m2K (51). Na slikah 2 do 5 so poleg izračunanih osnih napetosti podane tudi eksperimentalne vrednosti, ki so jih podali [2] in [23]. Kakor se vidi iz teh slik, se izračunane vrednosti za valje s premeri 30 mm, 50 mm in 100 mm dobro ujemajo z eksperimentalnimi vrednostmi. Za valj premera 10 mm so vrednosti zaostalih napetosti, ki jih podaja [2] negativne, tiste, ki jih podaja [23], pa so pozitivne, zato se nismo mogli odločiti, ali so izračunane vrednosti prave. 5 ANALIZA OBČUTLJIVOSTI Z namenom, da določimo zanesljivost modela, smo izvedli analizo občutljivosti. Kot izhodni parameter modela smo vzeli osne zaostale napetosti na osi in robu valja. Za nadzor smo vzeli 36 materialnih parametrov. Če z a označimo parameter, potem je njegov relativni koeficient občutljivosti definiran z: In figures 2 to 5 the calculated residual axial stresses are shown together with the experimental values given by [2] and [23]. As can be seen from these figures the calculated residual stresses for the cylinders of diameter 30 mm, 50 mm and 100 mm are in very good agreement with the experimental values. For the 10 mm-diameter cylinder the value of the residual stress given by [2] is negative and that given by [23] is positive, so we could not conclude that the calculated values are correct. 5 SENSITIVITY ANALYSIS In order to estimate the accuracy of the model we performed a sensitivity analysis. As an output parameter from the model we took the axial residual stress on the axis of the cylinder and on its boundary. For the control parameters we took 36 material parameters. If we denote these parameters as ak then the relative sensitivity coefficient is defined by: s da (52). Izračun koeficientov občutljivosti smo izvedli za valje s premerom 10 mm, 30 mm in 50 mm. Parcialne odvode v (52) smo izračunali numerično. Podatki in rezultati izračuna so podani v preglednici 2. We carried out the calculation of the sensitivity coefficients for cylinders of diameter 10 mm, 30 mm and 50 mm. The partial derivatives in (52) were performed by numerical differentiation The data and the results of the calculation are shown in Table 2. I isfinHi(š)bJ][M]ifln;?n 00 stran 727 I^HsSTTlMlDC M. Batista - F. Kosel: Analiza ob~utljivosti - A Sensitivity Analysis 300 MPa 100 0 — -100 -300 ---------Calculated with h=5700 [W/m2K] ¦ Measured [2] • Measured [23] ' / // S I ---------Izračun z h=5700 [W/m2K] --------Izračun z h=h(J) ¦ Izmerjeno [2] • Izmerjeno [23] ^y' _ _ _ ..--¦'' polmer / radius Sl. 2. Osne zaostale napetosti v gasenem valju premera 10 mm Fig. 2. Axial residual stress distribution in a quenched 10 mm diameter cylinder MPa 800 600 400 200 0 -200 -400 -600 -800 -1000 _ _ _ —^^r -^ ^s. -v ---------Calculated with h=5700 [W/m2K] .....Calculated with h=4000 [W/m2K] --------Calculated with h=h(j) V\ X. K 2 .....Izračun z h=4000 [W/m2K] --------Izračun z h=h(j) *\\-.; • Izmerjeno [23] \ V 0 10 15 polmer / radius Sl. 4. Osne zaostale napetosti v gasenem valju premera 50 mm Fig. 4. Axial residual stress distribution in a quenched 50 mm diameter cylinder Iz preglednice 2 vidimo, da so v skoraj vseh primerih najvplivnejši parametri model temperaturni razteznostni koeficient austenita aA, dilatacija austenita gA in martenzita g, ekstremna točka na krivulji TTT za perlit (0> ) in bainit (/ ,B ) in nazadnje temperaturi A in B. Prav tako je model nekoliko občutljiv za konvekcijski koeficient h in masni delež ogljika C. Iz povedanega sklepamo, da je model zelo občutljiv za kinetiko prehoda austenita v perlit in bainit. V primeru valja s premerom 10 mm, ko se skoraj celoten valj spremeni v martenzit, je model tudi zelo občutljiv za parametre kinetične enačbe (34). Po drugi strani pa je model razmeroma neobčutljiv za mejo plastičnega tečenja in druge mehanske in fizikalne lastnosti. Na temelju koeficientov občutljivosti smo ocenili relativno napako izračunanih zaostalih napetosti po obrazcu: 600 MPa 200 -200 -400 20 25 mm -600 -800 -1000 "" -~'-. ^^x ^N. — d with h=5700 [W/m2K] d with h=4 000 [W/m2K] d with h=h(J) -- - - Calculate - Calculate 1 Measured [23] \\ — Izračun z h=5700 [W/m2K] ^ vi -- - Izračun z h=h(J) Izmerjeno [2] > 0 2 4 6 8 10 Sl. 3. Osne zaostale napetosti v gasenem valju premera 30 mm Fig. 3. Axial residual stress distribution in a quenched 30 mm diameter cylinder 800 MPa -200 -400 -600 -800 :' ~ ~ "' ^x ¦^v_ - --------- Calculate d with h =5 700 [W/m2K] --------Calculate d with h =3 200 [W/m2K] ¦ Measured [2] \ --------- Izračun z h=5700 [W/m2K] ¦ Izmerjeno [2] ^v 0 10 20 30 40 polmer / radius mm Sl. 5. Osne zaostale napetosti v gasenem valju premera 100 mm Fig. 5. Axial residual stress distribution in a quenched 100 mm diameter cylinder From table 2 we can see that the most important parameters in the model are, in almost all cases: the thermal expansion of austenite aA; the dilatation of aus-tenite gA and martensite gM; the extreme points on the TTT curve for prearlite (tP,Pm) and bainite (tB,Bm);and finally, the temperatures A3 and Bs. Also, the model is only moderately sensitive to the coefficient of convec-tive heat transfer (h) and the weight percent of carbon. From the above we can conclude that the model is very sensitive to the kinetics of phase change from austenite to pearlite and bainite. In the case of the 10-mm-diameter cylinder, where almost all the cylinder is transformed to martensite, the model is also very sensitive to parameters in the martensite kinetic equation (34). On the other hand, the model is relatively insensitive to yield stresses and other mechanical and physical data. On the basis of sensitivity coefficients we can estimate the relative error of the residual stress with the formula: :Tsiei 2 (53), 2 isnnataieflMliflilrSO | | ^SsfirWEIK | stran 728 400 200 -200 mm 600 400 200 0 5 M. Batista - F. Kosel: Analiza ob~utljivosti - A Sensitivity Analysis Preglednica 2. Podatki o materialu in izračunani koeficienti občutljivosti za valje premera 10, 30 in 50 mm Table 2. Material data and calculated sensitivity coefficients for cylinders with diameter 10, 30 and 50 mm d par. c P cA l P W/mK l A W/mK 15 lM l PA l MA EP EA GPa 200 n - aA 10-4 K-1 22 1 -3,971 aB aP -4 -1 10 K aM 10-4 K-1 12 10-3 8,50 KM sYB sYA sYM Jf kM Bm Pm tB t P A3 Bs Ms Si enota unit MJ/m3K 3,76 MJ/m3K W/mK MJ/m3 MJ/m3 GPa 209 1,26 0,646 1,680 1,654 1,227 1,034 0,129 10-3 10-5 MPa-1 10-5 MPa-1 MPa MPa MPa Js oC oC h W/m2K 5700 - oC oC C - Mn - vrednost value 4,15 66,20 25 630 660 0,30 0,01 0,171 0,894 0,711 0,501 0,402 0,033 13 14 10,7 4,18 5,08 sYP MPa 434 34 -0,006 491 123 445 850 20 460 560 1,3 1 oC 910 830 oC 539 0,66 - 0,22 0,07 območje range ± 0,15 -0,379 0,133 0,980 0 0,2 1,74 0,573 1,74 30 -0 30 0,32 1 1 1 0,714 0,22 0,7 0,1 0,1 34 2 20 5 700 20 20 0,1 0,1 10 25 25 0,1 10 mm središče center -0,844 -0,857 -0,607 -0,577 0,144 -0,455 -0,126 -0,030 -4,280 -2,127 -0,198 -0,833 -0,021 -0,279 ,065 -0,257 -0,090 -0,013 -0,013 -0,002 -0,002 -0,188 -0,138 -0,099 -1,017 0,049 -0,052 -0,044 -0,206 4,165 5,397 -0,021 -0,003 -0,062 0,315 1,080 1,330 -5,260 -0,388 površina surface 0,678 -0,644 -0,074 0,313 -5,223 -0,218 1,188 4,857 6,385 0,004 -0,049 -0,023 -0,597 30 0 0 0 0 0 0,196 0,849 1,126 -4,186 -1,150 0,057 -0,046 0,045 30 mm središče center 0,573 0,011 0,420 -0,188 8,452 -0,678 -0,132 0,042 -6,629 -0,217 0,005 0,068 -1,441 0,011 0,0005 3,793 3,181 0,110 0,539 0,002 0,086 0,260 -0,816 4,150 0,296 0,44 0,02 1,340 1,547 1,816 0,537 2,080 1,155 površina surface ,053 -0,424 -0,082 0,042 -0,063 0,363 1,740 -0,634 0,742 0,214 -0,059 -1,483 -0,320 -0,218 -0,742 0,005 0,005 0 0 0,143 0,012 -2,809 -0,228 -0,145 -0,112 -0,246 -0,093 -0,153 2,017 1,228 0,812 2,018 0,571 1,523 3,190 2,082 -0,435 4,791 -0,520 2,272 4,819 3,693 5,547 2,918 2,111 4,460 0,922 -1,338 -3,552 -2,590 0,445 -3,801 -0,601 -1,829 1,156 0,391 0,349 -0,145 0,237 -0,052 0,177 50 mm središče center -0,271 -0,448 0,007 0,063 -0,188 10,86 -4,572 -0,008 -7,453 -0,385 0,794 0,062 0,013 1,687 -0,030 0,110 0,054 0,779 4,359 0,024 -0,014 0,047 površina surface -0,110 -0,348 -0,003 -0,242 0,147 0,078 0,002 0 -0,113 0,008 0,128 0,459 -0,012 0,323 -2,265 0,524 -3,749 0,559 -0,041 stran 729 + g M g A K B M. Batista - F. Kosel: Analiza ob~utljivosti - A Sensitivity Analysis pri čemer je s relativna napaka i tega parametra. Z uporabo podatkov iz preglednice 2 smo izračunali oceno relativne napake izračunanih zaostalih napetosti. Rezultati so podani v preglednici 3. where ei is the relative error of ith parameter. By using data from Table 2 the estimated relative error in the residual stresses are calculated. The results are shown in Table 3. Preglednica 3. Ocenjene relativne napake osnih napetosti Table 3. Estimated relative errors of the axial residual stresses d [mm] 10 0,11 0,11 Center 30 0,11 0,07 50 0,13 0,05 Površina Surface 6 SKLEP Izdelan je bil matematični model toplotne obdelave in zbrani vsi potrebni podatki. Model smo uspešno preskusili na dveh primerih izračuna zaostalih napetosti, za katere so znani eksperimentalni rezultati. Nadalje smo izvedli analizo občutljivosti modela, s katero smo dobili kolikostno oceno vplivnosti posameznih podatkov v materialu. Prav tako je bila ocenjena relativna napaka v izračunu zaostalih napetosti. Na podlagi tega so glavne ugotovitve: 1. model toplotne obdelave je izredno občutljiv za podatke, ki so vključeni v kinetičnih enačbah; 2. model je prav tako pomembno občutljiv za temperaturni razteznostni koeficient austenita in dilatacijski koeficient prehoda med austenitom in martenzitom; 3. relativna napaka pri izračunu zaostalih napetosti je ocenjena na 13%. 6 CONCLUSIONS We have developed a mathematical model for heat treatment and collected the necessary data needed for practical calculations. We successfully tested the model in two examples for which the experimental data were available. We then performed a sensitivity analysis of the model which resulted in a quantitative determination of the relative importance of the various material data. The relative error in the calculated residual stresses was also estimated. The main conclusions are as follows: 1. the model of heat treatment is very sensitive to the data which are used in the kinetic equations; 2. the model is also very sensitive to the austenite thermal expansion coefficient and the dilatation of austenite and martensite; 3. the calculated relative error for the residual stresses, using data published in the literature, are within 13%. [1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] [8] [9] [10] [11] 7 LITERATURA 7 REFERENCES Andrews, K.W. (1965) Empirical formulae for the calculation of some transformation temperatures. J. Iron and Steel Inst, 203, 721-727. Biichler, H., A.Rose (1969) Representation of the origin of internal stresses in work pieces of steel by means of T-T-T diagrams. Arch. Eisenhiittenwes., 40, 411-423. Bungardt, K., W.Spyra (1965) Warmeleitfahigkeit unlegierter und legierter Stahle und Legierungen bei Temperaturen zwischen 20 und 700 C. Arch. Eisenhiittenwes., 36, 257-267. Cheng, L., Brakman, CM., Korevaar, B.M., EJ.Mittermejer (1988) The tempering of iron-carbon martensite; dilatometric and calorimetric analysis. Metall. Trans A, 19A, 2415-2426. Burke, J. (1965) The kinetics of phase transformations in metals. Pergamon, London. Christian, J.W. (1965) The theory of transformations in metals and alloys. Pergamon Press, Oxford. Date, E.H.F. (1969) Elastic properties of steels. J. Iron and Steel Inst., 207, , 988-991. Davies, J., P.Simpson (1979) Induction Heating Handbook, McGraw-Hill, London. Esser, H., E.Friderich (1941) Die wahre spezifische Warme von reinem Eisen und Eisen-Kohlenstoff- Legierungen von 20 bis 1100. Arch. Eisenhiittenwes., 17, 617-626. Fletcher, A.J. (1989) Thermal stress and strain generation in heat treatment. Elsevier Applied Science, London. Giusti, J. (1981) Ph.D. Thesis, University of Paris VI 2 isnnataieflMliflilrSO | | ^SSfiflMlGC | stran 730 M. Batista - F. Kosel: Analiza ob~utljivosti - A Sensitivity Analysis [12] [13] [14] [15] [16] [17] [18] [19] [20] [21] [22] [23] Hildenwall, B., T.Ericsson (1978) Hardenability concepts with applications to steel, D.Done and D.Kirkaldy (eds), AIME, 579-606. Inoue, T., K.Tanaka (1975) An elastic-plastic stress analysis of quenching when considering a transformation. Int.J.mech.Sci., 17, 361-367. Inoue, T., Nagaki, S., Kishino, T., M. Monkawa (1981) Description of transformation kinetics, heat conduc-tion and elastic-plastic stress in the course of quenching and tempering of some steels. Ing.Arch., 50, 315-327. Leblond, J.B., Mottet, G., Devaux, J., J.C.Devaux (1985) Mathematical models of anisothermal phase transformations in steels, and predicted plastic behaviour. Mater. Sci. Technol., 1, 815-822. Lindemblom, B.E., Hoglund, L., C Andersson (1971) Computer simulation of hardening. J. Iron and Steel Inst., 958-961. Mendelson, A. (1968) Plasticity theory and application. MacMilan, New York. Nagasaka, Y, Brimacombe, J.K., Hawbold, E.B., Samarasakera, I.V., Hernandet-Morales, B., S.E.Chidac (1993) Mathematical model of phase transformations and elasto-plastic stress in the water spray quenching of steel bars. Metallurgical Transactions A, 24a, 795-808 Ridley, N, H.Stuart (1970) Partial molar volumes from high temperature lattice parameters of iron-carbon austenites. Met. Sci. 4,. 219-221. Sjostrom, S. (1983) Berechung der Abschreckeigenspannungen in Stahl. Proc Int. Conf. Eigenspannung-Entstehung-Berechnung-Messung-Bewertung, Karlsruhe, Deutsche Geselschaft fur Metallkunde, 155-185. Steven, W., A.G. Haynes (1956) The temperature of formation of martenzite and bainite in low-alloy steels. J. Iron and Steel Inst., 349-359. Yu, H.J., Wolfstieg, U., E.Macherauch (1978) Calculation of residual stresses with special finite element program. Arch. Eisenhuttenwes., 49, 499-503. Yu, H.J., Wolfstieg, U., E.Macherauch (1980) On the influence of the diameter on the residual stresses in oil and water quenched steel cylinders. Arch. Eisenhuttenwes., 51, 195-200. Naslova avtorjev: Dr. Milan Batista Fakulteta za pomorstvo in promet Univerze v Ljubljani Pot pomorščakov 4 6320 Portorož Prof.dr. Franc Kosel Fakulteta za strojništvo Univerza v Ljubljani Aškerčeva 6 1000 Ljubljana Authors’ Addresses: Dr. Milan Batista Faculty of Maritime Studies and Transport University of Ljubljana Pot pomorščakov 4 6320 Portorož, Slovenia Prof.Dr. Franc Kosel Faculty of Mechanical Eng. University of Ljubljana Aškerčeva 6 1000 Ljubljana, Slovenia Prejeto: Received: 10.10.2000 Sprejeto: Accepted: 20.12.2000 stran 731 bcšd00 © Strojni{ki vestnik 46(2000)11/12,732-749 © Journal of Mechanical Engineering 46(2000)11/12,732-749 ISSN 0039-2480 ISSN 0039-2480 UDK 629.4.01:629.4.028:656.2 UDC 629.4.01:629.4.028:656.2 Izvirni znanstveni ~lanek (1.01) Original scientific paper (1.01) Razvoj in presku{anje odbojnikov `elezni{kih vozil z elastomernim vzmetnim paketom The Development and Testing of Rail-Vehicle Buffers Filled with Elastomer Spring Packages Janko Legat - Nenad Gubeljak - Jo`ef Predan V skladu z zahtevami po posodobitvi odbojnih in vlečnih naprav na tirnih vozilih Slovenskih železnic so bili razviti vzmetni paketi z vzmetnimi elementi na podlagi vezave elastomer kovina. Pomemben del raziskav pri preskušanju vzmetnih paketov, po vgradnji v odbojne naprave železniških vozil, je naletno preskušanje vagonov. Z naletom obteženega vozila na mirujoče natovorjeno vozilo se ocenjuje zmožnost odbojne naprave in vzmetnega paketa, da obdrži pojemek mirujočega vozila v dopustnih mejah. V prispevku je predstavljen potek izvajanja preskusov z različnimi hitrostmi naleta in način določevanja koeficienta trka za razviti vzmetni paket. Rezultati opravljenih meritev kažejo, da največji pojemek med trkom obeh vozil tudi pri največjih hitrostih ne preseže dovoljene vrednosti po mednarodnih železniških predpisih. Prav tako so naletni preskusi pokazali, da razviti vzmetni paket poleg dušenja omogoča tudi počasno vračanje povratnega dela. © 2000 Strojniški vestnik. Vse pravice pridržane. (Ključne besede: vozila železniška, odbojniki, razvoj, preskušanje) The decision of the Slovenian Railway Company to modernise the shock absorbing and traction equipment of its existing rolling stock initiated the development of novel spring packages consisting of elastomer-metal-based elements. The crash testing of rail vehicles represents an important part of the testing of spring packages after their installation into buffers. The collision of a loaded rail vehicle with another loaded rail vehicle at a standstill is used to evaluate the capacity of buffers to retain the deceleration of the vehicle at standstill within the permissible limits. The results of tests at different collision velocities and the way of determining the collision coefficient for the developed spring package is described in this paper. The results of measurements show that the maximum deceleration during the collision of two rail vehicles does not exceed the permissible values defined in international railway regulations even at the highest velocities. Crash tests have also revealed that in addition to damping, the developed spring package enables slow reaction work. © 2000 Journal of Mechanical Engineering. All rights reserved. (Keywords: rail vehicles, buffers, development, testing) 0 UVOD Pri Slovenskih železnicah (SŽ) so se v začetku devetdesetih let lotili posodobitve voznih značilnosti sedanjih tirnih vozil. Odbojne naprave, ki neposredno vplivajo na udobje pri ustavljanju vozila, so bile v večini primerov izdelane z vzmetnimi paketi s kovinskimi obročastimi vzmetmi (sl. 1). Pri tovrstnih paketih je karakteristika sestavljena iz položnega in strmega dela. Potek karakteristike je bil v skladu s predpisi Mednarodnega združenja za železnice (UIC) ([1] in [2]), vendar v točki prehoda iz položnega na strmi del ima karakteristika nalom, zaradi česar je pri ustavljanju vozila prihajalo do sunka, ki se je prenašal čez ogrodje vozila na zavorne naprave. 0 INTRODUCTION In the mid-1990s the Slovenian Railway Company decided to modernise the operating characteristics of its existing rolling stock. Buffers, which directly affect the comfort of passengers during stopping, mostly consisted of spring systems made of metal ring springs (Fig. 1). The characteristic curve of such spring systems is composed of the gradual and the steep part of the slope. The characteristic curve of the existing spring sytems was in agreement with the UIC (Union Internationale des Chemins de Fer) regulations ([1] and [2]), but the rupture of the curve at the point of transition from the gradual to the steep part of the slope caused a shock which spread over the framework to the braking system during stopping. 2 SjTfiataleflMllflilrSO | | ^SSfiFlMlGC I stran 732 J. Legat - N. Gubeljak - J. Predan: Razvoj in presku{anje - The Development and Testing S„,nl=110mrr Iff}'//////////////////. W Sl. 1a. Prerez odbojne naprave z vzmetnimi obroči Fig. 1a. Section of the buffer with steel ring springs kN F 1000 800 600 400 200 10 kN. 0' 0 20 30 kN 40 60 s 80 100 120 mm Sl. 1b. Statična karakteristika vzmetnega paketa z vzmetnimi obroči Fig. 1b. Static characteristic of the spring system with steel ring springs Problem naloma karakteristike pa tudi ovirana oskrba z rezervnimi deli sta bila poglavitna razloga, zaradi katerih so se lotili razvoja elastomernega vzmetnega paketa. Zaradi nižjih stroškov posodobitve so Slovenske železnice kot naročnik zahtevale, da je treba razviti vzmetni paket vgraditi v sedanje odbojne naprave, s čimer so omejile dolžino in premer vzmetnega paketa. Prav tako mora biti karakteristika vzmetnega paketa v skladu s standardi UIC ([1] in [2]). Oba standarda UIC predpisujeta statične in dinamične pogoje, ki jih mora vzmetni paket izpolniti. Tako je tudi preskušanje vzmetne karakteristike razdeljeno na statično in dinamično. The problems of the broken characteristic curve and unreliable supply of spare parts were the main reasons to begin the development of elastomer spring packages. In order to lower the costs of modernisation the Slovenian Railway Company demanded that the developed spring package should be built into the existing buffers, thus limiting the length and the diameter of the spring package. In addition, it was required that the characteristics of the spring package be in accordance with UIC standards ([1] and [2]). These standards define the static and the dynamic conditions that a spring package should fulfil. As a consequence, the testing of the spring characteristics is also divided into (sfinsjObJJiMiSicši] i stran 733 |^BSSITIMIGC J. Legat - N. Gubeljak - J. Predan: Razvoj in presku{anje - The Development and Testing Pri statičnih preskusih poteka stiskanje vzmetnega paketa z nespremenljivo hitrostjo osnega pomika, pri čemer se beleži sprememba sile v odvisnosti od poti. Dinamični preskusi se izvajajo z naletnimi preskusi tirnih vozil z vgrajenimi odbojnimi napravami, pri čemer se merita delo vzmetnega paketa in največji pojemek med trkom. Ključni pogoj, ki ga mora vgrajen vzmetni paket pri statičnih preskusih izpolniti, je predpisan z višino dela deformacijske energije, ki jo mora odbojnik za določeno pot - deformacijo prevzeti. Od tega pogoja je odvisno, kateri elastomer je treba uporabiti za izdelavo vzmetnega elementa oz. vzmetnega paketa. Za napoved deformacijskega dela je treba definirati reološke parametre, ki se lahko določijo le na podlagi eksperimentalnega obnašanja vzorca, ki je izdelan iz načrtovanega elastomera. 1 DEFINIRANJE REOLOŠKIH PARAMETROV V primeru visoko - elastičnih materialov [3], material ni opisan s konstantami, temveč s tri-parametrično funkcijo s tremi invariantami v smeri glavnih koordinatnih osi: PG=PG za invariante Ik v smeri glavnih koordinatnih osi v Cauchy-Greenovem deformacijskem tenzorju [4]. Komponenta Cauchyeve komponente napetosti tk v smeri glavnih koordinatnih osi je določena z izrazom: kjer je lk2 kvadrat defomacije v smeri glavnih koordinatnih osi (vrednosti tenzorja B); /=-1, 0, 1. Za nestisljiv material se lahko konstitutivni zakon zapiše: tk =-p+p-lk2+^ kjer so p hidrostatična napetost, fi=f(I1,I2,I3); r=-1,1 pa dve odzivni funkciji. Beatty and Stalnaker [3] sta pokazala, da omejitev, ki jo je uporabil Bell za različne deformacije v primeru enoosnega obremenjevanja, podana z izrazom: trB1/2 = l1 + velja tudi za stisljiv in izotropen material. Dejansko se tudi stisljiv material v področju malih deformacij obnaša enako kot nestisljiv. To ustreza trivialnemu primeru, ko so deformacije 1 = l2 = l3 = 1. Povezava med inženirskimi deformacijami. in deformacijo lk v smeri glavne koordinatne osi je podana z izrazom: 2 SnnataleflMllflilrSfl | ^BSfirTMlliC | stran 734 the static and the dynamic part. The static tests consist of compression loading of the spring system at a constant axial displacement velocity, where the change in force is recorded as a function of the path. The dynamic testing is performed in the form of crash tests of rail vehicles with spring packages installed in buffers, where the work of the spring package and the maximum deceleration during the collision are measured. The key condition that a spring package must fulfil in static testing is defined by the amount of work (strain energy) the buffer must absorb for a certain path (deformation). The choice of the elastomer to be used in the spring package depends on this condition. To be able to predict the deformation it is necessary to define the rheological parameters. These can only be determined on the basis of the experimental behaviour of the specimen made from the chosen elastomer. 1 DEFINING THE RHEOLOGICAL PARAMETERS In the case of highly elastic materials [3] the material is not expressed in terms of constants but by a three-parametric function with three invariants in the direction of the principal coordinate axes: 1,I2,I3) (1), for the invariants I in the principal coordinate axes in the Cauchy-Green deformation tensor [4]. The component of Cauchy’s stress component (t) in the direction of the principal coordinate axis is expressed by: lk- 2 k = 1, 2, 3 (2), where lk2 is the square of strain in the direction of principal coordinate axes (the values of tensor R); r=-1, 0, 1. The constitutive law for an incompressible material can be written as: lk- 2 k = 1, 2, 3 (3), where p is the hydrostatic stress, while /J=M1,I2,I3); r=-1,1 are two response functions. Beatty and Stalnaker [3] have shown that Bell’s constraint formulation for different deformation in simple tension is given by: l2+l3=3 (4), which is also valid for isotropic material. For small deformations, the deforming material may be considered incompressible, where the deformation can be given in trivial deformation state 1 = l2 = l3 = 1. The connection between the engineering strains (*) and the strain (lk) in the direction of the principal coordinate axis is given by expression (5): J. Legat - N. Gubeljak - J. Predan: Razvoj in presku{anje - The Development and Testing Če obravnavamo nestisljiv izotropen hiperelastičen material kot funkcijo deformacijske energije W = W(J1,J2,J3) na enoto prostornine, lahko zapišemo, da ustreza enačbi (2) v odvisnosti le od J3 oz. b = b(J3). Posamezni parametri se lahko izrazijo z invariantami I1, I2, I3: k =1,2,3 (5). If an incompressible isotropic hyperelastic material is treated as a function of the strain energy W = W(J1,J2,J3) per volume unit we can say that it corresponds to equation (2) by depending only on J3 or bG = bG(J3). Individual parameters can be expressed by the invariants I1,I2,I3: trB J trB-1 J det B (6a,b,c). Za hiperelastične materiale sta Truesdell in Noll [7] izpeljala naslednje vrednosti za parametre enačbe (2): bo (J3) b-1(J3) = Z upoštevanjem predpostavljene funkcijske odvisnosti je ugotovljeno [4], da podana razmerja v enačbah (6 a,b,c) veljajo takrat in le takrat, če sta parcialna odvoda v enačbah (8) in (9) enaka nespremenljivi vrednosti, in sicer: 2dW ------= a dJ1 Z vpeljavo konstant a,b v izraze ((7) do (9)) za Cauchy-Greenove deformacijske tenzorje dobimo: In their discussion of hyperelastic materials, Truesdell and Noll [7] derived the following values for the parameters of equation (2): (7) (8) (9), = dW dJ3 2 dW J3 dJ1 -2dW J3 dJ2 It has been found, by considering the assumed functional relationships, [4], that the relations presented in equations (6 a,b,c) are valid only in the case when the partial derivations in equations (8) and (9) are equal to the constant value: 2d W aJ b (10). After introducing the constants a and b into expressions ((7) to (9)) the following is obtained for the Cauchy-Green deformation tensors: b0 =W b1 b -1 -b J (11a,b,c). Za nestisljiv elastomer velja J=1 in razlika med koeficientoma b/l)-b- fl)=a+b=u ustreza strižnemu modulu v naravnem stanju materiala [5]. Konstanti a,b sta povezani tudi s konstanto f, ki ima vrednost med 050%. Za izbrano prostornino elastomera (V=25,135 l) v vzmetnem paketu iz 14 vzmetnih elementov je mogoče z upoštevajem izračunanih konstant Yeohovega modela oceniti deformacijsko delo -energijo celotnega vzmetnega paketa. Primerjava med napovedanim in eksperimentalno izmerjenim delom celotnega paketa je podana na sliki 9. Izrazito odstopanje v območju med 20 do 35% deformacije je posledica omejitve ene proste površine pri vzmetnem elementu, v nasprotju od vzorca, pri katerem sta bili obe površini prosti. Prav tako je razlog za odstopanje med napovedanim in s preskusom izmerjenim delom lahko v razliki med sestavo elastomera pri vzorcu in elastomerom, ki je uporabljen za izdelavo vzmetnega paketa. Čeprav so odstopanja v sestavi elastomera v dopustnih mejah, se lahko lastnosti med serijo razlikujejo tudi do 10% [7]. Kakorkoli že, na podlagi slike 9 lahko pričakujemo, da bo vzmetni paket pri tlačni deformaciji med 35 do 38% (kar ustreza pomiku vzmetnega paketa med 90 do 100mm) presegel 20kJ in s tem izpolnil pogoj po standardih UIC ([1] in [2]). Namen vzmetnega paketa je, da kinetično energijo trka pri tlačnem obremenjevanju porabi za povratno in dušeno delo. Delo pri stiskanju paketa je sestavljeno iz dela deformacije elastomera, pri katerem prihaja do razmreženja elastomera [8] ter dela kotaljenja in drsenja proste površine plate during restitution. The static characteristic of the developed spring package is smoothly continuous and fulfils the requirements of the UIC standards ([1] and [2]) (Fig. 8b). This means that the loading curve must run between the prescribed minimum and maximum values (e.g. the force must be between 100 and 400 kN at a displacement of 60 mm) and that the cumulative work of the spring package must be higher than 20 kJ at the ratio Wa /W c>50%. It is possible to evaluate the cumulative work-strain energy of the whole spring package consisting of 14 spring elements for the planned elastomer volume (V=25.135 l) by taking into account the calculated constants of Yeoh’s model. The comparison between the anticipated and the experimentally measured work of the whole package is given in Fig. 9. A substantial deviation in the range between 25 to 35% of strain is a consequence of one missing free surface of the spring element in contrast to the specimen where both surfaces were free. Another reason for the difference between the predicted and the measured work may result from the difference between the composition of the elastomer specimen and the elastomer used for the spring package. Although the deviations in the composition of elastomers are within the permissible limits, the properties of the series may vary by up to 10% [7]. In any case, it is evident from Fig. 9 that we can reasonably expect the spring package to exceed 20 kJ at the pressure strain of 35 to 38 %, which corresponds to the displacement of the spring package from 90 to 100 mm, and thus to fulfil the condition stated in the UIC standards ([1] and [2]). The purpose of the spring package is to use the kinetic energy of collision during compression loading for the work of restitution and damping. The work during package compression consists of the elastomer deformation work, where de-crosslinking of the elastomer takes place [8], and the work of rolling and sliding of the elastomer’s free (sfinsjObJJiMiSicši] i stran 739 |^BSSITIMIGC J. Legat - N. Gubeljak - J. Predan: Razvoj in presku{anje - The Development and Testing u^. /\/\/\/\/\/\/\/\ \/\/\/\/\/\/\/\/ t: Sl. 7. Sestavljen vzmetni paket Fig. 7. Assembled spring package Sl. 8a. Prerez odbojne naprave z elastomernim vzmetnim paketom Fig. 8.a. Section of the buffer with the assembled elastomer spring package 1100 kN 1000 900 800 700 F 600 500 400 300 200 100 V 10 kN^, 0 0 We=25,15 kJ Wa/Wp=59,7% 1000 kNy ± 400 kN 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 s mm Sl. 8b. Statična karakteristika vzmetnega paketa z elastomerom Fig. 8.b. Static characteristic of the spring package with elastomer gTin^afcflMISCSD | ^BSfiTTMlliC | stran 740 00-11/12 J. Legat - N. Gubeljak - J. Predan: Razvoj in presku{anje - The Development and Testing 35 kJ 30 25 W 20 15 10 5 0 5 10 15 20 25 30 35 40 e 1 % Sl. 9. Primerjava med napovedano in eksperimentalno izmerjeno deformacijsko energijo vzmetnega paketa Fig. 9. Comparison between the predicted and the measured strain energy of the spring package elastomera po drsni plošči. Mešanico za elastomer, kakor tudi tehnologijo vezave elastomera na kovino, je razvil Razvojno tehnološki inštitut (RTI) Sava Kranj [7]. 2 NALETNO PRESKUŠANJE ŽELEZNIŠKIH ODBOJNIKOV V nasprotju s statičnimi preskusi pri dinamičnih naletnih preskusih ni predpisan potek obremenitvene krivulje, temveč le višina celotnega in dušenega dela ter največje dopustne vrednosti za pospeške, pri čemer sila v odbojni napravi ne sme preseči 1000 kN. Predpisi UIC ([1] in [2]) določajo tudi pogoje, pod katerimi so meritve odločujoče. Tako sta bila oba vagona (m1 in m ) postavljena na ravnih in ne visečih tirih z najmanjšimi napakami na tirnicah. Zaradi varnosti je bilo načrtovano, da bo preskuševalni ravni del proge dolg 1000 m. Tako je bilo mogoče predpostaviti, da se bo trk vagonov opravil v smeri normale, ki povezuje težišča obeh vagonov. Dinamiko naletnega preskusa je mogoče teoretično opisati kot trk dveh teles [9]. Vagon mase m1 se giblje s hitrostjo v1 proti mirujočem vagonu (v2 = 0). V času trka so vagoni v kratkem časovnem stiku, pri čemer ločimo dva časa: čas stiskanja in čas raztezanja. V času stiskanja vzmetnih paketov se zaradi sil na dotikalnih površinah (odbojnikih) vzmetni paketi vse bolj deformirajo. V tem času, ki traja od nekega začetnega časa t do t1, se povečuje sila F v odbojniku od sile prednapetja F do največje sile F ak (sl. 10). m s V času t so vzmetni paketi najbolj stisnjeni. Čas raztezanja traja od časa t do t2, ko vzmetni paket opravlja povratni gib. V času t se oba vagona gibljeta z enako hitrostjo cN v smeri normale. surface over the sliding plate. The elastomer mixture and the technology of binding the elastomer on the metal were developed at the R&D Institute of the Sava company in Kranj, Slovenia [7]. 2 CRASH TESTING OF BUFFERS In dynamic crash tests, unlike static tests, the loading curve is not prescribed, just the magnitude of the cumulative and damping work and the maximum permissible acceleration values. In addition, the force in the buffer must not exceed 1000 kN. The UIC regulations ([1] and [2]) also define the conditions under which measurements are recognised to be competent. Thus two rail vehicles (m1 and m2) were placed on a straight horizontal track with minimum rail defects. For the sake of safety the testing track was 1000 m long. In this way we could expect the vehicles to collide in the direction of the normal that connects the centres of gravity of both vehicles. The dynamics of the crash test can be theoretically described as a collision of two bodies [9]. The vehicle with mass m1 moves at velocity v1 towards the vehicle at rest (v2=0). During the collision the vehicles are in contact for a short time interval that consists of the contraction and the restitution time. During the contraction time the deformation of spring packages keeps increasing due to the forces acting on the contact surfaces (buffers). During this time interval, which lasts from the initial time (t0) to the time t1, the force F in the buffer increases from the prestressing force Fp to the maximum force Fmax (Fig. 10). Spring packages are maximally contracted at the time t1. The restitution time lasts from t1 to t2 when the spring package performs the recovery movement. In the time t1 both vehicles move in the direction of the normal at the same velocity cN. (sfinsjObJJiMiSicši] i stran 741 |^BSSITIMIGC J. Legat - N. Gubeljak - J. Predan: Razvoj in presku{anje - The Development and Testing F F maks dF ^ ' 71 7J \ dt F p t1 ^^-^^t2 0 stiskanje reztezanje t contraction restitution Sl. 10. Sprememba sile F na vzmetnem paketu v času stiskanja in raztezanja Fig. 10. Example of measured force F in the spring package during compression and decompression Parametri naletnega preskusa, to so pot, sila, hitrost in delo, so časovno odvisne spremenljivke, zaradi česar se podaja izraz za zakon o gibalni količini le v posameznem trenutku naleta. Komponenta zakona o gibalni količini v smeri normale je za oba vagona med stiskanjem (od t0 do t ) podana z enačbami: The parameters of the crash test (path, force, velocity and work) are time-dependent variables, so the expression for the momentum law is given for individual instants of the impact only. The component of the momentum law in the direction of the normal during the contraction time is expressed for both vehicles by the equations: dcN dv1 mr— + m1-— = F(t) dt dt dcN -dv2 m2 — - m2 — dt dt Podobno velja za čas raztezanja (t do t2): (14) F(t) (15). A similar situation applies to the restitution time (t1 to t2): d dv m1 cN -m1 1 =F(t) dt dt dcN dv1 -m2 — - m2 — = -F (t) dt dt (16) (17). Enačbe od (14) do (17) prikazujejo spremembo sile F(t) na obeh vozilih zaradi spremembe hitrosti med trkom. Med naletom in trkom se nenadzorovano porabi del kinetične energije naleta zaradi trenja v ležajih osnih dvojic ter trenja med kolesi in tiri, kakor tudi zaradi nihanj amortizerjev in ogrodja vozila. Zaradi tega je mogoče reološke lastnosti odbojnika določiti šele z neposredno meritvijo spremembe sile in pomika v odvisnosti od časa na samem odbojniku. Meritev na odbojniku se izvaja tako, da je sonda za silo postavljena med odbojnikom in ogrodjem vozila, medtem ko sonda pomika meri pomik med odbojno ploščo in pritrjenim ogrodjem odbojnika, kar je prikazano na sliki 11. S tem postopkom je mogoče neposredno opredeliti energijo, ki je potrebna za določen poves odbojnika, ter z meritvijo povratnega dela določiti delež izgube kinetične Equations (14) to (17) show the change in force F(t) due to velocity changes during the collision for both vehicles. During the collision a part of the kinetic energy is spent uncontrolled, which is ascribed to the friction in bearings and the friction between wheels and rails, and also to the oscillations of the vehicle body and shock absorbers. This is the reason why the rheological properties of the buffer can be determined only on the buffer by direct measurements of force and displacement as a function of time. For the measurements on the buffer the gauge for force measurements is placed between the buffer and the vehicle body, while the displacement gauge lies between the movable buffer plate and the fixed buffer body, as shown in Fig, 11. In this way it is possible to directly define the energy needed for a certain flexure (deflection) of the buffer. The kinetic energy loss is obtained with the help of reaction work measurements as the difference between the cumulative work and the restitution work. 2 SjTfiataleflMllflilrSO | | ^SSfiflMlGC I stran 742 J. Legat - N. Gubeljak - J. Predan: Razvoj in presku{anje - The Development and Testing energije kot razliko med celotnim in povratnim delom. Izgubljena kinetična energija pri stiskanju odbojnika je porabljena za deformacijo in razmreženje elastomera ter toplotno energijo trenja med ploščami in v samem elastomeru. Potrebno delo (W) za stiskanje vzmetnega paketa in s tem odbojnika se izračunava z numerično integracijo krivulje sila - pomik. Delo dušenja W se lahko določi kot razlika med celotnim in povratnim delom, oziroma se lahko določa enako kakor W , le da se upošteva numerična integracija v razponu od t1 do t2. Odbojnik odda povratno delo W v obliki kinetične energije, ki je izražena kot sprememba relativne hitrosti vozila po trku: The kinetic energy lost during buffer compression is spent for the deformation and de-crosslinking of the elastomer, and also for the heat energy of friction between the plates and in the elastomer. The work (We) needed for the contraction of the spring package and the buffer is calculated by the numerical integration of the force-displacement diagram. The work needed for damping (Wa) is determined as the difference between the cumulative work and the restitution work, or may be defined in the same way as We, only that the numerical integration is considered in the interval from t1 to t2. The buffer gives out the restitution work (Wp) in the form of kinetic energy, which is expressed as a change in the relative velocity of the rail vehicle after collision: Du Razmerje med relativno hitrostjo po trku Du = u2 -u1 in relativno naletno hitrostjo Dv = v1 -v2 pomeni koeficient trka k: = Dv Vrednost koeficienta trka je za popolnoma plastičen trk k=0, oziroma za popolnoma elastičen trk k=1. Naletno preskušanje železniških vagonov je izvajal Zavod za raziskavo materialov in konstrukcij -ZRMK pod nadzorom nosilca razvojne naloge -Fakultete za strojništvo Maribor, na delu proge med Ptujem in Moškanjci. Obe železniški vozili sta bili natovorjeni z bremenom nominalne mase 40 t (m = 40230 kg, m2 = 40125 kg) in opremljeni z razvitimi vzmetnimi paketi. Hitrost gibajočega se vagona (v1) pred trkom je bila merjena z dvema fotocelicama na referenčni razdalji. Sile, pomiki in pospeški so se merili z ustreznimi zaznavali. Sila je bila merjena s sondo Hotinger Baldwin Messtechnik-HBM 200C6A, z merilnim območjem do 2 MN in z natančnostjo ±0,5%. Pomik je bil merjen s sondo WA 100 z merilnim območjem do 100mm in natančnostjo ±1%. Ojačani signali (ojačevalnik HBM KWS 6A-5) iz zaznaval so se prek analogno-digitalnega pretvornika DAP 2400/6 zbirali z računalnikom. Povezovalna shema je prikazana na sliki 11. Posnete karakteristike odvisnosti sile in pomika od časa na enem odbojniku med naletom so za posamezne hitrosti naleta prikazane na slikah 12 do 15. Za vse posnete karakteristike na slikah 12 do 15 je značilno, da je čas stiskanja (čas doseganja najvišje sile med trkom) bistveno krajši od dolžine trajanja raztezanja povratnega giba, in sicer praviloma tako, da se z večanjem naletne hitrosti čas stiskanja znižuje ob hkrati daljšem trajanju celotnega trka, kar 2W„ (18). The ratio of the relative velocity after collision Du = u2 -u1 to the relative initial velocity Dv = v1 -v2 is presented by the coefficient of collision (k): u2 -u1 (19). The value of the collision coefficient for a plastic collision is k=0, and k=1 for an elastic collision. Crash testing of rail vehicles was performed by the ZRMK (Materials and Structure Testing Institute) under the supervision of the chief investigator of the Faculty of Mechanical Engineering in Maribor on the railway line between the towns Ptuj and Moškanjci. Both railway vehicles, equipped with the developed spring packages, were loaded by a cargo of nominal weight 40 t (m =40230 kg, m =40125 kg). The speed of the moving vehicle (v1) before collision was measured by two photocells at a reference distance. Forces, displacements and accelerations were measured by gauges. The force was measured by a Hotinger Baldwin Messtechnik 200C6A-type gauge, with a measuring range of up to 2MN and an accuracy of ±0.5%. The displacement was measured by a WA 100-type gauge, with a measuring range up to 100 mm and an accuracy of ±1%. Data acquisition of the amplified signals from the gauges was performed via an A/D converter (Fig. 11). The recorded characteristics of the time dependency of force and displacement on one buffer during the collision are given in Figs. 12 to 15 for individual velocities. It is typical of all the recorded characteristics shown in Figs. 12 to 15 that the contraction time (the time to reach the highest force during the collision) is substantially shorter than the time of restitution. As a rule, the contraction time decreases with increasing initial velocity, while the total collision time stran 743 bcšd00 J. Legat - N. Gubeljak - J. Predan: Razvoj in presku{anje - The Development and Testing Sonda za silo Sonda za pomik Load cell Displacement gauge Merilnik pospeška Acceleration gauge Vozilo z elastomernima vzmetnima paketoma Vehicle with elastomer spring packages Foto celice za meritev hitrosti _____ Photo cell for speed masuring ^Računalnik za zajemanje podatkov Recording of data by PC Sl. 11. Shematski prikaz razporeditve merilne opreme med izvajanjem naletnega preskusa Fig. 11. Schematic presentation of the measuring equipment during the crash test 800 kN v=8 km/h 700 600 - 500 F 400 F 1 .*"• *V s 300 It* "1* 200 100 70 60 50 40 30 20 10 0 mm 0 800 kN 700 600 500 F 400 300 200 100 0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5 t s Sl. 12. Posneta karakteristika pri hitrosti naleta v = 8 km/h Fig. 12. The recorded characteristic for initial velocity v=8 km/h v=10,3 km/h 70 mm 60 50 40 30 20 10 0 s 0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 t 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5 s Sl. 13. Posneta karakteristika pri hitrosti naleta v = 10,3 km/h Fig. 13. The recorded characteristic for initial velocity v=10,3 km/h 2 SnnataleflMllflilrSfl I I ^SSfiFlMlGC I stran 744 s J. Legat - N. Gubeljak - J. Predan: Razvoj in presku{anje - The Development and Testing kN F 800 700 600 500 400 300 200 100 0 v=12,5 km/h 1 * L I ¦ "V F s 70 60 50 40 30 20 10 mm 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 t 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5 s Sl. 14. Posneta karakteristika pri hitrosti naleta v = 12,5 km/h Fig. 14. The recorded characteristic for initial velocity v=12,5 km/h 800 kN 700 600 500 F 400 300 200 100 0 v=15,1 km/h 70 mm 60 50 40 30 20 10 0 s 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 t s Sl. 15. Posneta potek sile in pomika v odvisnosti od časa pri hitrosti naleta v = 15,1 km/h Fig. 15. The recorded force and displacement depending on time at initial velocity v=15,1 km/h je prikazano na sliki 16. Omenjena značilnost ima za posledico, da se pospešek z večanjem hitrosti naleta tudi zvišuje. Ker sta zajeta signala sile in pomika podana v istem času t, je iz posnetih karakteristk opazno, da je največja vrednost sile vedno dosežena nekaj časa pred največjim pomikom odbojnika. To je posledica velikih deformacij elastomera, pri katerih mrežne vezi postanejo šibke. Prav tako je ena od glavnih značilnosti posnetih karakteristik tudi dejstvo, da so krivulje, ki kažejo potek sile v odvisnosti od časa, bolj gladke od krivulj, ki prikazujejo časovni potek pomika. Narebričenost krivulj pomikov je posledica vibracij, ki jih merilnik pomika zaznamuje. Vibracije se med trkom prenašajo prek ogrodja vozila na drugi odbojnik in nasprotno. increases, as shown in Fig. 16. The consequence of this fact is that acceleration increases with increasing initial velocity. As the recorded force and displacement signals are given in the same time t, we can see from the characteristics that the highest force value is always reached slightly sooner than the highest displacement of the buffer. This is a consequence of high strains in the elastomer which weaken the crosslinking bonds. Another typical feature of the recorded characteristics is the fact that the curves showing the force depending on time are smoother than the curves showing the displacements depending on time. The chattering of displacement curves is ascribed to the vibrations recorded by the gauge. During the collision, vibrations travel over the framework of the rail vehicle to the buffers of the next vehicle, and vice versa. (sfinsjObJJiMiSicši] i stran 745 |^BSSITIMIGC s 0 0 J. Legat - N. Gubeljak - J. Predan: Razvoj in presku{anje - The Development and Testing 0,075 s 0,05 ¦ 0,025 + čas stiskanja time of contraction celotni čas naleta cumulative time of crash test .Of' Qi 0,5 s 0,4 0,3 8 km/h 10,3 km/h 12,5 km/h 15,1 km/h 0,2 Sl. 16. Čas trajanja stiskanja (t-t0) in celotnega trka (t-t0) pri različnih hitrostih naleta Fig. 16. The duration of contraction (t1 - t0) for different initial velocities Za določitev celotnega dela odbojnika med trkom, je treba izmerjene karakteristike vzmetnega paketa prikazati kot potek sile F v odvisnosti od pomika s. Odvisnost sila - pomik je za vsako hitrost posebej prikazana na slikah 17 do 20. Nihanja pomika med trkom imajo za posledico izrazita osciliranja krivulje dinamičnega obremenjevanja v vodoravni smeri, zaradi česar lahko določevanje dela kot integrala pod krivuljo F-s povzroči napako. Zaradi tega je bila posneta krivulja za pomik poenostavljena. Vrednosti za celotno delo so izračunane z integracijo približne krivulje in so podane v preglednici 1. Iz vrednosti povratnega dela vzmetnega paketa sta določena relativna hitrost vozil po trku In order to determine the cumulative work of the buffer during the collision, the measured characteristics of the spring package have to be expressed by the force F as function of the displacement s. The force/displacement relationship for individual velocities is shown in Figs. 17 to 20. Displacement variations occurring during the collision result in distinctive oscillations of the dynamic loading curve in the horizontal direction, which is the reason why the determination of work as an integral under the F-s curve may result in an error. Consequently, the recorded displacement curve was approximated. The values for cumulative work were calculated by the integration of the approximated curve (Table 1). The value of the restitution work of the spring package was used to calculate the relative velocity of kN F 800 700 600 500 400 300 200 100 0 ¦ 0 10 20 30 40 50 60 70 s mm Sl. 17. Karakteristika sila - pomik (F-s) pri hitrosti naleta v = 8 km/h Fig. 17. Force/displacement (F-s) characteristic at initial velocity v=8 km/h v=8 k m/h Wa/W c=42,8% ____________¦ - —'-1 *" -------------------------¦------------------------- i----------'----------1 ----------'----------1 -------------------------¦------------------------- i----------'---------- 2 SjTfiataleflMllflilrSO | | ^SsFvWEIK | stran 746 J. Legat - N. Gubeljak - J. Predan: Razvoj in presku{anje - The Development and Testing 800 kN 700 600 500 F 400 300 200 100 0 v=10,3 km/h Wa/Wc=34,5% -j^^ -~ ' i—'—i —¦—i -------'-------1 -----'------ 0 10 20 30 40 50 60 70 s mm Sl. 18. Karakteristika sila - pomik (F-s) pri hitrosti naleta v = 10,3 km/h Fig. 18. Force/displacement (F-s) characteristic at initial velocity v=10,3 km/h kN F 800 700 600 500 400 300 200 100 0 v=12,5 km/h Wa/Wc =35,2% ^^----- -----'------ -----'------ -----'----- 0 10 20 30 40 s 50 60 70 mm Sl. 19. Karakteristika sila - pomik (F-s) pri hitrosti naleta v = 12,5 km/h Fig. 19. Force/displacement (F-s) characteristic at initial velocity v=12,5 km/h kN F 800 700 600 500 400 300 200 100 v=15,1 km/h s* 'y^ Wa/ Wc=57,2% \ // --------'------1 ------'------1 ------'------1 ------'------1 0 10 20 50 60 70 mm 30 40 s Sl. 20. Karakteristika sila - pomik (F-s) pri hitrosti naleta v = 15,1 km/h Fig. 20. Force/displacement (F-s) characteristic at initial velocity v=15,1 km/h isfinKJObJJiMiSicšn i stran 747 \^BSSITIMIGC J. Legat - N. Gubeljak - J. Predan: Razvoj in presku{anje - The Development and Testing u2-u1 in koeficient trka k po enačbi (18). Izračunane vrednosti za povprečen pospešek mirujočega vozila in koeficienta trka s preostalimi značilnostmi razvitega vzmetnega paketa so podane v preglednici 1. vehicles after collision u2-u1 and the collision coefficient k following equation (18). The calculated values for the average acceleration of a vehicle at standstill (at rest) and the collision coefficient with the remaining characteristics of the developed spring package are given in Table 1. Preglednica 1. Izmerjene značilnosti razvitega vzmetnega paketa med naletnim prekusom Table 1. Measured characteristics of the developed spring package during collision test V1 km/h m/s 2,22 t2-t0 s 0,25 Fmaks kN 281 a/g Wc Wa Wa/ Wc 1,4 kJ kJ 5,0 10,3 I 2,86 0,30 421 2,1 9,4 3,2 34,5 0,785 0,274 12,5 I 3,47 0,33 554 2,8 11,8 4,2 35,2 0,875 0,252 15,1 I 4,19 I 0,44 I 784 I 4,0 I 25,0 I 14,1 I 56,2 I 1,047 I 0,249 I 2,1 % 42,8 u2-u1 m/s 0,535 K 0,241 3 SKLEP Z uporabo cenenega standardnega vzorca iz elastomera je mogoče definirati reološke parametre, potrebne za izračun deformacijskega dela in s tem v grobem oceniti primernost elastomera za izdelavo prototipa oz. za vgradnjo v odbojno napravo. Odstopanja med deformacijskim delom, izračunanim po modelu, in eksperimentalno izmerjenim delom so predvsem posledica razlike v vezavi površine elastomera med standardnim vzorcem in realnim vzmetnim elementom. Zaradi tega je treba, da so pogoji preskušanja standardnega vzorca, kolikor se le da podobni pogojem obremenjevanja in vezave na dejanskem vzmetnem elementu. Razvit vzmetni paket izpolnjuje pogoje v skladu s standardi UIC glede poteka statične obremenitvene karakteristike (sila -pot) ter velikosti celotnega in dušenega dela. Prav tako vzmetni paket izpolnjuje pogoje za dinamična naletna preskušanja po standardih UIC. Opravljeni naletni preskusi so pokazali, da je koeficient trka mogoče določiti le na podlagi neposrednih meritev na samem odbojniku, ker dejanski trk dveh natovorjenih železniških vozil spremljajo težje določljivi dinamični in geometrijski parametri. Iz primerjave časa dolžine stiskanja in raztezanja je mogoče sklepati, da odbojnik opravlja svojo vlogo blažilnika tako, da hitro akumulira energijo naleta ter nato počasi vrača del energije v obliki povratnega dela. Na temelju raziskave smo opazili, da razviti vzmetni paket nima vloge le vsrkati del energije naleta, temveč tudi preostali del energije povrniti v daljšem času, kar pa je doseženo z lastnostmi elastomera. Opravljena raziskava je pokazala, da je mogoče na temelju kombiniranja eksperimentalnih meritev in reološkega modela številsko oceniti primernost elastomera za vgradnjo v zelo obremenjene - naletne konstrukcijske sklope in s tem uspešno nadomestiti kovinske vzmetno-dušilne elemente z elastomerom. 2 SjTfiataleflMllflilrSO | | ^SSfiFlMlGC I stran 748 3 CONCLUSION It is possible to define the rheological properties needed to calculate the deformation work by the use of a standard inexpensive elastomer specimen, and thus to evaluate the suitability of the elastomer for the development of a prototype spring package installed in a buffer. The deviation of the by-the-model calculated deformation work from the experimentally measured work is mainly a consequence of the difference in the binding of the elastomer surface in the case of the standard specimen and in the real spring element. For this reason it is imperative that the testing conditions of the standard specimen be as similar as possible to the loading and binding conditions of the real spring element. The developed spring package satisfies the requirements of the UIC standards regarding the static loading characteristic (force-path) and the magnitude of the cumulative and damping work. It also complies with the UIC dynamic crash testing standards. The performed crash tests have shown that it is possible to determine the collision coefficient only by direct measurements on the buffer, which is explained by the fact that a real collision of two loaded vehicles is accompanied by dynamic and geometric parameters that are harder to determine. A comparison of the duration of contraction and restitution reveals that the buffer accumulates the crash energy quickly and then slowly returns a part of the energy in the form of restitution work. It is evident from the performed research that the developed spring package not only absorbs a part of the collision energy, but also recovers the non-absorbed part of the energy over a longer period of time, which is a consequence of the properties of the elastomer. The performed research has also shown that by combining experimental measurements and the rheological model it is possible to quantitatively evaluate the suitability of the elastomer for installation into highly loaded crash-subjected parts, and to efficiently replace metal springs with elastomer elements. J. Legat - N. Gubeljak - J. Predan: Razvoj in presku{anje - The Development and Testing ZAHVALA Pričujoči prispevek prikazuje le del dejavnosti, ki so potekale pri raziskovalnem projektu ”Razvoj, izdelava prototipa in preskušanje odbojnika za železniška vozila” (42-0909-795), v okviru raziskovalnega projekta Minstrstva za znanost in tehnologijo, ki so ga sofinancirale Slovenske železnice, RTI Sava Kranj in Tovarna vzmeti Ptuj. Avtorji se prav tako iskreno zahvaljujejo sodelavcem pri projektu mag. Andreju Jereletu in spec. Janezu Pičerku za njun prispevek k uspešnem delu pri omenjeni nalogi, kakor tudi RTI Sava Kranj pri dejavni vključitvi v razvoj, pripravo in izdelavo elastomera. ACKNOWLEDGEMENT The presented paper describes only a part of the research work performed within the research project “Development and Testing of Prototype Buffers for Railway Vehicles” (No. 42-0909-795). The authors wish to thank the Ministry of Science and Technology of Slovenia, the Slovenian Railway Company R&D Sava in Kranj and Tovarna vzmeti in Ptuj for their financial support. The authors also wish to thank Mr. Andrej Jerele and Mr. Janez Pičerko for their successful cooperation on the project, and to the R&D Sava company in Kranj for their activities in the development and preparation of the elastomer. 4 LITERATURA 4 REFERENCES [1] UIC 526-1 (1981) Guterwagen - Puffer mit 100 mm Hub. Internationaler Eisenbahnverband. [2] UIC 827-2 (1981) Technische Lieferbedingungen fur stahlerne Pufferfederringe. [3] Beatty, M.F., D.O. Stalnaker (1986) The Poisson function of finite elasticity. Jour. Applied Mechanics, Vol. 53, 807-813. [4] Truesdell, C, W. Noll, The nonlinear field theories of mechanics. Flugge 's Handbuch der Physik, Vol. III/3, 139-141, 153-158 and 317-319. [5] Blatz, P. J., W.L. Ko, Application of finite elasticity theory to the deformation of rubbery materials. Transaction of the Society of Rheology, Vol. 6, 223-251. [6] Legat, J., N. Gubeljak, Č. Primec, J. Pičerko (1994) Razvoj, izdelava prototipa in preizkušanje odbojnika za železniška vozila 42-0909-795. Končno poročilo. [7] Jerele, A. (1994) Delovno poročilo o preizkusih v RTI Sava Kranj. [8] Gubanc, M., P Murih, Z. Šusterič, A. Šebenik (1996) Vpliv mehčanja in zamreževanja naravnega kavčuka na dušenje vulkanizatov Sava Kranj, Razvojno tehnološki inštitut, Univerza v Ljubljani, FKKT [9] Jecič, S. (1989) Mehanika II, Kinematika in dinamika, Školska knjiga Zagreb. Naslov avtorjev: prof.dr. Janko Legat doc.dr. Nenad Gubeljak Jožef Predan Fakulteta za strojništvo Univerza v Mariboru Smetanova 17 2000 Maribor Authors’ Address: Prof.Dr. Janko Legat Doc.Dr. Nenad Gubeljak Jožef Predan Faculty of Mechanical Engineering University of Maribor Smetanova 17 2000 Maribor, Slovenia Prejeto: Received: 5.8.1999 Sprejeto: Accepted: 20.12.2000 (sfinsjObJJiMiSicši] i stran 749 |^BSSITIMIGC © Strojni{ki vestnik 46(2000)11/12,750-761 © Journal of Mechanical Engineering 46(2000)11/12,750-761 ISSN 0039-2480 ISSN 0039-2480 UDK 62-155:620.178.3 UDC 62-155:620.178.3 Izvirni znanstveni ~lanek (1.01) Original scientific paper (1.01) Analiza vibracij gonilnika turbopuhala An Analysis of Turbocharger Impeller Vibrations Mihael Sekav~nik V prispevku so predstavljeni rezultati eksperimentalnih raziskav lastnih nihanj lopatic turbopuhala. Za vzbujanje strukture gonilnika turbopuhala (sestavljeni sistem lopatice-disk) sta bili uporabljeni impulzna motnja in akustično harmonsko vzbujanje. Odziv sistema je bil merjen z merilniki pospeškov, prilepljenimi na lopaticah gonilnika. Za določitev razmernika dušenja je bila uporabljena metoda logaritemskega zmanjševanja. Meritve so pokazale, da se lopatice na motnje odzivajo najbolj intenzivno (največje amplitude) z upogibnimi lastnimi nihanji, ki pripadajo prvi lastni obliki. V izmerjenih odzivih so bili ocenjeni razmerniki dušenja. Izkazalo se je, da je razmernik dušenja za prve lastne oblike pri obeh načinih vzbujanja enak in konstanten d = 5E -05. Razmerniki dušenja za preostale lastne oblike nihanj so za velikostni razred večje. Analiza dinamičnih karakteristik lastnih nihanj lopatic s prvo lastno obliko nakaže možnosti numeričnega modeliranja mehanizmov dušenja, ki bi omogočilo simuliranje obratovanja v resonanci in njeni bližini. © 2000 Strojniški vestnik. Vse pravice pridržane. (Ključne besede: turbopuhala, gonilniki, analize vibracij, dušenje vibracij) The paper presents the results of experimental studies of natural vibrations of turbocharger blades. In order to excite the structure of a turbocharger impeller (composite blade-disc system), impulse disturbance and acoustic harmonic excitation were used. The response of the system was measured using acceler-ometers attached to the impeller blades. The logarithmic decrement method was used to determine the damping ratio. Measurements showed that the blades are most responsive (the largest amplitudes) to disturbances with bending natural vibrations, classified as the first mode. The damping ratia were estimated from the measured responses. It turned out that the damping ratio for the first free form is equal and constant for both excitation methods: d = 5E -05. The damping ratia for other free forms of the oscillations were greater by one order of magnitude. The analysis of the dynamic characteristics of the blades’ natural vibrations with the first free form indicated possibilities for numerical modeling of damping mechanisms that would enable the simulation of operation at, or near, resonance frequency. © 2000 Journal of Mechanical Engineering. All rights reserved. (Keywords: turbocharger, impellers, vibration analysis, vibrations damping) 0 UVOD Lopatice gonilnikov modernih turbinskih strojev postajajo zaradi aerodinamičnega optimiranja čedalje tanjše, zaradi česar so izpostavljene vse večjim statičnim in še zlasti dinamičnim, mehanskim obremenitvam. Mehanske poškodbe zaradi utrujanja gradiva ali celo trenutni lom konstrukcije so najpogosteje posledica dinamičnih obremenitev, povzročenih zaradi vibracij lopatic. Te so lahko vzbujane z različnimi mehanizmi, to so: izsrednost rotorja, neustaljene aerodinamične sile, turbulenca in akustična resonanca [1]. Zaradi velikega vpliva značilnosti geometrijskih oblik turbinskega gonilnika na njegovo dinamično obnašanje so bili v dosedanjih raziskavah razviti in uporabljeni različni modeli in 0 INTRODUCTION The impeller blades used in modern turbomachinery are being produced in increasingly thinner form due to the demands of aerodynamic optimisation. A consequence of this is that blades are being subjected to increasing static, and especially dynamic, mechanical loads. Mechanical damage resulting from material fatigue or even the instantaneous fracture of the structure are most frequently the result of dynamic loads caused by the blade vibrations. These can be created by various mechanisms such as rotor eccentricity, nonstationary aerodynamic forces, turbulence and acoustic resonance [1]. Due to the large influence of the geometric characteristics of turbine impellers on their dynamic behavior, various 2 jgnnatafcflMliflilrSO | | ^SsFvWEIK | stran 750 M. Sekav~nik: Analiza vibracij gonilnika - An Analysis of Impeller Vibrations numerične metode za popis dinamičnih lastnosti konstrukcije ([2] do [4]). V nasprotju z vitkimi, elastičnimi lopaticami v aksialnih turbinskih strojih (npr. aksialni kompresorji ali nizkotlačne stopnje parnih in plinskih turbin), so lopatice v turbopuhalih izpostavljene vibracijam z visokimi frekvencami in majhnimi amplitudami, zaradi cesar je vpliv samovzbujevalnih učinkov zanemarljivo majhen [2]. Omeniti velja, da kljub majhnim amplitudam pomikov lopatic, lahko napetosti dosežejo precejšnje vrednosti. Pri obravnavi vibracij so poleg vzbujevalnih sil pomembni tudi mehanizmi dušenja, zlasti v področju resonance in njeni okolici. Pri turbinskih strojih razlikujemo tri vrste dušenja: - strukturno dušenje, - sistemsko dušenje in - aerodinamično dušenje. Strukturno dušenje predstavlja različne disipacijske procese v materialu. Pri tem se napetostna in kinetična energija vibrirajočega sistema spreminja v toploto. Za modeliranje sestavljenih sistemov lopatice - disk je ta vrsta dušenja najpomembnejša. Analizirano in predlagano je bilo nekaj primernih metod za identifikacijo parametrov dušenja in modeliranja, ki temeljijo na poznavanju lastnih nihanj konstrukcije ([3] in [4]). Sistemsko dušenje se pojavlja na spojih posameznih elementov konstrukcije. Določa ga disipacija energije zaradi trenja in strižnih učinkov na površinah med posameznimi sestavnimi deli konstrukcije (npr. v korenskem spoju lopate in gredi). V primerjavi z vzdolžnimi in torzijskimi vibracijami gredi turbine, je tovrstno dušenje pri vibracijah lopatic nepomembno. Aerodinamično dušenje se pojavlja kot posledica interakcije konstrukcije (lopatice) in obtekajočega toka tekočine. Ta je tem večja, čim večje so amplitude deformacij vibrirajočih lopatic. Pri aksialnih kompresorjih in nizkotlačnih stopnjah plinskih in parnih turbin so deformacije lopatic zaradi njihove vitkosti razmeroma velike, zato je treba aerodinamično dušenje upoštevati. Nasprotno pa so lopatice na gonilniku turbopuhala kratke in zato izpostavljene vibracijam z zelo majhnimi amplitudami. V tem primeru je vpliv aerodinamičnega dušenja prav tako zanemarljivo majhen. Raziskava je osredotočena na eksperimentalno določevanje odzivov sestavljenega sistema lopatice - disk na motnje in na oceno pripadajočih razmernikov dušenja. Gonilnik, ki je predmet raziskave, ima premer 130 mm in ima 11 lopatic (sl. 1). Izdelan je iz temperaturno obstojne nikel-kromove zlitine INCONEL 713 LC, ki ima naslednjo sestavo: Ni (76%), Cr (17%) in Fe (7%). Vroči izpušni plini vstopajo v gonilnik skozi spiralni okrov brez lopatic models and numerical methods for the description of the dynamic properties of the structure have been developed and used in research ([2] to [4]). As distinct from the thin, elastic blades in axial turbomachinery (e.g. axial compressors or low-pressure stages of steam and gas turbines), the blades in turbochargers are exposed to high-frequency small-amplitude vibrations, making the influence of self-excitation effects negligible [2]. It should be mentioned that in spite of the small blade-displacement amplitudes, the stresses can be very high. In addition to the excitation forces, damping mechanisms are also important for the study of vibrations, especially at, or near, resonance frequencies. Three types of damping can be distinguished in turbomachinery: - structural damping, - system damping, - aerodynamic damping. Structural damping includes various dissipation processes within the material. The strain and kinetic energy of the vibrating system is converted to heat. This type of damping is the most important for the modeling of composite blade-disc systems. A few suitable methods based on the knowledge of free-structure vibrations were analysed and proposed for the identification of damping and modeling parameters ([3] and [4]). System damping occurs at the joints between individual elements of a structure. It is determined by the energy dissipation due to friction and shear forces on the surfaces between individual components of the structure (e.g. at the base of the joint between the blade and the shaft). In contrast to longitudinal and torsional vibrations in turbine shafts, such damping is insignificant for blade vibrations. Aerodynamic damping occurs as a result of the interaction between the structure (blade) and the fluid flow surrounding it. It increases in proportion to the displacement amplitudes of the vibrating blades. In axial compressors and low-pressure stages of gas and steam turbines, blade deformations are relatively large due to their thinness, therefore aerodynamic damping has to be taken into account. On the other hand, the blades of turbocharger impellers are short and are thus subjected to vibrations with very small amplitudes. In this case, the influence of aerodynamic damping is also negligible. Our research focused on the experimental determination of the responses of a composite blade-disc system to disturbances and the assessment of the corresponding damping ratios. The impeller which is the subject of this research has a diameter of 130 mm and 11 blades (Figure 1). It was produced from a heat-resistant nickel-chromium alloy, INCONEL 713 LC, which has the following composition: Ni (76%), Cr (17%), Fe (7%). Hot exhaust gases enter the impeller through a spiral cas- | lgfinHi(š)bJ][M]lfiF;?n 00 stran 751 I^BSSIfTMlGC M. Sekav~nik: Analiza vibracij gonilnika - An Analysis of Impeller Vibrations s krožnim prečnim prerezom. Glavni obratovalni podatki so: - največja vstopna temperatura 1020 K, - največji masni tok 1 kg/s, - tlačno razmerje 3,5, - največja krožna frekvenca 60 000 min-1. ing without blades and with a circular cross-section. The basic operating data are as follows: - max. inlet temperature: 1020 K, - max. mass flow: 1 kg/s, - pressure ratio: 3.5, - max. rotating speed: 60,000 rpm. Sl. 1. Gonilnik turbopuhala z 11 lopaticami Fig. 1. Turbocharger impeller with 11 blades V prejšnji raziskavi [5] je bila z metodo končnih elementov izvedena numerična analiza dinamičnega obnašanja obravnavanega gonilnika. S pomočjo modalne analize so bile izračunane lastne frekvence rotorja. Poudarek je bil na določevanju tistih lastnih oblik, pri katerih so lopatice upogibno nihale. Številu lopatic ustrezno je bilo izračunanih 11 različnih lastnih frekvenc, pri katerih so lopatice nihale upogibno z vozlom v korenu lopatic. Ta nihanja so v nadaljevanju imenovana s skupnim pojmom 1. lastna oblika. Lastna nihanja s 1. lastno obliko se med seboj razlikujejo s številom t.i. vozelnih črt po premeru gonilnika (imenovanih tudi vozelni premeri), ki razmejujejo lopatice, nihajoče v protifazi. V zgoraj omenjenem modelu dušenje ni bilo upoštevano. Pri numeričnem simuliranju resonance tak model odpove, saj se amplitude s časom zvečujejo v neskončnost. Znano pa je, da se v obratovalnem območju krožnih frekvenc radialnih turbopuhal pojavlja več resonanc. V literaturi [6] so predstavljeni zanimivi podatki o meritvah vibracij lopatic gonilnika turbopuhala v celotnem obratovalnem območju v dejanskih obratovalnih razmerah. Pri teh raziskavah je bila uporabljena tehnika merjenja dinamičnih sil z visokotemperaturnimi uporovnimi lističi, prilepljenimi na lopatico gonilnika. Pri tem je bil signal prenesen z rotirajočega se rotorja z uporabo enokanalnega telemetrijskega sistema. Pokazano je bilo, da se v In a previous study [5], the finite-element method was used to perform the numerical analysis of the impeller’s dynamic behaviour. The rotor’s free frequencies were calculated using modal analysis. Emphasis was on determining those free forms in which the blades oscillated by bending. In accordance with the number of blades, 11 different free frequencies were calculated in which the blades experienced bending vibrations with the node at the blade root. Later on, these oscillations were jointly named the “first free form”. Natural vibrations with the first free form differ in the number of node lines along the impeller diameter (also called nodal diameters), which delimit the blades oscillating in counterphases. Damping was not taken into account in the above-mentioned model. Such a model fails in the numerical simulation of resonance, since amplitudes increase to infinity over time. It is known, however, that several resonant frequencies occur within the operating range (circular frequencies) of radial turbochargers. The literature [6] presents interesting data on measurements of turbocharger impeller-blade vibrations over the entire operating range under actual operating conditions. In this research, the technique of measuring dynamic forces using highly temperature-resistant rods attached to the impeller blade was used. The signal was transferred from a rotating rotor using a single-channel telemetry system. It was shown that several resonances occur in the turbo- gfuT^dfcfflMlSKn | ^BSfiTTMlliC | stran 752 00-11/12 M. Sekav~nik: Analiza vibracij gonilnika - An Analysis of Impeller Vibrations obratovalnem območju turbopuhala pojavlja več resonanc, ki so bile vrisane v Campbellov diagram. Dušenje turbinskih lopatic je bilo predmet eksperimentalnih raziskav različnih avtorjev. Velika večina prispevkov se zaradi njihove razširjenosti nanaša na lopatice aksialnih turbinskih strojev. Te so izdelane posamično in ločeno vpete v turbinsko kolo, zato eksperimentalni podatki vsebujejo informacijo tako o strukturnem kakor tudi o sistemskem dušenju. V literaturi [2] so zbrani rezultati podrobnih raziskav dušenja lopatic nizkotlačnega gonilnika aksialne, parne turbine. Predmet raziskav je bila določitev soodvisnosti dušenja, amplitude vibracij, geometrijske oblike lopatic, vzdolžne obremenitve lopatic, oblike nihanja, gradiva in tokovnega polja. Rezultati kažejo, da imajo na dušenje pretežni vpliv histerezni pojavi (strukturno dušenje), medtem ko trenje na korenskih spojih lopatic, kakor tudi tokovno polje zanemarljivo malo prispevata k celotnemu dušenju. Glavni nameni teh raziskav so bili: - s preskusi določiti lastnosti strukturnega dušenja nihanja lopatic pri lastnih nihanjih lopatic gonilnika (upogibna nihanja lopatic sistema lopatice - disk); - določiti obliko lastnega nihanja, ki pripada najmanjšemu dušenju; - z metodo logaritemskega dekrementa oceniti velikost razmernika dušenja, in sicer z različnimi načini vzbujanja lastnih nihanj. 1 DOLOČANJE DISIPACIJE ENERGIJE ZARADI DUŠENJA Za določitev velikosti strukturnega dušenja smo opravili meritve odziva turbinskih lopatic na začetno motnjo. Meritve so bile opravljene na gonilniku brez okrova v atmosferskih razmerah v laboratoriju. Merilni sistem je bil sestavljen iz štirih merilnikov pospeškov (Briiel & Kjajr, frekvenčno območje do 80 kHz) in pripadajočih nabojnih predojačevalnikov Izmerjeni signali so bili posneti na računalnik s pomočjo 4-kanalne 16-bitne merilne kartice. Ločljivost zbiranja rezultatov je bila nastavljena na 80 kHz. Merilni sistem in sistem za zbiranje podatkov sta prikazana na sliki 2. Časovni signali odzivov so bili sočasno merjeni na 4 od 11 lopatic. Slika 3 prikazuje namestitev merilnikov pospeškov. Razvidno je, da sta bila uporabljena dva para merilnikov pospeškov - prvi z maso 0,2 g in drugi z maso 2 g. Merilno območje vseh merilnikov pospeškov je za velikostni razred večje od izračunanih lastnih frekvenc sestavljenega sistema lopatice - disk [5]. Mesto namestitve merilnika pospeškov na lopatici je bilo izbrano s poprejšnjo numerično analizo lastnih nihanj, in sicer na mestu največjih deformacij (in pospeškov) pri lastnih nihanjih s 1. lastno obliko. S charger operating range, and these were drawn on a Campbell diagram. The damping of turbine blades has been the subject of experimental research by various authors. A large majority of the contributions refer to the blades of axial turbomachinery, because of their widespread use. These blades are produced individually and attached to the turbine wheel separately, so experimental data contains information on both structural and system damping. The literature [2] states the collected results of a detailed study of damping of the blades of low-pressure impellers in axial steam turbines. The subject of this research was the determination of the interdependence of damping, vibration amplitude, blade geometry, axial blade loads, type of oscillation, material and flow field. The results indicate that hysteresis phenomena (structural damping) have a predominant influence on damping, while friction at the blade-root joints and the flow field contribute negligibly to the total damping. The main objectives of this study were: - to experimentally determine the properties of structural damping of blade oscillations during free impeller-blade oscillations (bending oscillations of the blades in a blade-disc system); - to determine the type of free oscillation which corresponds to the lowest amount of damping; - using the logarithmic decrement method, to assess the magnitude of the damping ratio using various methods to excite natural vibrations. 1 DETERMINATION OF ENERGY DISSIPATION DUE TO DAMPING In order to determine the magnitude of structural damping, we performed measurements on turbine-blade response to the initial disturbance. The measurements were performed on an impeller without a casing under atmospheric conditions in the laboratory. The measurement system consisted of four accelerometers (Briiel&Kjajr, frequency range up to 80 kHz) and matching signal pre-amplifiers. The measured signals were recorded on a computer using a 4-channel 16-bit measurement card. The resolution of the data acquisition was set to 80 kHz. The measurement system and the data acquisition system are shown in Figure 2. The time signals of the responses were measured simultaneously on 4 of the 11 blades. Figure 3 shows the positions of the accelerometers. Two pairs of accelerometers were used - the first pair with a mass of 0.2 g and the second pair with a mass of 2 g. The measurement range of all the accelerometers was greater than the calculated free frequencies by one order of magnitude of the composite blade-disc system [5]. The position of the accelerometer on the blade was selected with the aid of a previous numerical analysis of the natural vibrations, i.e. at the location of the largest strains (and accelerations) in natural vibrations of the first free form. | lgfinHi(š)bJ][M]lfiF;?n 00 stran 753 I^BSSIfTMlGC M. Sekav~nik: Analiza vibracij gonilnika - An Analysis of Impeller Vibrations Sl. 2. Preskuševališče in merilni sistem za merjenje odziva gonilnika na impulzno motnjo: 1 - gonilnik z gredjo; 2 - primež z vpenjalno glavo; 3 - merilnik pospeškov (eden od štirih); 4 - nabojni predojačevalniki; računalnik z merilno kartico in programsko opremo za zbiranje in obdelavo izmerjenih podatkov Fig. 2. Test rig and the measurement system for measuring impeller response to impulse disturbances: 1 - impeller with shaft; 2 - clamp with clamping head; 3 - accelerometer (one of four); 4 - signal pre-amplifiers; computer with measurement card and software for acquisition and processing of measured data poprejšnjimi meritvami je bil preverjen vpliv mase na lastna nihanja lopatic obeh uporabljenih tipov merilnikov pospeškov. Rezultati kažejo zanemarljivo majhna odstopanja pri meritvi lastne frekvence, ki se zelo dobro ujema z izračunanimi. Pri meritvah odzivov sta bila uporabljena dva različna načina vzbujanja: - impulzno in - harmonsko-akustično vzbujanje. Preliminary measurements verified the influence of mass on the free blade oscillations in both types of acceler-ometer. The results show negligible deviations in the measurement of free frequency, which compares very well with the calculations. Two types of excitation were used in the measurement of responses: - impulse, - harmonic–acoustic excitation. Sl. 3. Pritrditev pospeškomerov na lopatice gonilnika Fig. 3. Attachment of accelerometers to impeller blades 2 jgnnataieflMliflilrSO | | ^SSfiflMlGC | stran 754 M. Sekav~nik: Analiza vibracij gonilnika - An Analysis of Impeller Vibrations Ker vibracije lopatic povzročajo rezultirajoče dinamične sile pretežno v obodni smeri gonilnika, je treba preprečiti rotacijo osi z dovolj togim vpetjem v vpenjalno pripravo (primež s podstavkom). Prav tako so bile, v izogib kakršnimkoli vplivom interakcije dinamičnih lastnosti merilnega mesta (podstavka s primežem) z gonilnikom kot merjenim objektom, izmerjene lastne frekvence merilnega mesta samega. Rezultati so pokazali, da so le-te za dva velikostna razreda manjše od analiziranih lastnih frekvenc gonilnika. 2 OCENA METODE ZA DOLOČITEV RAZMERNIKA DUŠENJA Teoretično ozadje temelji na lastnem harmonskem nihanju sistema z eno prostostno stopnjo [7]. Razmernik dušenja, ki je vpeljan v različne modele dušenja za uporabo metode končnih elementov, je določen kot razmerje med ekvivalentnim viskoznim dušenjem sistema in kritičnim dušenjem: Since blade vibrations cause dynamic forces primarily in the tangential (circumferential) direction of the impeller, axis rotation needs to be prevented by a sufficiently rigid attachment to the clamping device (vice with stand). In addition, in order to avoid any influence of the interactions between the dynamic properties of the measurement site (vice with stand) with the impeller as the measured object, the free frequencies of the measurement site itself were measured. The results show that these were smaller by two orders of magnitude than the analysed free frequencies of the impeller. 2 ASSESSMENT OF THE METHOD FOR DETERMINING THE DAMPING RATIO The theoretical background is based on free harmonic oscillation of the system with a single degree of freedom [7]. The damping ratio which was introduced into various damping models for the use of the finite-element method was determined as a ratio between equivalent viscous damping of the system and critical damping: 8 = (1). Pogost primer v tehnični praksi je, da je dušenje sistema zelo majhno, zato se frekvence lastnih nihanj dušenega in nedušenega sistema le neznatno razlikujejo. Razmernik dušenja se v tem primeru da izpeljati iz logaritemskega dekrementa: A case frequently encountered in engineering practice is that the damping of the system is very small, therefore the frequencies of the natural vibrations of a damped and undamped system differ insignificantly. In this case it is possible to derive the damping ratio from logarithmic decrement: S« 2% (2), kjer je logaritemski dekrement D naravni logaritem where the logarithmic decrement D is the natural loga- razmerja sosednjih amplitud harmoničnega dela rithm of the ratio between adjacent amplitudes of the odziva sistema: harmonic part of the system’s response: D = ln Logaritemski dekrement je bil za izmerjene signale izračunano z uporabo diskretne Fourierjeve transformacije (DFT) na ekvidistantnih intervalih signala. Kot merilo za srednjo amplitudo na intervalu je vzeta vektorska vsota koeficientov realnega in imaginarnega dela Fourierjeve vrste pri 1. lastni frekvenci (z največjo vsebnostjo v signalu). Na ta način se logaritemski dekrement izrazi iz enačbe: (3). For the measured signals, the logarithmic decrement was calculated using the discrete Fourier transformation (DFT) on equidistant signal intervals. As a criterion of mean amplitude on the interval we used the vector sum of the coefficients of the real and imaginary part of the Fourier series at the first free frequency (with the highest content in the signal). In this way the logarithmic decrement can be expressed by the following equation: D = ln (4), kjer sta ai in ai+1 srednji amplitudi dveh zaporednih where ai and ai+1 are the mean amplitudes of two intervalov merjenega signala. successive intervals of the measured signal. (SfinsjBJbJJIMlSlCšI] I stran 755 |^BSSITIMIGC kr M. Sekav~nik: Analiza vibracij gonilnika - An Analysis of Impeller Vibrations Sl. 4. Značilni signal odziva lopatice na impulzno motnjo (zgoraj) in pripadajoči spektrogram (spodaj) Fig. 4. Characteristic signal of blade response to an impulse disturbance (above) and corresponding spectrogram (below) 3 REZULTATI MERITEV 3.1 Impulzno vzbujanje Frekvenčna razstavitev impulznega signala pokaže širok frekvenčni spekter, zato je ta način vzbujanja primeren za vzbujanje lastnih nihanj v širokem frekvenčnem pasu. Izvajan je bil z udarci kovinske palice po merjeni konstrukciji. Preskušeno je bilo več načinov vpetja turbinskega gonilnika v vpenjalno glavo in različna mesta izvajanja vzbujanja. Iz analize dobljenih rezultatov je bila za vse različice ugotovljena enaka frekvenčna vsebnost signalov, vendar se je izkazalo, da vpetje, kakor je prikazano na sliki 3, omogoča najboljše rezultate. Na sliki 4 je prikazan izmerjeni signal odziva lopatic na impulzno motnjo in njegov spektrogram. Impulzna motnja vzbudi lastne 3 RESULTS OF MEASUREMENTS 3.1 Impulse excitation The frequency decomposition of an impulse signal shows a broad spectrum of frequencies, therefore this method of excitation is suitable for exciting natural vibrations over a wide frequency band. It was performed by hitting the measured structure with a metal bar. Several methods for clamping the turbine impeller in the clamping head and various places at which excitation was performed were tested. The analysis of the obtained results showed that all the variants had the same frequency signal content, but it turned out that the clamping method presented in Figure 3 afforded the best results. Figure 4 shows the measured signal of the blade response to an impulse disturbance and corresponding spectrogram. Impulse disturbances excite the free fre- 2 isnnataieflMliflilrSO | | ^SSfiflMlGC | stran 756 M. Sekav~nik: Analiza vibracij gonilnika - An Analysis of Impeller Vibrations frekvence celotne konstrukcije (gonilnika z gredjo) v širokem frekvenčnem območju. Po pričakovanjih je večina močneje dušenih, zato se v začetnem delu odziva zelo hitro iznihajo (sl. 5, interval A), kar se lepo vidi tudi iz spektrograma na sliki 4 spodaj. V nadaljevanju signala prevladuje samo še lastna frekvenca z najmanjšim dušenjem, ki pripada 1. lastni obliki: 9,84 kHz. Lastna nihanja višjih redov sistema lopatice - disk imajo za velikostni razred večje dušenje od nihanj v 1. lastni obliki, zato v resonanci amplitude teh nihanj lopatic niso kritične. Začetni deli signalov, ki imajo vsebnost lastnih frekvenc višjih redov, so bili zatorej izločeni iz analize. Diagram na sliki 5 prikazuje časovno odvisnost sočasno merjenih amplitud lastnih nihanj s 1. lastno obliko za 4 sosednje lopatice (pr. sliko 3). Signal je zajet v časovnem intervalu 5 s, v katerem so izmerjeni celotni odzivi na tri zaporedne impulzne motnje. V logaritemski skali ima potek amplitud (oznaka a) linearno naravo (sl. 5, interval z oznako B) z enakim nagibom za vse merjene lopatice. Za opazovano 1. lastno obliko je razmernik dušenja konstanten in znaša: d = 5 E-05. Ta ugotovitev ima dvojni pomen: - Dušenje vibracij sestavljenega sistema lopatice - disk s 1. lastno obliko je ustrezno popisano z razmernikom viskoznega trenja, kar omogoča primerno uporabo uveljavljenih modelov dinamičnega dušenja, temelječih na sistemu z eno prostostno stopnjo. - Signali vseh štirih merilnikov pospeškov se ujemajo (izmerjena lastna frekvenca in razmernik dušenja), kar dokazuje, da so mase merilnikov pospeškov samih dovolj majhne, da zanemarljivo malo vplivajo na dinamično obnašanje lopatic. 3.2 Harmonsko akustično vzbujanje Drugi način vzbujanja je bil izveden z akustično metodo. V ta namen so bili za vzbujanje uporabljeni: frekvenčni generator kot izvor električnega signala, ojačevalnik in zvočnik s primerno frekvenčno karakteristiko (sl. 6). Frekvenca in oblika (harmonska) signala sta bili nastavljeni s frekvenčnim generatorjem. Z uporabo 4-kanalnega digitalnega osciloskopa so bile najprej zaznane lastne frekvence gonilnika. Odzivi nihanja merjenih lopatic se tako po frekvenci, kakor tudi po obliki dobro ujemajo s signalom vsiljenega nihanja (akustičnega signala). Za vsako resonanco je potekalo snemanje signala takole: - Po ugotovitvi resonance (lokalni maksimum amplitude merjenega odziva), se je začela meritev. quencies of the entire structure (impeller and the shaft) over a wide frequency band. As expected, most of them are strongly damped, therefore in the initial part of the response they dissipate very rapidly (see also Figure 5, interval A), which can also be seen nicely from the spectrogram in Figure 4. Later on in the signal, only the free frequency with the smallest damping predominates, which belongs to the first free form: 9.84 kHz. Natural vibrations of higher orders of the blade-disc system have greater damping, by an order of magnitude higher than the natural vibrations in the first free form, therefore at resonance frequency the amplitudes of these blade oscillations are not critical. The initial part of the signals, which contained free frequencies of higher orders, were therefore eliminated from the analysis. The diagram in Figure 5 shows the time dependence of simultaneously measured amplitudes of natural vibrations with the first free form for 4 adjacent blades (cf. Figure 3). The signal occurs within a time interval of 5 s, during which the entire responses to three consecutive impulse disturbances were measured. On the logarithmic scale, the course of amplitudes (a) is linear (Figure 5, interval designated B) with the same slope for all the measured blades. For the observed first free form, the damping ratio is constant and amounts to d = 5 E-05. This finding has a twofold meaning: - The damping of vibrations of a composite blade-disc system with the first free form is described satisfactorily by the viscous friction ratio, which enables the convenient use of the established models of dynamic damping based on a system with one degree of freedom. - The signals of all four accelerometers agree (the measured free frequency and the damping ratio), which proves that the masses of the accelerometers themselves are sufficiently small so as to have a negligible effect on the dynamic behavior of the blades. 3.2 Harmonic acoustic excitation The following elements were used for acoustic excitation: a frequency generator as the source for the electrical signal, an amplifier and a loudspeaker with the appropriate frequency response characteristics (Figure 6). The frequency and the shape (harmonic) of the signal were set using the frequency generator. By means of a 4-channel digital oscilloscope, the impeller’s free frequencies were first detected. The responses in the form of oscillations of the measured blades agreed well, both in terms of frequency and shape, with the signal of the forced oscillation (acoustic signal). For each resonance frequency, the signal was recorded as follows: - When resonance was established (local maximum of the measured response amplitude), measurements began. | lgfinHi(š)bJ][M]lfiF;?n 00 stran 757 I^BSSIfTMlGC M. Sekav~nik: Analiza vibracij gonilnika - An Analysis of Impeller Vibrations Sl. 5. Izmerjene vrednosti amplitud odziva štirih sosednjih lopatic na tri zaporedne impulzne motnje ter pripadajoči razmernik dušenja Fig. 5. Measured values of amplitudes of the response of four adjacent blades to three consecutive impulse disturbances and the corresponding damping ratio - Med meritvijo je bil akustični signal prekinjen s stikalom na zvočniku. Dobljeni odziv lastnega nihanja je bil uporabljen za analizo signala. Glede na pričakovanja iz prejšnjih numeričnih analiz [5] in frekvenčne razstavitve odzivov pri impulznem vzbujanju je bilo območje med 8,5 kHz in 11,5 kHz, kjer ležijo vse lastne frekvence, ki pripadajo 1. lastni obliki, podrobno raziskano. Med kar nekaj resonancami v tem frekvenčnem območju je zanimiva tista, pri frekvenci 9,64 kHz, saj ima od drugih za velikostni - During the measurement, the acoustic signal was interrupted using a switch on the loudspeaker. The obtained free oscillation response was used for signal analysis. Based on our expectations from previous numerical analyses [5] and the frequency decomposition of responses in impulse excitation, the frequency range between 8.5 kHz and 11.5 kHz was studied in detail, because all the free frequencies corresponding to the first free form were located in this range. Of the many resonant frequencies in this range, the most interesting one was at 9.64 kHz, because its damping was smaller than gTin^afcflMISCSD I ^BSfiTTMlliC | stran 758 00-11/12 M. Sekav~nik: Analiza vibracij gonilnika - An Analysis of Impeller Vibrations Sl. 6. Sistem za akustično harmonsko vzbujanje: 1 - frekvenčni generator; 2 – ojačevalnik; 3 - zvočnik; 4 - turbinski gonilnik z gredjo Fig. 6. System for acoustic harmonic excitation: 1 - frequency generator; 2 – amplifier; 3 - loudspeaker; 4 - turbine impeller with shaft Sl. 7. Izmerjene vrednosti amplitud odziva štirih sosednjih lopatic na harmonsko vsiljeno nihanje ter pripadajoči razmernik dušenja Fig. 7. Measured values of response amplitudes for four adjacent blades - harmonic forced oscillation and the corresponding damping ratio (SfinKjB)bJJ[M]Sl[JLI] I stran 759 |^BSSITIMIGC M. Sekav~nik: Analiza vibracij gonilnika - An Analysis of Impeller Vibrations razred manjše dušenje in enako obliko, kakor pri impulznem vzbujanju. Kakor je razvidno iz diagramov na sliki 7, ki prikazujejo odzive lastnega nihanja 4 sosednjih lopatic, so nagibi amplitudnega odziva sistema, prikazanega v logaritemski lestvici enaki, kakor pri impulznem vzbujanju, zatorej je razmernik dušenja enak: d = 5 E-05. V primerjavi z omenjeno lastno frekvenco, so preostala nihanja povezana z znatno večjim dušenjem. Razen tega ima dušenje teh lastnih frekvenc močno nelinearno karakteristiko, zato ga ni mogoče popisati z uporabljenim modelom. Zaradi velikosti dušenja je bilo vzeto, da te lastne frekvence niso kritične pri obravnavi vibracij med obratovanjem in so bile zato izvzete iz obravnave. 4 SKLEPI V raziskavi so bile analizirane dinamične lastnosti vibracij gonilnika turbopuhala, ki predstavlja sestavljen sistem lopatice - disk. Eksperimentalno je bil določen koeficient dušenja, in sicer z dvema različnima načinoma vzbujanja sistema: z impulzno motnjo in z akustičnim harmonskim vzbujanjem. Iz analize izmerjenih signalov je mogoče povzeti naslednje: - lastna nihanja višjih redov se zaradi relativno velikega dušenja zelo hitro iznihajo; - v signalu po iznihanju lastnih frekvenc višjih redov ostane samo še nihanje prvega reda (1. lastna oblika). V obeh primerih vzbujanja se za lastna nihanja s 1. lastno obliko izkaže linearna narava dušenja, pri čemer znaša razmernik dušenja za obravnavano gradivo d = 5 E-05. Eksperimentalno dobljeni podatki o dušenju so koristna informacija za oblikovanje numeričnega modela, katerega namen je simuliranje in analiza obratovanja gonilnika turbopuhala v resonanci in njeni okolici. Zahvala Predstavljeno raziskovalno delo je bilo opravljeno v okviru raziskovalnega usposabljanja na Inštitutu za toplotne turbinske stroje Tehniške univerze Karlsruhe, Nemčija, s finančno podporo Sklada Alexandra von Humboldta. Obema ustanovama se za podporo pri tem delu iskreno zahvaljujem. ^BSfirTMlliC | stran 760 that of the others by an order of magnitude, and its shape was the same as in impulse excitation. As can be seen from the diagrams in Figure 7, which show the responses of the free oscillation of 4 adjacent blades, the slopes of the amplitude response of the system shown on the logarithmic scale are the same as in impulse excitation, therefore the damping ratio is the same: d = 5 E-05. In contrast to the above-mentioned free frequency, the other oscillations are associated with a considerably greater damping. In addition, the damping of these free frequencies has a strongly nonlinear characteristic, therefore it cannot be described using the above model. Due to the magnitude of the damping it is assumed that these free frequencies are not critical in the study of vibrations during operation and were therefore excluded from the analysis. 4 CONCLUSION This study analyses the dynamic properties of the vibrations of a turbocharger impeller, representing a composite blade-disc system. The damping coefficient was determined experimentally using two different methods of exciting the system: impulse disturbance or acoustic harmonic excitation. The analysis of the measured signals leads to the following conclusions: - natural vibrations of higher orders dissipate very quickly due to a relatively large degree of damping; - after free frequency oscillations of higher orders have dissipated, the signal contains only oscillations of the first order (first free form). In both methods of excitation, natural vibrations of the first free form exhibit linear damping, whereby the damping ratio for the studied material is d = 5 E-05. Experimentally obtained data on damping can serve as useful information for the development of a numerical model for the purposes of simulation and analysis of the operation of turbocharger impellers at or near resonance frequency. Acknowledgement The described research work was performed within the framework of research training at the Institute of Thermal Turbomachinery of the Technical University of Karlsruhe, Germany, with the financial assistance of the Alexander von Humboldt Fundation I gratefully acknowledge the support of both institutions in my work. M. Sekav~nik: Analiza vibracij gonilnika - An Analysis of Impeller Vibrations [1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] 5 LITERATURA 5 REFERENCES Baumgartner, M., Dameier, F., J. Hourmouziadis (1995) Non-engine blade vibration in a high pressure compressor. Paper ISABE 95-7094. Rieger, N, CM. Beck (1980) Damping tests on steam turbine blades. EPRI Project, RP-1185-1. Hillerin, CA. (1989) Free response to an initial displacement for a s.d.o.f. system in presence of dry friction and viscous damping. Proc. of the 7th International Modal Analyses Conference, Volume 2, p. 1123-1127. Badrakhan, F. (1985) Separation and determination of combined dampings from free vibrations. Journal of Sound and Vibration, 100(2): p 243-255. Filsinger, D., Sekavčnik, M., Kreuz-Ihli, T, Schulz, A., S. Wittig (1999) Finite element analyses of the vibration characteristics of a turbocharger impeller. Proc. of First International Conference of Structural Engineering and Mechanics, Seoul, Korea. Ludewig, H. (1969) Schwingungsmessungen an Turbinenschaufeln von Abgasturboladern mit Hochtemperatur-Dehnmessstreifen. Messtechnische Briefe 1. Genta, G. (1998) Vibrations of strucures and machines. Springer Verlag. Naslov avtorja: dr. Mihael Sekavčnik Fakulteta za strojništvo Univerze v Ljubljani Aškerčeva 6 1000 LJUBLJANA Author’s Address: Dr. Mihael Sekavčnik Faculty of Mechanical Engineering University of Ljubljana Aškerčeva 6 1000 Ljubljana, Slovenia Prejeto: 14.9.2000 Received: Sprejeto: 20.12.2000 Accepted: stran 761 bcšd00 © Strojni{ki vestnik 46(2000)11/12,762-769 © Journal of Mechanical Engineering 46(2000)11/12,762-769 ISSN 0039-2480 ISSN 0039-2480 UDK 621.791.75:620.178.3 UDC 621.791.75:620.178.3 Pregledni znanstveni ~lanek (1.02) Review scientific paper (1.02) Vpliv vibriranja med varjenjem in po njem na mehanske lastnosti zvarov, zavarjenih v za{~iti mo~no ionoziranega ve~komponentnega plina The Effect of Vibrational Treatment During and After Welding on the Mechanical Properties of a Transferred Ionized Molten Energy Weld Bogdan Pu~ko Vibriranje za odpravo napetosti (VON - VSR) je eden od načinov odpravljanja zaostalih notranjih napetosti v zvaru. Pri tem se lahko spremene tudi nekatere druge mehanske lastnosti zvarnega spoja. Namen raziskave je bil primerjati lastnosti večvarkovnih zvarnih spojev, zavarjenih in vibriranih v različnih razmerah. Z osnovnim stanjem smo primerjali žarjeno stanje, stanje z vibriranjem med varjenjem in po njem ter kombinacijo vibriranja in žarjenja. Varili smo po postopku T.I.M.E. (varjenje v zaščiti močno ioniziranega večkomponentnega plina). Z metodami verifikacije varilnega postopka in dodatnimi raziskavami lomne žilavosti smo ocenili razlike med različnimi stanji. Opravili smo mehanske preskuse natezne trdnosti, udarne žilavosti, lomne žilavosti in meritve trdot. Med seboj smo primerjali lastnosti v strjenem zvaru. Izsledki raziskav kažejo izboljšanje udarne in lomne žilavosti, če so zvari vibrirani med varjenjem ali po njem. Na druge mehanske lastnosti ni bilo bistvenega vpliva. Žarjenje nasprotno poslabša omenjene lastnosti ter povzroči zvečanje trdote v toplotno vplivanem področju (TVP) zvara preskušanega jekla. © 2000 Strojniški vestnik. Vse pravice pridržane. (Ključne besede: VSR, vibriranje, odprava napetosti, postopek TIME) The vibrational stress relief (VSR) technique has been shown to reduce the internal residual stresses caused by welding. By lowering or redistributing the stress it is possible to alter the mechanical properties of the weld joint. The aim of this study was to determine the effect of vibration on the properties of multilayer weld specimens which were welded and vibrated under various conditions. Specimens which were stress annealed, vibrated after and during welding were compared with specimen in the as-welded condition. Each specimen was welded using the T.I.M.E. (transferred ionized molten energy) process. Using weld-procedure-specification methods and the fracture-toughness method we established differences in the properties of the different specimens. Properties were also assessed using the tensile stress test, the Charpy V-notch test, the fracture mechanics test and hardness measurements. Measurements were made primarily in the weld metal. The results show an effect of vibration after, and during, welding on the Charpy and fracture toughness, the other mechanical properties were not seriously affected. Stress annealing, in contrast, lowers the toughness and increases the hardness in the heat-affected zone (HAZ) of the weld. © 2000 Journal of Mechanical Engineering. All rights reserved. (Keywords: VSR, vibrational stress relief, TIME process) 0 UVOD Že v tridesetih letih dvajsetega stoletja zasledimo, da se v konstrukcijah poleg napetosti, kot posledici zunanje obremenitve, pojavljajo tudi tako imenovane notranje zaostale napetosti. V štiridesetih in petdesetih letih so objavili vrsto člankov, v katerih se ukvarjajo s študijem vira, nastanka in meritev teh napetosti. Hkrati s tem so se razvijale tudi metode za 0 INTRODUCTION By the 1930s researchers had discovered that all stresses in a structure were not just the result of loading. Residual stresses are also formed. In 1940s and 1950s many publications refered to the origin, development and measurement of residual stresses. During that time the reduction or methods for elimination of stresses were devel- 2 jgnnatafcflMliflilrSO | | ^SsFvWEIK | stran 762 B. Pu~ko: Vpliv vibriranja med varjenjem - The Effect of Vibrational Treatment During Welding njihovo zmanjševanje ali odpravljanje. Šele v sredini šestdesetih let se močno razširijo raziskave z mehanskim vibriranjem kot možnim načinom za zmanjševanje napetosti. V velikem številu člankov ugotavljajo ugoden učinek vibriranja na zmanjšanje notranjih mikro napetosti z meritvijo zaostalih napetosti in deformacij ([1] do [9]). Manj jasen ostaja vpliv vibriranja na mehanske lastnosti osnovnega materiala in zvara. Različni avtorji ugotavljajo zanemarljiv [10] ali celo negativen [2] vpliv na mehanske lastnosti. Vibriranje med varjenjem lahko vpliva na zmanjšanje trdote [11]. Novejše raziskave [12] med drugim podajajo ugoden vpliv višjih frekvenc (80 do 400 Hz) med varjenjem na mehanske lastnosti aluminija. Gnirss [13] v svojem članku poudarja tudi vpliv na delež vodika in njegove razporeditve. Zaradi večje gibljivosti vodika pri vibriranju se ta ugodneje razporedi in tudi laže prodre od dislokacij, kar zmanjša nevarnost hladne pokljivosti. Zmanjšanje zrna pod vplivom vibriranja med varjenjem bi naj bilo premo sorazmerno prostorninski spremembi med strjevanjem ([14] in [15]). Nasprotno Crawmer [16] dokazuje, da pri varjenju ni vpliva na velikost zrna, kar lahko pojasnimo z veliko hitrostjo ohlajanja v primerjavi z litjem. Prav tako je najti trditev [11], da ni vidne spremembe velikosti zrna varka in TVP pri vibriranju med varjenjem. Nekateri avtorji dokazujejo, da vibriranje pospešuje učinke toplotne obdelave [17]. S tem se povečuje hitrost odtaljevanja dodajnega materiala za 10 odstotkov ([16] in [18]), hitrost ohlajanja taline [19] in s tem globina prekalitve [20]. Razlaga teh procesov je povezana z nastankom večjega števila praznin v kristalni strukturi in tako povečanja difuzijskih koeficientov [21]. Z nastankom praznin je povečana gibljivost dislokacij, kar je tudi ena od razlag in je v prid zmanjšanju deformacij kristalne mreže ([1], [6], [11] in [22]). Kot posledica povečane hitrosti odtaljevanja je lahko tudi povečanje hitrosti varjenja, kar je opisano včlanku [6]. Vpliv na globino pretaljevanja je opisan v člankih ([11] in [23]). Članki ne ugotavljajo bistvenega vpliva vibracije na globino uvara in na geometrijsko obliko prereza varka. Da bi se izognili številnim vplivnim dejavnikom, ki se pojavljajo pri varjenju, je večina raziskav izvedena na preprostih preskušancih, običajno na manjših ploščah ali palicah. Varjenje se največkrat omejuje na navarjanje ali pa se simulira vnos napetosti pri varjenju, na primer z valjanjem. Rezultati, predstavljeni v tem članku, so rezultati meritev na večvarkovnih zvarnih spojih, ki po svoji obliki in velikosti ustrezajo zvarom na konstrukcijah. Izmerjene so bile mehanske lastnosti (natezna trdnost, trdota, udarna in lomna žilavost). 1 TEORIJA VON je v prvi vrsti namenjeno zmanjšanju zaostalih mikro napetosti in povečanju dimenzijske stabilnosti. Metoda se je pokazala uporabna pri vseh oped. During the 1960s research on mechanical vibrations as a possible method for stress reduction began. Many papers reported positive results with regard to measurements of internal stresses and deformation ([1] to [9]). The effect of vibration on the base material and the weld metal mechanical properties remains unclear. Many authors found negligible [10] or negative [2] effects on the mechanical properties. Vibration during welding was observed to lower hardness [11] and the latest research on aluminum [12] has shown a positive effect on the mechanical properties when the aluminium is vibrated (80 to 400 Hz) during welding. In his paper [13] Gnirss discusses the effect of vibration on hydrogen distribution. Because of the higher mobility of atoms during vibration, the hydrogen can easily move from dislocations and therefore lower the cold crack sensitivity. Grain refining caused by the vibration during welding should be directly correlated to the volume change during solidification ([14] and [15]), however, Crawmer [16] showed no effect on grain refinement, which could be the result of a very short solidification time within welding in comparison to casting. No change in the grain size has been reported also by other authors [11]. Other reports suggest that vibration can increase the effects of heat treatment [17]. The deposition rate can be increased for about 10 % ([16] and [18]), cooling time can be shortened [19] and weld penetration can be affected [20]. The explanation of these processes is connected with an increase in the number of vacancies in the crystal lattice and therefore an increase in the diffusion rate [21]. With vacancy formation, dislocation movement is increased, which is important in recovery mechanisms ([1], [6], [11] and [22]). A higher deposition rate can also increase welding speed [6]. Penetration of the weld has been discussed ([11] and [23]) and a connection between vibration and weld geometry could not be found. To avoid a number of the parameters which affect the welding process, most of the research was carried out on simple specimens, usually on small plates or bars. Welding was often reduced to surfacing or residual stresses were simulated, for example, with rolling. Results obtained from welding multilayer weld specimens, which, because of their shape and dimensions, can be compared to construction welds are presented. Mechanical properties were obtained from tensile tests, hardness tests, Charpy toughness and fracture toughness measurement. 1 THEORY The VSR technique is used to reduce the residual microstresses in a material and increase of dimensional stability. This technique is used for rolled, | lgfinHi(š)bJ][M]lfiF;?n 00 stran 763 I^BSSIfTMlGC B. Pu~ko: Vpliv vibriranja med varjenjem - The Effect of Vibrational Treatment During Welding I (A) 1 r^ 0)2 A CO1 / 1--------------" ^X«2 DI2 DI1 -----ZHf II :ii_.__ _j i_______________ """^L1 r ii jj \, < tvibr > Sl. 1. Shematski prikaz postopka vibriranja po varjenju Fig. 1. Method of vibrational treatment after welding - shematically vrstah valjanih, litih, varjenih, kovanih in mehansko obdelanih izdelkih. Primerna je za konstrukcijska, normalizirana, popuščena, kaljiva in nerjavna jekla. VON ni zamenjava za toplotno obdelavo, pri kateri poleg odpravljanja makro napetosti povzročamo metalurške spremembe v mikrostrukturi materiala. V literaturi se učinki te metode največkrat primerjajo z učinki naravnega staranja. Vsaka konstrukcija ima svojo lastno frekvenco. Resonančne vrhove določimo z meritvijo pred pričetkom vibriranja. S spreminjanjem frekvence od vrednosti nič do končne vrednosti «merimo velikost toka vibratorja pri nekaj (3 do 5) resonančnih vrhovih ( heating heating ohlajanje -4--------------- cooling Sl. 2. Eno- in dvosmerni oblikovni spomin [2] Fig. 2. One- and two-way shape memory [2] gfuT^dfcfflMlSKn I ^BSfirTMlliC | stran 782 00-11/12 M. Pti~ar - S. Dolin{ek - F. Kosel: Prednosti in omejitve - The Advantages and Problems Nastanek martenzita lahko z zunanjimi napetostmi povzročimo tudi v tistem temperaturnem območju, v katerem je običajno že avstenit, tako nastalemu martenzitu pa pravimo napetostno inducirani martenzit. Zunanje napetosti namreč širijo stabilnost martenzita pri višjih temperaturah in torej širijo temperaturno območje, v katerem je martenzit. Pri višjih temperaturah je za nastanek martenzita potrebna večja napetost, vendar je temperaturno območje, v katerem lahko dobimo napetostno inducirani martenzit, navzgor omejeno, saj bi prevelike napetosti povzročile v materialu pojavljanje zdrsov. Glavna prednost napetostno induciranega martenzita je ta, da zunanje napetosti povzročijo enako usmerjenost kristalnih rešetk, zato pride pri premeni avstenita v napetostno inducirani martenzit do velikih povračljivih raztezkov Že rahla razbremenitev povzroči destabilizacijo martenzita oziroma nastanek avstenita. Ta lastnost je zelo uporabna, imenujemo pa jo superelastičnost. Na sliki 3 je prikazana napetostna krivulja materiala z oblikovnim spominom v temperaturnem območju superelastičnosti [2]. Loading the material in the austenite temperature range can result in the appearance of the so-called stress-induced martensite, because the stresses increase the stability of the martensite at high temperatures and therefore broaden the temperature range where martensite can be found. Martensite can appear at higher temperatures if larger stresses are applied, but the temperature range of stress-induced martensite has an upper limit, because stresses which are too big would cause the material to slip. The most useful characteristic of the stress-induced martensite is that during the transformation from austenite to stress-induced martensite the stress causes an equal orientation of all the crystal lattices which results in the maximum reversible strain. Even slight unloading can cause martensite destabilisation and the appearance of austenite. This property is called superelasticity and is used very often. Figure 3 shows a stress-strain curve of a shape-memory material in the temperature range of superelasticity [2]. MPa A 125 - 100 75 50 25 avstenit _> napetostno inducirani martenzit austenite -> stress induced martensite napetostno inducirani martenzit -> avstenit stress induced martensite -> austenite 0 0-2 4 6-8 10 raztezek % strain Sl. 3. Superelastična zanka [2] Fig. 3. Superelastic loop [2] Materiali z oblikovnim spominom imajo torej kar tri posebne lastnosti, po katerih se razlikujejo od drugih materialov. Katero od teh lastnosti se odločimo izkoristiti, pa je odvisno od namena izdelka. 2 PRIMERI PRAKTIČNE UPORABE MATERIALOV Z OBLIKOVNIM SPOMINOM Materiale z oblikovnim spominom lahko uporabljamo na mnogo različnih načinov, ki jih lahko v grobem razdelimo v štiri glavne kategorije. Prosta povračljivost: Edina naloga izdelkov, ki spadajo v to kategorijo, je sprememba oblike oziroma opravljanje določenega giba ob minimalni sili. Sem spadajo na primer igrače, katerih namen je predvsem razvedrilo in prikaz učinka oblikovnega spomina. Ovirana povračljivost: Če je med preoblikovanjem materiala sprememba oblike izdelka Shape-memory materials therefore have three specific properties by which they differ from other materials. Which of these properties we decide to use, depends on the purpose of the product. 2 SOME EXAMPLES OF THE USE OF SHAPE-MEMORY MATERIALS Shape-memory materials can be used in many different ways, these uses can be roughly divided into four main categories: Free recovery: The only function of products in this category is to move with minimum force during the shape change. Examples of such products are toys, whose purpose is entertainment and the presentation of the shape-memory effect. Constrained recovery: If, during the transformation of the material, the change of product’s Sin^ObJJPsflDslJSD I stran 783 |^BSSlTTMlGC M. Pti~ar - S. Dolin{ek - F. Kosel: Prednosti in omejitve - The Advantages and Problems onemogočena, nastaja med njim in oviro sila. Premik in zato tudi delo sta minimalna. Nastala sila se pogosto uporablja za spajanje elementov. Aktuatorji: Aktuatorji med gibanjem, do katerega pride med spremembo oblike, s silo delujejo na okolišne elemente in opravljajo delo. Ker se oblika izdelkov z oblikovnim spominom ne spremeni pri določeni temperaturi, temvečv nekem temperaturnem območju, lahko aktuatorje ob natančnem uravnavanju temperature uporabimo tudi za pozicioniranje različnih mehanizmov v nekem območju, katerega meji sta definirani s prvotno in deformirano obliko elementa z oblikovnim spominom. Superelastične uporabe: Superelastičnost največkrat uporabljamo v tistih primerih, v katerih je pri majhnih spremembah sile potreben velik raztezek. Uporabna pa je tudi pri izdelkih, ki se med uporabo večkrat zvijajo ali kako drugače deformirajo, po uporabi pa mora njihova oblika ostati nespremenjena. [2] Raziskave možnosti uporabe materialov z oblikovnim spominom so potekale predvsem v smeri nadomeščanja elektromotorjev in podobnih naprav z elementi z oblikovnim spominom. Tak primer je uporaba tankih žic in vzmeti z oblikovnim spominom za krmiljenje manjšega robota, kakor prikazuje slika 4. Te elemente je mogoče hitro segreti z uporabo majhnih električnih tokov, zaradi majhne mase pa je tudi ohlajanje na zraku dovolj hitro. S tem je omogočeno hitro delovanje robota, poleg tega pa je njegova teža bistveno manjša kakor pri uporabi elektromotorjev. Izdelava žic in vzmeti iz materialov z oblikovnim spominom je že dovolj razširjena, da je uporaba takšnih elementov tudi cenovno upravičljiva. shape is constrained, force is generated between this product and the obstacle. The movement and work are therefore minimal. This generated force is often used to assemble elements. Actuators: During the movement caused by the change of shape, actuators act with force on nearby elements and produce work. Because the shape of the products with shape memory does not change at a certain temperature but over a temperature range, actuators can also be used to position different mechanisms in a range, the limits of which are defined by the initial and deformed shape of the shape-memory element. In this case, the temperature must be very precisely controlled. Superelastic applications: Superelasticity is often used in situations where large strains are needed with small forces. It is also useful in those products which are frequently bent or otherwise deformed during their use but must keep the same shape after the use [2]. The research work on the use of shape-memory materials has focused on replacing electromotors or similar devices with shape-memory elements. An example is the use of thin shape-memory wires and springs to control a small robot, as shown in figure 4. These elements can be rapidly heated with low electric currents, while their light weight allows quick cooling in air. The robot is able to move quickly and its weight is much less than for on electromotor-based robot. Also, the manufacturing of shape-memory wire and springs is widespread enough to make the use of these elements economic. ice Sl. 4. Robot z žicami in vzmetmi z oblikovnim spominom [1] Fig. 4. Robot with shape-memory wires and springs [1] Kakor je bilo že omenjeno, je zaradi manjših stroškov v večini primerov še vedno primerneje uporabiti elektromotorje oziroma podobne pogonske naprave, zato so bolj zanimive tiste možnosti uporabe materialov s spominom, pri katerih elementov iz teh materialov ni mogoče nadomestiti z drugimi As mentioned earlier, the costs are, in most cases, still lower if electromotors or similar devices are used. However, this is what makes those uses where shape-memory elements cannot be replaced with other devices even more interesting. One such example is connecting pipes or other round elements gfuT^dfcfflMlSKn | ^BSfiTTMlliC | stran 784 00-11/12 M. Pti~ar - S. Dolin{ek - F. Kosel: Prednosti in omejitve - The Advantages and Problems napravami. Eden takšnih primerov je spajanje cevi oziroma drugih valjastih predmetov z objemkami z oblikovnim spominom, kar kaže slika 5. Po vstavitvi obeh koncev cevi v objemko povzroči povišanje temperature zmanjšanje njenega notranjega premera, s čimer dobimo močan in tesen spoj. Temperatura, pri kateri se oblika objemke spremeni, je lahko nižja od temperature okolice, kar omogoča, da izvedemo spoj brez dodatnega segrevanja. Takšen način spajanja cevi je zato zelo primeren tam, kjer bi varjenje oziroma kakšna druga visokotemperaturna tehnika spajanja povzročila poškodbe sosednjih elementov [1]. with pipe couplings, as shown in Figure 5. After both ends are inserted into the pipe coupling, the temperature increase causes the inner diameter of the pipe coupling to contract, which results in a strong and tight connection. The temperature at which the shape of the pipe coupling changes can be below the outside temperature, allowing to make a connection without heating. This pipe-connecting method is therefore very useful in situations where welding or some other high-temperature method could damage nearby elements [1]. ^rrtiiniiiiint^. "^IIJIIHII IIJII-V 3 segrevanje | | (heating L ^TFnjj "-U.///I/ /l/Ul-r^. inirrc- Sl. 5. Spajanje cevi z objemko z oblikovnim spominom [1] Fig. 5. Pipe connecting with a shape-memory coupling [1] Področje, na katerem so materiali z oblikovnim spominom že sedaj dokaj dobro uveljavljeni, je medicina. Na tem področju se uporabljajo le TiNi zlitine, ki imajo poleg ustreznih mehanskih lastnosti tudi dobro biološko združljivost, namenjene pa so izdelavi medicinskih instrumentov ter ortopedskih in zobozdravstvenih pripomočkov. Medicinski instrumenti in ortopedski pripomočki so običajno izdelani iz materiala, v katerem pride do spremembe oblike pri telesni temperaturi, v zobozdravstvu pa se uporablja predvsem superelastična žica V nasprotju z medicinskimi instrumenti katerih naloge so običajno kratkotrajne, lahko ortopedski pripomočki zaradi dobre zdruzljivosti TiNi zlitine s telesnimi tkivi svojo nalogo v telesu opravljajo tudi po več mesecev [2]. Materiali z oblikovnim spominom se pogosto uporabljajo tudi v različnih varovalnih ventilih v vodovodnih, plinskih ali drugih napeljavah, njihova naloga pa je ustaviti pretok tekočine pri čezmernem povišanju temperature. Trenutno je predvsem zanimiva uporaba materialov s spominom v termičnih varovalih za plin, saj je uporaba teh naprav v mnogih državah že zakonsko predpisana Uporaba materialov z oblikovnim spominom v teh napravah ima glede na druge izvedbe določene prednosti in pa tudi določene pomanjkljivosti, kar je opisano v nadaljevanju. 3 TERMIČNO VAROVALO Z OBLIKOVNIM SPOMINOM Termična varovala za plin so naprave, ki jih vgrajujejo pred končne porabnike plina Njihova naloga je Medicine is a field where shape-memory materials are already well established. Only TiNi alloys, which have appropriate mechanical properties and good biocompatibility are used in medicine. These alloys are used for medical instruments as well as orthopedic and dental devices. Medical instruments and orthopedic devices are very often made of material in which the shape change occurs at body temperature, while in dentistry, superelastic wire is the most common material. Medical instruments are usually in contact with body tissues for only a short time, however, orthopedic devices can stay inside the body for a few months [2], which requires good biocompatibility. Shape-memory alloys are also frequently used in safety valves for water, gas or other installations, where they are designed to stop the fluid flow if the temperature gets too high. The use of shape-memory materials in gas thermic safety valves is very interesting, because in many countries the use of these devices is already prescribed by law. The use of shape-memory materials in other devices has advantages and disadvantages, these are described in the following section. 3 THERMIC SAFETY VALVE WITH SHAPE MEMORY Thermic safety gas valves are devices which are inserted into gas pipelines. Their task is I isfinHi(š)bJ][M]ifln;?n 00 stran 785 I^HsSTTlMlDC M. Pti~ar - S. Dolin{ek - F. Kosel: Prednosti in omejitve - The Advantages and Problems zaustavitev dotoka plina v prostor v primeru čezmernega povišanja temperature, sčimer se v primeru požara bistveno zmanjša možnost eksplozije plina Varnostni predpisi, ki zahtevajo uporabo termičnih varoval v plinskih napeljavah, so moČno pospešili razvoj teh naprav, ta je potekal predvsem v smeri iskanjačimbolj preprostega in poceni, a kljub temu zanesljivega mehanizma za zapiranje ventila. Za uspešno opravljanje svoje naloge mora torej mehanizem za zapiranje termičnega varovala vsebovati element za zaznavanje kritične temperature in aktiven ele-ment, ki omogoča ali povzroča premik zapirnega elementa. Izvedba takšnega mehanizma z uporabo toplotnega zaznavala in pnevmatskega valja ali druge pogonske naprave bi bila seveda povsem neprimerna, saj bi bili tako cena kakor velikost takšnih termičnih varoval neustrezni. Zaradi zahtev po enostavnosti, majhnih izmerah in nizki ceni so se kot najprimernejši za izdelavo mehanizmov za zapiranje termičnega varovala izkazali materiali pri katerih je mogoče spremembo njihovih lastnosti, do katere mora priti pri ustrezni temperaturi, izkoristiti za sproženje zapirnega mehanizma. Takšni materiali, ki torej delujejo kot temperaturno zaznavalo in hkrati tudi kot aktivni element, so predvsem loti z ustrezno temperaturo tališča in pa materiali z oblikovnim spominom. Uveljavile so se predvsem izvedbe z loti, saj so loti v splošnem mnogo bolj poznani in raziskani kakor materiali s spominom. Zgradba ene od izvedb termičnega varovala z lotom je prikazana na sliki 6. Pri dovoljenih temperaturah je zapirni element z lotom utrjen v legi, ki dopušča pretok plina. Pri kritični temperaturi se lot stali, kar omogoča vzmeti, da se raztegne, potisne zapirni element ob izstopno odprtino termičnega varovala in s tem zapre pretok plina. to stop the flow of a gas into the room if the temperature rises too much, this significantly decreases the possibility of a gas explosion. Safety regulations which demand the use of thermic safety valves in gas installations have stimulated the development of these devices, especially the search for a simple, cheap, but still reliable valve-closing mechanism. The thermic safety valve mechanism should consist of a critical-temperature sensor and an active element to close the valve. To use a temperature sensor and a pneumatic valve or a similar device in this mechanism would, of course, be unsuitable, while the price and the size of the valve would lead to problems. Because of the demands for simplicity, small dimensions and low price, materials which change at a certain temperature to activate the closing mechanism seem to be the best choice. Materials which work as the temperature sensor and at the same time as the active element can be solders with an appropriate melting point or shape-memory alloys. Solders are more often used because they are much better known and researched than shape-memory alloys. A possible variant of the soldered thermic safety valve is shown in figure 6. At ordinary temperatures the closing element is fixed in position with a solder, this allows the gas to flow. At a critical temperature the solder melts and allows the spring to stretch, pushing the closing element against the outlet and stoping the gas flow. okrov vzmeti spring housing dotok plina gas flow lot solder okrov termičnega varovala thermic safety valve housing vzmet spring zapirni element closing element Sl. 6. Primer termičnega varovala z lotom Fig. 6. An example of a thermic safety valve with a solder Takšno termično varovalo za plin v skoraj vseh pogledih ustreza zahtevam, manjše težave se pojavijo le pri sestavljanju notranjih elementov. Lotanje je namrečv tem primeru zaradi oblik spajanih elementov dokaj zahtevno, poleg tega pa je za strditev lota potreben določen čas, ki podaljša skupni čas montaže. V termičnih varovalih z elementi z oblikovnim spominom je načelo delovanja običajno zelo podobno, This type of thermic safety valve meets most of the requirements, only the assembly of the inner elements can cause problems. The shapes of the connected elements make soldering quite difficult and the time required for the solder to harden lengthens the total assembly time. In thermic safety valves with shape-memory elements the working mechanism is very similar, ex- 2 jgnnatafcflMliflilrSO | | ^SSfiFlMlGC | stran 786 M. Pti~ar - S. Dolin{ek - F. Kosel: Prednosti in omejitve - The Advantages and Problems le da zapirni element v osnovni legi ni utrjen z lotom, temveč s primerno oblikovanim elementom iz materiala z oblikovnim spominom. Ta element je vez med zapirnim elementom in okrovom termičnega varovala ali pa med zapirnim elementom in okrovom vzmeti. Sprememba oblike elementa z oblikovnim spominom, do katere pride pri ustrezni temperaturi, sprosti zapirni element, ki ga vzmet potisne v drugo lego in s tem onemogoči pretok plina. Da bi element z oblikovnim spominom ustrezal zahtevam, mora biti zaradi razmeroma visoke cene materialov s spominom čim lažji oziroma čim manjši. Majhne izmere elementa so zahtevane tudi zaradi omejenega prostora v notranjosti termičnega varovala. Za doseganje konkurenčne cene izdelka je najbolj primerno, če je element izdelan iz žice, saj so materiali z oblikovnim spominom v tej obliki najcenejši in tudi ponudba je največja. Žica je ustrezna tudi zaradi preprostega oblikovanja, pri čemer pa je treba paziti, da polmeri ukrivljenosti žice niso premajhni, ker prevelike deformacije oziroma raztezki privedejo do poslabšanja ali celo izgube lastnosti oblikovnega spomina. Če elementa ni mogoče izdelati iz žice, lahko izbiramo med preostalimi oblikami, v skrajnem primeru pa je pri nekaterih ponudnikih materialov z oblikovnim spominom mogoče naročiti izdelavo elementov posebnih oblik. Termična varovala z elementom z oblikovnim spominom je mogoče preprosteje in hitreje sestaviti kakor izvedbe z lotom, katerih edina težava je montaža. Uporaba materialov z oblikovnim spominom v termičnih varovalih za plin je torej teoretično idealna, vendar se zaradi težav pri konstrukciji elementa z oblikovnim spominom in pri nabavi materiala izdelovalci teh naprav raje odločajo za izvedbe z loti. Ponudniki materialov z oblikovnim spominom namreč tudi kupcem ne ponujajo dovolj informacij o tistih mehanskih lastnostih, ki so potrebne pri konstruiranju določenega izdelka. Preskušanje vzorcev in iskanje ustreznega materiala zahteva veliko časa in tudi denarja, zato se mnogi potencialni kupci raje odločijo za alternativne izvedbe svojih izdelkov. 4 SKLEP Čeprav bi lahko posebne lastnosti materialov z oblikovnim spominom s pridom izkoristili v marsikaterem primeru, se uporaba teh materialov zelo počasi zvečuje. Razloga za to sta predvsem razmeroma visoka cena in slabo poznavanje teh materialov. Večina proizvajalcev, ki bi želela razviti uporabo z elementi z oblikovnim spominom, bi se morala najprej podrobno seznaniti z lastnostmi teh materialov, preučiti njihovo ponudbo na trgu in s preskusi priti še do preostalih podatkov, potrebnih za razvoj izdelka. Celoten razvojni proces bi bil zato dolgotrajen in drag, zato se poskuša večina proizvajalcev temu izogniti z uporabo bolj znanih materialov in naprav. cept that in the initial position the closing element is not fixed with solder but with a shape-memory element. This element represents a bond between the closing element and the thermic safety-valve housing or between the closing element and the spring housing. The change in the shape of the shape-memory element at a particular temperature releases the closing element, which is pushed by the spring into oposite position, where it stops the gas flow. For the shape-memory element to meet the requirements, it must be as light and as small as possible due to the high price of shape-memory materials. This element also has to be small because of the limited space inside the thermic safety valve. For the product to have a competitive price the element should be made from wire, because materials in this form are the least expensive. Wire is also a good choice because it is easily shaped, providing that the bending radii are not too small: large deformations can lead to fading or even to a complete loss of the shape-memory effect. If the element cannot be made from wire, another shape must be selected. In extreme situations it may be necessary to manufacture specially shaped elements. Thermic safety valves with shape-memory elements are easier and faster to assemble than solder-based valves. The use of shape-memory materials seems to be ideal, but due to problematic shape-memory-element design and the ordering of the material, the manufacturers of these devices prefer to choose the soldered options. Even to their customers shape-memory material suppliers do not give enough information about the mechanical properties which are necessary to design a particular product. Because testing samples and searching for the right material take a lot of time and money, many potential customers prefer to choose products that are not loased on shape-memory materials. 4 CONCLUSION Even though the properties of shape-memory materials could be used in many applications, the use of these materials is increasing very slowly. The reasons are the relatively high price and the lack of knowledge associated with these materials. Most of the manufacturers wanting to develop a certain application with shape-memory elements would first have to learn about the specific properties of these materials, study the market and do tests to obtain the data necessary for the development of this application. Because this whole process would be time consuming and expensive, many manufacturers simply use standard materials and devices. | lgfinHi(š)bJ][M]lfiF;?n 00 stran 787 I^BSSIfTMlGC M. Pti~ar - S. Dolin{ek - F. Kosel: Prednosti in omejitve - The Advantages and Problems Dokler ti materiali ne bodo bolj razširjeni in poceni, bo njihova uporaba omejena predvsem na primere, pri katerih zaradi prostorskih omejitev uporaba elektromotorjev ali drugih pogonskih naprav ni mogoča, in tam, kjer imajo elementi z oblikovnim spominom funkcijo temperaturnega zaznavala ter pogonske naprave hkrati. Kakor je bilo že omenjeno, pomeni izdelava elementov iz materialov z oblikovnim spominom eno večjih težav pri uporabi teh materialov, saj o možnostih njihove obdelave ni na voljo dovolj podatkov. Zato so v nadaljevanju raziskav uporabnosti materialov z oblikovnim spominom načrtovani testi, s katerimi bi dobili osnovne podatke o možnostih njihove obdelave. Ti podatki bi olajšali razvoj izdelkov z elementi iz materialov z oblikovnim spominom in tudi pripomogli k lažjemu odločanju proizvajalcev za uporabo teh materialov v njihovih izdelkih. As long as these materials are in niche markets and their price remains high, their use will be limited either to those applications where space limitations do not allow the use of electromotors and similar devices or applications where shape-memory elements function as both the temperature sensor and the drive. As as already mentioned, the manufacturing of shape-memory elements represents a major problem in the use of these materials because there is not enough available information on the machining of these materials. Therefore, research which would give some basic information on machining is required. This would make the development of new products with shape-memory elements easier and would also help manufacturers of devices to use these materials in their applications. 5 LITERATURA 5 REFERENCES [1] Funakubo H. (1987) Shape Memory Alloys. Gordon and Breach Science Publishers, New York. [2] Duerig T. W., Melton K. N., Stoeckel D., C.M. Wayman (1990) Engineering aspects of shape memory alloys. Butterworth-Heinemann Ltd., London. Naslova avtorjev: Matjaž Ptičar Ljubljanska 12 1241 Kamnik doc.dr. Slavko Dolinšek prof.dr. Franc Kosel Fakulteta za strojništvo Univerze v Ljubljani Aškerčeva 6 1000 Ljubljana Authors’ Addresses: Matjaž Ptičar Ljubljanska 12 1241 Kamnik, Slovenia Doc.Dr. Slavko Dolinšek Prof.Dr. Franc Kosel Faculty of Mechanical Eng. University of Ljubljana Aškerčeva 6 1000 Ljubljana, Slovenia Prejeto: Received: 27.7.2000 Sprejeto: Accepted: 20.12.2000 2 isnnataieflMliflilrSO | | ^SsFvWEIK | stran 788 © Strojni{ki vestnik 46(2000)11/12,789-791 © Journal of Mechanical Engineering 46(2000)11/12,789-791 ISSN 0039-2480 ISSN 0039-2480 Strokovna literatura Professional Literature Strokovna literatura Professional Literature Ocene knjig K. Zimmermann: Technische Mechanik -multimedial Zal.: Fachbuchverlag Leipzig Carl Hanser Verlag Munchen, Wien 2000. Obseg: format 16 x 23 cm, 207 strani, 72 slik, 45 preglednic, CD-ROM. Cena je 49,80 DEM. Knjiga, ki jo avtor imenuje vadnica iz tehniške mehanike, je razdeljena na naslednja poglavja: naloge s potekom reševanja, reševanje nekaterih vrst nalog tehniške mehanike z uporabo računalniških programov, izbor izpitnih nalog na končnem izpitu iz mehanike na Tehniški univerzi v Ilmenau, zbirke formul iz mehanike, formule iz matematike in CD - ROM za modeliranje v tehniški mehaniki. V prvem delu učbenika, ki obsega 6 poglavij, so naloge iz statike, trdnosti, kinematike, kinetike, nihanj in kritičnih vrtilnih frekvenc. Pri statiki je skupaj 54 nalog, ki obravnavajo sestavljanje in ravnotežje sil, grafično reševanje, določanje težišč, trenje ter notranje sile in momente v nosilcih. V glavnem so obravnavani ravninski primeri, nekaj nalog pa je tudi prostorskih. Področje trdnosti je zajeto v 90 nalogah, ki obravnavajo področje napetosti in deformacij, nateg in tlak, torzijo, geometrijske značilnosti prerezov, upogib, strig, uklon, Castiglianov in Menabreanov princip in sestavljene napetosti. Snov kinematike je zajeta v 23 nalogah. Pri kinematiki točke je obravnavano gibanje v kartezijskem, naravnem in polarnem koordinatnem sistemu, pri togem telesu pa so naloge iz vrtenja telesa okoli stalne osi in ravninskega gibanja telesa. Vsebine kinetike so zajete v 29 nalogah, največ iz masne točke in togega telesa, nekaj nalog je tudi iz sistema togih teles. V 37 nalogah je obravnavano mehansko nihanje, ki obravnavajo enomasna nihanja ( lastna nedušena in dušena ter vsiljena dušena), nihanja večmasnih sistemov, nihanja kontinuov in nelinearna nihanja. V sklepnem delu področja nalog je snov kritičnih vrtilnih frekvenc zajeta v 4 nalogah. Kratek potek reševanja in rezultati vseh nalog so podani v poglavju 9. V poglavju 7 so podane nekatere naloge iz tehniške mehanike, ki jih lahko rešujemo z računalniškimi programi in so podani na CD-ROMu. Tako je podanih po 10 nalog za računanje trdnostnih geometrijskih značlnosti sestavljenih prerezov, pri reševanju ravninskega paličja, pri računanju osnih pritiskov pri različnih delovnih vozilih, ki prevažajo različno opremo in pri kinematični analizi robotov. Podan je primer računalniške obdelave testa razbijanja pri avtomobilu ter upogibnih in torzijskih nihanj nosilca. V osmem poglavju so podane naloge iz 16 izpitov na Tehniški univerzi v Ilmenau. Vsak izpit vsebuje štiri naloge, po eno nalogo iz statike, trdnosti, kinematike in kinetike. Naloge so brez rezultatov in poteka reševanja. S podanimi izpitnimi nalogami lahko študenti domnevajo o zahtevnostni stopnji pri izpitih, naši študenti in pedagoški delavci pa vidijo zahtevnost na izpitih drugje. V desetem poglavju je avtor zbral obrazce s področja tehniške mehanike za vsebine, ki jih obravnavajo naloge v poprejšnjih poglavjih tega učbenika. Obrazce so opremljene še s kratkimi komentarji, definicijami in pomembnimi sklepi. Vsa tista matematična sredstva, ki so nujno potrebna za reševanje podanih nalog, je avtor zbral v enajstem poglavju pod naslovom matematične osnove. Tako študent pri reševanju nalog iz učbenika ne potrebuje še drugih priročnikov, saj ima praktično vse zbrano v njem. V zadnjem delu je na kratko opisana uporaba CD-ROMa. Tukaj je obravnavano modeliranje inženirskih problemov. Vemo, da je prav to področje za študente najtežje, kako si torej pripraviti model, ki ga bomo z znanjem mehanike in matematično pomočjo nato obravnavali in rešili. Prepričan sem, da bo ta računalniška podpora marsikomu pomagala premagati ovire pri modeliranju praktičnih primerov. Na podlagi vsega opisanega je vidna aktualnost in sodobnost učbenika, zato sem prepričan, da bo koristil študentom univerzitetnega in visokošolskega študija pri pripravi na izpite iz mehanike in tudi za kasnejše delo v praksi, zato ga toplo priporočam. J. Stropnik F. Neumann: Gusseisen-Schmelztecnik, Metallurgie, Schmeltzbehandlung Zal.: Expert Verlag, GmbH, Renningen - Malmsheim, 2. predelana in dopolnjena izdaja, 1999. Obseg: format 15 x 21 cm, 452 strani, 300 slik, 53 preglednic, 287 lit. pod. Cena je 128 DEM. Litje je izjemno pomembna tehnologija, s katero dosežemo končno obliko izdelka. Celotno tehnologijo torej vključujejo različni postopki taljenja ©TTlsiObJJPsflDslJSD stran 789 |^BSSITIMIGC Strojni{ki vestnik - Journal of Mechanical Engineering in litja taline dane zlitine in različni postopki formiranja oziroma oblikovanja livne votline. V omenjenem delu o litem železu so prikazani različni postopki pretaljevanja vhodnega materiala, ki vključujejo različne talilniške sisteme in pomožno opremo. Uvodoma avtor predstavi posamezne vrste železnih litin, njihove lastnosti in njihovo uporabnost v nemškem prostoru v zadnjih dvajsetih letih. Zaradi vse ostrejših zahtev po zelo trdnih ulitkih sledi vse večja uporaba nodularne litine ali legirane oziroma toplotno obdelane železne litine. Zelo pomembno je povečevanje porabe nodularne litine v avtomobilski industriji in s tem tudi zahteve po razvoju postopkov pridobivanja kakovostne nodularne litine in hkrati po zniževanju cene ulitka. Zato delo prinaša pregled različnih tehnoloških postopkov in metalurške osnove talilniških procesov. Zbrani in podani so številni podatki za posamezne talilniške postopke. Avtor je ob pomoči sodelavcev opravil zelo obsežno eksperimentalno delo, ga primerno priredil za splošno uporabo v obliki številnih preglednic oziroma diagramov. V delu je predstavljena naslednja problematika: - pregled različnih talilniških postopkov na podlagi kupolk z metalurško tehnološkimi pogoji; - pregled različnih talilniških postopkov na podlagi visokofrekvenčnih oziroma srednjefrekvenčnih talilniških peči in prikaz tehnoloških razmer; - pregled različnih talilniških postopkov v bobnastih rotacijskih pečeh in prikaz metalurškotehnoloških razmer; - postopki izboljšanja talilniških postopkov z računalniško podprtim nadzorom in vodenjem procesa; - racionalizacija pretoka surovin; - optimiranje talilnih postopkov z vidika prihranka energije; - skrb za čisto okolje, glede na vse ostrejše zahteve in predpise; - spreminjanje kadrovske sestave v livarnah in uvajanje avtomatizacije v livarnah; - zmanjševanje izgube materiala oziroma zmanjševanje stroškov izgubljenega materiala; - izboljšanje kakovosti ulitkov glede na njihove trdnostne lastnosti z uporabo različnih vrst modifikatorjev in tehnik modificiranja različnih talin. Delo je izjemno obsežno in specializirano, zato je namenjeno predvsem vodilnemu tehničnemu osebju v livarnah železnih litin, tehnikom in inženirjem, ki se ukvarjajo s tovrstnimi tehnologijami in študentom livarstva. Delo je pisano zelo preprosto, jasno in pregledno, s številnimi slikovnimi predstavitvami procesnih sistemov, posameznih naprav oziroma njihovih elementov. Posebno skrb so na eksperimentalni osnovi izdelani številni diagrami metalurško tehnološkega značaja, ki omogočajo praktikom v ^BSfirTMlliC | stran 790 proizvodnji boljše razumevanje talilniškega procesa. J. Grum H. Wenzl: Batterietechnik Zal.: Expert Verlag, GmbH, Renningen - Malmsheim, 1999. Obseg: format 15 x 21 cm, 253 strani, 73 slik, 13 preglednic. Cena je 69 DEM. Neodvisnost, premičnost, razpoložljivost itn. transportnih naprav, naprav za komuniciranje, naprav za zabavo itn. terjajo uporabo samostojnih, neodvisnih virov energije. Posledica takšnega razvoja je vse širša uporaba električnih baterij in akumulatorjev. Zaradi vplivov na okolje želijo tudi nekatere druge vire energije nadomestiti z električnimi, tako pospešeno razvijajo sončne celice, gorivne celice, nove tipe električnih akumulatorjev in podobno. Čeprav so novice o novih dosežkih na področju akumulatorjev pogoste, je dandanes, kot naprava za kemično shranjevanje električne energije, še vedno v naj širši uporabi svinčev akumulator, ki deluje na osnovi kemičnih procesov, znanih skoraj 150 let. Svinčevemu akumulatorju po uporabi sledi nekoliko mlajši nikel-kadmijev akumulator. Kakor je razvidno iz podnaslova knjige, avtor meni, da je za vključevanje akumulatorjev v uporabo in njihovo uspešno uporabo potrebno čimboljše poznavanje zgradbe, lastnosti in delovanja akumulatorjev. Tako obravnava v delu kemične procese in spremljajoče pojave v akumulatorjih, materiale za gradnjo, postopke polnjenja in praznjenja, nadomestna vezja, vplive temperature, korozijo, vplive na okolje, dobo trajanja akumulatorjev in na koncu tudi najznačilnejše vrste uporabe (akumulatorji, kot shranjevalniki električne energije, kot vir energije pri transportnih napravah, pomožni vir energije v vezanih sistemih napajanja in kot vir energije pri zagonu motornih vozil). V delu zbrane informacije o najpogosteje uporabljanih akumulatorjih bodo dobrodošle vsem, ki imajo opraviti z akumulatorji, bodisi pri načrtovanju uporabe ali sami uporabi. A. Hussu R. Hurten: Function-Point Analysis Zal.: Expert Verlag, GmbH, Renningen - Malmsheim 1999. Obseg: format 16 x 23 cm, 1771 strani. Cena je 98 DEM. Function-Point Analysis (FPA) je metoda analize za merjenje nivoja funkcionalnosti, ki jo neka programska oprema ponuja uporabniku. Mera nivoja Strokovna literatura - Professional Literature funkcionalnosti ni odvisna niti od metodologije razvoja niti od uporabljene tehnologije programiranja. Zato daje mera nivoja funkcionalnosti osnovno značilnico, ki omogoča dolgoročno primerjavo produktivnosti pri razvoju programske opreme in s tem temelj za obvladovanje stroškov razvoja. Pričujoča knjiga predstavlja predvsem splošno načelo FPA in njenih najpomembnejših uporabnih značilnosti. Uporaba FPA v praksi in opis ključnih predpostavk za uspešno rabo analize sta podrobno opisana in predstavljena na primerih. Priloženi preglednični izračuni ne pomenijo zgolj vrste poučnih primerov, ampak omogočajo, da jih pri konkretni metodi FPA lahko neposredno tudi uporabimo. Pri tem gre za niz raznovrstnih preglednic, ki se uporabljajo za izračun merske karakteristike funkcionalnosti vse od predštudij, analize problemov in za sam potek projektov. Pri tem upošteva metoda različne značilnosti, npr. kupca, naročila, zapletenost zahtev in podatkov, vključevanje že znanih rešitev, programskega okolja in jezika, v katerem poteka razvoj ipd. Knjiga je zelo primerna za: - izvajalce nadzora programske opreme, ki žele preglednost stroškovne sestave izdelave programske opreme; - vodstveni kader s področja informacijske tehnologije, ki želi izboljševati produktivnost razvoja programske opreme; - projektne vodje s področja informacijske tehnologije, ki hočejo imeti učinkovit nadzor nad obsegom projektov razvoja programske opreme; - vodstveni kader podjetij, ki izdeluje programsko opremo, za podporo pri izdelavi ponudb ter - uporabnike programske opreme, ki jih zanima primerjava cenovne učinkovitosti za stroške njihove programske opreme. A. Sluga K. Felte: Verzahntechnik Zal.: Expert Verlag, GmbH, Renningen - Malmsheim 1999. Obseg: format 15 x 21 cm, 171 strani, 66 slik, 7 pregl., 46 navedb literature. Cena je 69 DEM. V knjigi avtor razlaga zgodovino ozobja, osnove o geometrijski obliki posameznih vrst ozobja postopke izdelave zobniških dvojic, termično obdelavo čelnih in stožčastih zobnikov in postopke preverjanja geometrijske oblike zobniških dvojic. Posebej obravnava valjaste zobnike z ravnimi in poševnimi zobmi in stožčaste zobnike.Pri vsakem postopku izdelave zobniških dvojic (litje, sintranje, natančno kovanje, stiskanje, frezanje, skobljanje itn.) so podane zahteve posebej za osnovne in toplotno obdelane materiale. Popisuje osnove tehnologij, kinematiko obdelovalnih strojev in oblike orodij, ki so v veliki meri odvisne od želene kakovosti ozobja. Knjiga je namenjena predavateljem in študentom strojništva kot spremljajoča literatura pri predavanjih in strokovnjakom, ki za pripavo in proizvodnjo zobniških dvojic potrebujejo natančne informacije. I. Prebil Z. Balantič: Človek - delo - učinek Zal.: Moderna organizacija, Kranj 2000 Obseg: 17 tematskih sklopov, 20 predstavljenih uporab, 710 multimedijsko podprtih strani, 260 slik, 353 avtorskih skic in 233 diagramov. Cena je 1900 SIT. Interaktivna elektronska publikacija je narejena v obliki zgoščenke, ki združuje študijsko vsebino sklopa človek - delo - učinek, povezano s praktičnimi izkušnjami delovne učinkovitosti, izvedene v izbranih uspešnih slovenskih podjetjih. Zgoščenka je razdeljena na dva dela, teoretični in praktični, ki sta medsebojno dinamično povezana in prepletena. Vsebina zgoščenke: ergonomija, antropometrija, informacijski tokovi med človekom in okolico, biomehanika, raba energije pri človeku, čutila, mikroklimatsko okolje, oblikovanje in značaj dela, stopnja razvoja delovnih sistemov, varovanje pri delu študij in oblikovanje dela, delovni čas, metode in tehnike izboljševanja dela, merjenje dela in ergonomsko ocenjevanje. Zgoščenka je namenjena vsem, ki želijo spoznati vplivne elemente na človekovo delovno učinkovitost, spoznati problematiko razmerja med človekom in strojem, predvsem pa spodbuja inovativne dejavnosti s področja človek v delovnem procesu. V. Butala stran 791 I^BSSIfTMlGC © Strojni{ki vestnik 46(2000)11/12,792-796 © Journal of Mechanical Engineering 46(2000)11/12,792-796 ISSN 0039-2480 ISSN 0039-2480 Osebne vesti Personal Events Osebne vesti Personal Events V spomin prof. Stanetu Potr~u Sredi visokega poletja, 6. avgusta 2000, je preminil moj starejši kolega po stroki, prof. Stane Potrč, prvi učitelj s področja Transportnih naprav na Višji in nato Visoki tehniški šoli v Mariboru. Pokojni profesor Stane Potrč se je rodil v obrtniški družini 2. julija leta 1924 očetu Alojzu in materi Tonji. Osnovno šolo je obiskoval v Mozirju in v Mariboru. Kot zelo nadarjenega dijaka so ga starši usmerili v takrat osemletno Gimnazijo v Mariboru, ki jo je moral prekiniti zaradi druge svetovne vojne in se zaposliti. Že leta 1942 se je, star komaj 18 let, vključil v delo OF ter čez dobro leto vstopil v NOV kot aktivni borec. Gimnazijo je dokončal šele po vojni, pozno jeseni leta 1945 z maturo na Ptuju, ter se jeseni leta 1946 vpisal na Tehniško fakulteto, Oddelek za strojništvo v Ljubljani. Vse svoje študijske obveznosti je do absolutorija opravljal redno in zelo uspešno. V zadnjem semestru se je priključil znani konstrukterski skupini študentov in diplomantov pri prof. Frančku Kovačecu, ki je v prvih povojnih letih postavljal temelje nekaterim osnovnim konstrukterskim predmetom in še posebej predmetom s področja Transportnih naprav. Jeseni leta 1949 se je za tri leta zaposlil na Srednji tehnični šoli v Ljubljani kot predavatelj, kar je nekoliko upočasnilo njegov študij. Prof. Kovačec, ki je s konkretnimi projekti za industrijo uvajal mlade strojnike v konstruktersko prakso, mu je bil mentor tudi pri diplomskem delu s področja projektiranja žerjavov. Diplomiral je marca leta 1953 kot 79. diplomant strojništva v Ljubljani. Prof. Stane Potrč je pričel svojo inženirsko pot v Železarni Štore takoj po diplomi. Že julija istega leta se mu je ponudila zaposlitev v Metalni Maribor, katere proizvodni program je bil bliže univerzitetno diplomiranemu strojnemu inženirju in znotraj tematike, ki jo je podrobno spoznaval pri svojem mentorju v Ljubljani. Njegova prva zadolžitev je bilo vodenje montaže metalniške opreme v Železarni Zenica, in sicer: transportne opreme za pripravo rude pri visokih pečeh, jeklene konstrukcije pri aglomeraciji, jeklene konstrukcije za halo valjarne ter žerjave v njej. Po vrnitvi s ‘terena’, najboljše pripravljalnice za samostojno projektiranje, je v Metalni postal projektant in vodja skupine v projektivnem biroju za transportne naprave v letih 1954 do 1960 s prekinitvijo v letih 1956 do 1958, ko se je izpopolnjeval v Nemčiji. Pod njegovim vodstvom so bili zasnovani in izvedeni mnogi veliki in manjši objekti za jugoslovanski in izvozni trg. Naj naštejem samo nekatere: prekladalni mostovi razpetine 60 m s tračnimi transporterji in elevatorjem na samem žerjavu za TE Šoštanj, prekladalni most razpetine 50 m + 10 m + 15 m s tračnimi transporterji in vrtljivim mačkom z grabilom za Jugoviskozo Loznica (Bosna), prekladalni most razpetine 50 m s tračnimi transporterji in dvema elevatorjema za TE Kolubaro (Srbija), prekladalni most za TE Kakanj (Bosna), težki mostni žerjavi za Železarno Zenica, več drugih industrijskih žerjavov, transporterji za rudnike, itn. Novembra leta 1956 je prof Stane Potrč odšel v nemško družbo Walter & Cie Aktiengesellschaft, Koln-Dellbriick, kjer je najprej deloval kot projektant na področju nosilnih ogrodij parnih kotlov ter okrovov različnih filtrov za odpraševanje. Kmalu so mu poverili tudi dela statika na celovitih objektih s področja jeklenih konstrukcij, kjer se je izkazal s svojimi strokovnimi izkušnjami in širokim pogledom na zahtevno problematiko. V Metalno se je z novim znanjem in izkušnjami vrnil leta 1958. Dve leti po njegovi vrnitvi v Metalno je bila ustanovljena Višja tehniška šola v Mariboru in prof. Stane Potrč je bil v prvi generaciji njenih učiteljev. S svojimi bogatimi strokovnimi izkušnjami je utemeljil vsebino, pripravil predavanja ter celih dvaindvajset let predaval naslednje aplikativne predmete: Transportne naprave na višješolskem študiju ter Transportne naprave I, Transportne naprave II in Transportne sisteme na visokošolskem študiju. V teh predmetih je zajel potrebno znanje o konstruiranju, projektiranju ter uporabi transportnih naprav v industriji, rudarstvu, na pretovornih mestih v prometu blaga in drugod. Na višješolskem študiju je predaval tudi predmeta Mehanika I in Mehanika II. Po zgledu svojega učitelja in mentorja prof. FKovačeca je na šoli ustanovil projektivno skupino, v kateri so se urili ter nabirali svoje prve konstrukterske in projektantske izkušnje študentje v okviru seminarskih in diplomskih nalog. Za zasnovo in razvoj 2 jgnnatafcflMliflilrSO | | ^SSfiFlMlGC | stran 792 Osebne vesti - Personal Events novih in prenovljenih izdelkov ni dovolj samo teoretska podlaga, temveč je potrebno tudi obilo navdiha pri obvladovanju funkcionalnih zahtev ter iskanju optimalnih oblikovnih rešitev, ki morajo biti konkurenčno izvedljive. Ta pristop, ki ga dandanes na modernih univerzah gojijo kot ‘študij na primerih’, daje najboljše rezultate. Mladi ljudje, ki so ves čas šolanja reševali v veliki meri le kratke, največ enourne šolske naloge, se morajo spopasti s stvarno in zapleteno nekajmesečno nalogo z mnogimi robnimi pogoji in skopimi podatki. Prav pri vodenju takih nalog je pokojni profesor dal v znanju svojih diplomantov svoj velik prispevek šoli in industriji. Poleg tega je projektivna skupina, ki jo je vodil, dala v samo desetih letih njenega obstoja (leta 1970 jo je šola ukinila) dokumentacijo za 24 večjih in manjših objektov s področja gradenj žerjavov, valjarniških in drugih železarniških naprav, ki so bili tudi izvedeni. V šolskem letu 1966/67 je bil še enkrat na izpopolnjevanju v tujini, tokrat pri podjetju Wartmann & Cie.A.G. (Brugg v Švici). Kot samostojen projektant je izdeloval statične in trdnostne izračune ter pripravljal ponudbe za velike rezervoarje, tlačne posode in tlačne cevovode. S statičnim preračunom in kontrolnim pregledom je sodeloval tudi pri gradnji zadrževalnega hrama JE Beznau (Švica). Profesor Stane Potrč je bil do svojih kolegov profesorjev, svojih sodelavcev in študentov izjemen človek. Bil je ugleden strokovnjak ter odličen pedagog. Rad je imel glasbo in bil velik ljubitelj gora, kjer si je nabiral novih moči za predano delo. Prav je, da se njegovemu spominu oddolžimo tudi s temi skromnimi vrsticami v Strojniškem vestniku. profdr. Janez Kramar Prof.dr. Viktor Prosenc - 80 letnik 12. decembra praznuje visok jubilej - 80 letnico prof. dr. Viktor Prosenc, pionir varilstva na Fakulteti za strojništvo Univerze v Ljubljani, upoštevan učitelj in uspešen znanstvenik - raziskovalec v Sloveniji in zunaj nje, mentor mlajšim učiteljem varilstva na matični fakulteti, redni profesor Fakultete za strojništvo v pokoju. Profesor Prosenc je bil rojen v Zagorju ob Savi leta 1920. Tam je končal osemletno osnovno šolo in se nato vpisal na takratno I. državno realno gimnazijo v Ljubljani, kjer je maturiral leta 1941, ko je bil prisiljen prekiniti nadaljnje šolanje zaradi vojne. Zato se je zaposlil v rudniku v Zagorju, kjer je delal kot rudar. Po končani vojni se je vpisal na Metalurški odsek Montanističnega oddelka takratne Tehniške fakultete v Ljubljani, kjer je diplomiral leta 1951 in je nato bil redni asistent pri Katedri za metalurško strojništvo na Fakulteti za rudarstvo in metalurgijo Tehniške visoke šole v Ljubljani do leta 1958. Tedaj se je zaposlil na Zavodu za varjenje SRS (sedaj Institut za varilstvo) v Ljubljani, kar je bilo usodno za njegovo nadaljnje strokovno, pedagoško in znanstveno raziskovalno delovanje, saj se je tedaj zapisal varilstvu. Na Zavodu za varjenje SRS se je usmeril v varilstvo s poudarkom na tehnologiji varilskih procesov in bil tri mesece na specializaciji na Institutu za varjenje (Institut de la soudure) v Parizu. Že v šolskem letu 1962/63 je bil izvoljen na Odseku za montanistiko Fakultete za naravoslovje in tehnologijo Univerze v Ljubljani za honorarnega predavatelja za področje varjenja. Po izvolitvi za predavatelja za varilske predmete in toplotno obdelavo na Fakulteti za strojništvo je bil tu nastavljen za predavatelja januarja 1964. Po poprejšnji habilitaciji za docenta je bil 15. julija 1966 izvoljen za docenta na Fakulteti za strojništvo Univerze v Ljubljani. Do tedaj je še bil od leta 1964 redni sodelavec Instituta za strojništvo na Fakulteti za strojništvo in predstojnik njegovega Tehnološkega odseka. Doktoriral je leta 1975 na Tehniški univerzi v Hannovru (TU Hannover) pri prof. dr. Friedrich Erdmann-Jesnitzer-ju, mednarodno uveljavljenem strokovnjaku za varilstvo. Disertacijo je pripravljal na Fakulteti za strojništvo v Ljubljani in pri imenovanem profesorju na Institutu za kovinoznanstvo (B) Fakultete za strojništvo Univerze v Hannovru. Naslednje leto 1976 je bil izvoljen za izrednega in leta 1981 za rednega profesorja na Fakulteti za strojništvo Univerze v Ljubljani. Na matični fakulteti je oblikoval in predaval predmete na višješolskem in visokošolskem univerzitetnem študiju strojništva: Tehnologija kovin II, Toplotna obdelava in zaščita, Tehnika spajanja, Fizikalno-kemijske osnove varilnih procesov in ©TTlsiObJJPsflDslJSD I stran 793 |^BSSITIMIGC Strojni{ki vestnik - Journal of Mechanical Engineering tehnologija varjenja, za katere je izdelal učne programe. Za splošna predmeta Varjenje in Tehnika spajanja je spisal skripta pod naslovom Varjenje (leta 1980) ter za predmet Fizikalno kemijske osnove varilnih procesov in tehnologija varjenja pa še skripta pod naslovom Varilska tehnologija. Skripta je založila in izdala Fakulteta za strojništvo Univerze v Ljubljani. Bil je mnoga leta tudi nosilec predmeta Varilni procesi na podiplomskem magistrskem študiju za področje Avtomatizacija in proizvodna kibernetika. V zadnjih letih aktivnega dela na Fakulteti za strojništvo je predaval še predmet Nauk o kovinah. Že tedaj in po upokojitvi je predaval še na Visoki tehniški šoli oziroma Tehniški fakulteti Univerze v Mariboru praktično vse varilske predmete med sobotno odsotnostjo tamkajšnjega profesorja dr. Inoslava Raka. Predaval je tudi na podiplomskem študiju na drugih univerzah (Univerza v Mostarju in druge). Gostoval je na drugih Univerzah kot član komisije za ocene in zagovore magistrskih in doktorskih disertacij (Univerza v Zagrebu, Univerza v Sarajevu idr.). Sicer je njegov opus na področju izobraževanje precej obsežnejši. Takšno je tudi njegovo znanstveno -raziskovalno in strokovno delovanje. Že kot mlad asistent je sodeloval pri projektiranju metalurških obratov (Železarna Sisak, Tovarna ferozlitin Šibenik, Livarna STT Trbovlje). Deloval je na področju preiskav materialov za Rudarski inštitut v Ljubljani ter za ladijske registre. Na Zavodu za varjenje SRS v Ljubljani je kot vodja Tehnološkega oddelka reševal in sodeloval pri reševanju različnih tehnoloških varilskih problemov z znanstveno raziskovalnim pa tudi razvojnim delom v številnih obratih kovinsko predelovalne industrije, energetike in v drugih industrijskih obratih po vsej nekdanji državi Jugoslaviji. Poudariti moramo tudi njegovo delo na področju kristalizacije kovin, s katerim je doktoriral. Problem nukleacije in kristalizacije je študiral po jeklarskem postopku pretaljevanja pod žlindro. Tako delo kakor tudi publikacije so bili deležni precejšnjega zanimanja v tujini, zato je v okviru bilateralnega znanstveno-tehničnega sodelovanja, Doktorati, magisteriji, diplome DOKTORATI Na Fakulteti za strojništvo Univerze v Ljubljani so z uspehom zagovarjali svoje doktorske disertacije, in sicer: dne 23. oktobra 2000: mag. Dean Besednjak, disertacijo z naslovom: “Interakcija filma ^BSfirTMlliC | stran 794 med komisijami nekdanje SFRJ in Zvezno republiko Nemčijo nemška stran dala prednost nadaljevanju teh raziskav. Na Fakulteti za strojništvo je v okviru PRE za tehnologijo materialov ustanovil Laboratorij za varjenje (1972), s katerim je šele bilo omogočeno raziskovalno in strokovno delo na področju varjenja, ki se je razširilo na raziskave in razvoj za slovensko industrijo. Reševal je probleme, ki so zanimali slovensko industrijo in neposredno proizvodnjo: to so različni tehnološki in varivostni problemi, razvoj dodajnih materialov in razvoj varilnih naprav. Jubilant pa ni bil dejaven le na pedagoškem in raziskovalnem področju, pač pa tudi v številnih družbenih in strokovnih organizacijah, kjer je opravljal pomembne funkcije. Na Fakulteti za strojništvo je bil predstojnik PRE za tehnolgijo materialov (2 leti), dekan Fakultete za strojništvo dve mandatni obdobji (1979 - 1983). Član uredniškega odbora za strokovni časopis Varilna tehnika (1958 - 1964), ekspert v raznih komisijah Mednarodnega inštituta za varjenje, tajnik Zveze rudarskih, metalurških in geoloških inženirjev in tehnikov SRS idr. Za svoj mnogostranski, bogati in plodni prispevek na različnih področjih je prejel več priznanj v obliki pohvalnic, znakov, diplom in medalj: častni član ZGRMIT, zaslužni član ZIT Jugoslavije, Jugoslovanski red dela idr. Všolskem letu 1990/91 je prof. Prosenc odšel v pokoj, in sicer februarja leta 1991. Tudi po upokojitvi se prof. Prosenc redno vrača na Fakulteto za strojništvo, je vedrega duha in rad razpravlja in svetuje, strokovno recenzira rokopise univerzitetnih učbenikov s področja varilstva, je še vedno vabljen predavatelj na tečajih za evropske inženirje varilstva na Inštitutu za varilstvo v Ljubljani. Njegovo zanimanje je še vedno bogato in vsestransko. Ob dočakanem visokem življenjskem jubileju prof. Prosencu prisrčno čestitamo in mu iskreno želimo, da bi bil še naprej veliko let čil in zdrav. profdr. Viljem Kralj kondenzata in vlažnega zraka v križnem toku”; dne 14. decembra 2000: mag. Tadej Kosel, disertacijo z naslovom: “Slepo ločevanje neodvisnih izvorov akustične emisije”; dne 20. decembra 2000: mag. Boris Pukl, disertacijo z naslovom: “Obratovalna trdnost mehanskih zvez delov iz jekla in aluminijevih zlitin” in Osebne vesti - Personal Events dne 21. decembra 2000: mag. Željko Warga, disertacijo z naslovom: “Prenos toplote v kotlih za centralno ogrevanje”. Na Fakulteti za strojništvo Univerze v Mariboru sta z uspehom zagovarjala svoji doktorski disertaciji, in sicer: dne 15. novembra 2000: mag. Krsto Pandža, disertacijo z naslovom: “Strateški proces akumulacije sposobnosti v proizvodnem podjetju” in dne 15. decembra 2000: mag. Matej Požarnik, disertacijo z naslovom: “Robno območna integralska metoda za numerično modeliranje lebdečih slojev”. S tem so navedeni kandidati dosegli akademsko stopnjo doktorja tehničnih znanosti. MAGISTERIJI Na Fakulteti za strojništvo Univerze v Ljubljani so z uspehom zagovarjali svoja magistrska dela, in sicer: dne 25. oktobra 2000: Metod Češarek, delo z naslovom: “Eksperimentalni sistem za preverjanje življenjske dobe velikih kotalnih ležajev”; dne 6. decembra 2000: Drago Kovačič, delo z naslovom: “Razvoj merilne in programske opreme za modernizacijo trgalnih strojev”; dne 7. decembra 2000: Miroslav Halilovič, delo z naslovom: “Analiza tehnoloških parametrov pri procesu kontinuirnega litja z vidika njihovega vpliva na mehanski odziv”; dne 12 decembra 2000: Evald Kranjčevič, delo z naslovom: “Termoenergetska analiza in nadzor razpršilnega sušilnika”; dne 18. decembra 2000: Miha Bobič, delo z naslovom: “Dinamika preizkuševališča za razvoj in simuliranje delovanja toplotne podpostaje”; dne 19. decembra 2000: Peter Peternel, delo z naslovom: “Načrtovanje reinženiringa v montaži”; dne 20. decembra 2000: Primož Podržaj, delo z naslovom: “Grobost optimalnega krmilnega sistema” in dne 21. decembra 2000: Jože Lenart, delo z naslovom: “Spremljanje dobe trajanja parovodov”. Na Fakulteti za strojništvo Univerze v Mariboru so z uspehom zagovarjali svoja magistrska dela, in sicer: dne 5. oktobra 2000: Andrej Poredoš, delo z naslovom: “Analiza toplotnih razmer daljinskih energetskih sistemov”; dne 8. novembra 2000: Danilo Rojko, delo z naslovom: “Določitev lomne žilavosti na velikih preizkušancih in primerjava lomne žilavosti dobljene na standardnih preizkušancih” in dne 15. novembra 2000: Andrej Hartman, delo z naslovom: “Uporaba umetne inteligence v okoljski vzgoji”. S tem so navedeni kandidati dosegli akademsko stopnjo magistra tehničnih znanosti. DIPLOMIRALI SO Na Fakulteti za strojništvo Univerze v Ljubljani so pridobili naziv univerzitetni diplomirani inženir strojništva: dne 2. oktobra 2000: Metod ČUK, Tomaž JERAS, Janez KOGOVŠEK, Elvis PRELAZ; dne 27. oktobra 2000: Jurij GERBEC, Miha GREGORC, Borut HABIČ, Aleš JEREB, Vito LOJK, Franc MAJDIČ, Andrej MARLIN, Jaka PELHAN, Uroš PRIMOŽIČ; dne 27. novembra 2000: Gregor JELENC, Tilen JENKO, Željko KATUŠIN, Borut MIHOLIČ, Leon OMEJC, Miha PEKOLJ, Tomaž VADNJAL; dne 21. decembra 2000: Tilen KUHAR, Damijan MILOŠEVIČ, Rok NAGODE, Iztok ŠPAN; dne 22 decembra 2000: Uroš AVSEC, David KAPŠ, Andreja SMRDELJ, Tadej ŠTRANCAR, Neboljša TOPIČ, Boštjan ZAJC, Jernej ZORKO. Na Fakulteti za strojništvo Univerze v Mariboru so pridobili naziv univerzitetni diplomirani inženir strojništva: dne 5. oktobra 2000: Andrej BENKO, Gregor SEDMINEK Gorazd URLEB, Elvis VINCEK Aleš ZOREC; dne 26. oktobra 2000: Darko GROZDINA Milan ZORKO; dne 30. novembra 2000: Ante MOROVIČ, Timotej ŠNAJDER, Aleksander VADNJAL, Robert VREČKO; dne 21. decembra 2000: Matej ROŽIČ, Simon SMOLAK * Na Fakulteti za strojništvo Univerze v Ljubljani so pridobili naziv diplomirani inženir strojništva: dne 13. oktobra 2000: Bojan BIČIČ, Vinko CORN, Matej ERZNOŽNIK, Janez GOLOB, Milan HRAST, Anton MARC, Tomaž POPIT, Andrej RAJAR, Ivan ŠMON, Jure VIDEC, Bojan ŽMUC; dne 16. oktobra 2000: Darko BERUS, Anton GALE, Tone KOVAČ, Andrej MEZINEC, Miran PENKO, Dejan STAMENKOVIČ, Alojz ŠMC, Tomaž ŠVAJGER Marko WEBER Tomaž ŽARKOVIČ, Marko ŽIBERNA; dne 17. oktobra 2000: Anton KEŠ, Damijan LOZAR, Igor MARC, Matija OBOLNAR; dne 10. novembra 2000: Ado BARBIŠ, stran 795 I^BSSIfTMlGC Strojni{ki vestnik - Journal of Mechanical Engineering Franc BORŠTNAR, Aleš DREMPETIČ, Vitomir Stanko GORNIK, Peter HUMAR Peter JERALA, Jože KASTELIC, Marko MLINAR Iztok STARC, Dejan VELKANJE; dne 7. decembra 2000: Bogdan JAZBEC, Tine VADNAL, Slavko VELKAVRH; dne 8. decembra 2000: Marjan BOŽIČ, Tadej ČERNE, Vojko FON, Andrej KAJFEŽ, Slavko KAJFEŽ, Boštjan KERIN, Roman POTOČNIK, Kristofer ŠTEMBERGAR Janko ZIHERL; dne 11. decembra 2000: Franc BANKO; dne 12. decembra 2000: Tadej DRNOVŠEK. Na Fakulteti za strojništvo Univerze v Mariboru so pridobili naziv diplomirani inženir strojništva: dne 5. oktobra 2000: Matjaž FLEISINGER Dejan ŠLEMER; dne 26. oktobra 2000: Peter HUDOURNIK, Bojan OŠLAK Željko PUSTOSLEMŠEK; dne 30. novembra 2000: Andrej HRIBERNIK Miran KERNDL, Roman KRESLIN, Slobodan MRKONJIČ, Kristijan PAVLIN, Igor PLETERŠEK Miroslav POPLAS, Robert TURNŠEK; dne 21. decembra 2000: Zvonko KOPČIČ, Primož POSINEK Vid POVALEJ, Borut ZEMLJIC * Na Fakulteti za strojništvo Univerze v Ljubljani so pridobili naziv inženir strojništva: dne 7. decembra 2000: Anita PLESNIČAR Izidor SIRŠE; dne 8. decembra 2000: Marjan BAJUK, Ina ČARIČ, Damjan GOVEKAR, Danijel MILAVEC, Alenka OBERČ, Rajko PETERLIN, Mitja PIŠEK Samo ZIGMUND, Marko ZUPAN; dne 11. decembra 2000: Franc GOMBAČ, MatjažGRMEK Mitja JUKIČGRM, Denis MARUŠIČ Marko ŠVIGELJ, Robert TISOVEC, LukaŽNIDARŠIČ; dne 12. decembra 2000: Marko BAJC, Boštjan BARTOL, Marjan GOVEKAR, Robert POGORELC, Boštjan VODOPIVEC. Na Fakulteti za strojništvo Univerze v Mariboru so pridobili naziv inženir strojništva: dne 5. oktobra 2000: Boštjan DOBOVŠEK Stanko FILČIČ, Damir LUKEŽIČ, Boštjan PRESKER Gorazd SMREČNIK Tone STAROVEŠKI, Egon VRABIČ; dne 26. oktobra 2000: Andrej DROBNE, Andrej SOTELŠEK; dne 30. novembra 2000: Mirko DOBNIK Konrad HLADIN, Sebastjan PARADIŽNIK, Anton POTOČNIK Jože STEINER, Jože TITOVŠEK; dne 21. decembra 2000: Primož CEPUŠ, Borut ŠVAJKER, Igor ZVER. gTin^afcflMISCSD I ^BSfiTTMlliC | stran 796 00-11/12 © Strojni{ki vestnik 46(2000)11/12,797-798 © Journal of Mechanical Engineering 46(2000)11/12,797-798 ISSN 0039-2480 ISSN 0039-2480 Navodila avtorjem Instructions for Authors Navodila avtorjem Instructions for Authors Članki morajo vsebovati: - naslov, povzetek, besedilo članka in podnaslove slik v slovenskem in angleškem jeziku, - dvojezične preglednice in slike (diagrami, risbe ali fotografije), - seznam literature in - podatke o avtorjih. Strojniški vestnik izhaja od leta 1992 v dveh jezikih, tj. v slovenščini in angleščini, zato je obvezen prevod v angleščino. Obe besedili morata biti strokovno in jezikovno med seboj usklajeni. Članki naj bodo kratki in naj obsegajo približno 8 tipkanih strani. Izjemoma so strokovni članki, na željo avtorja, lahko tudi samo v slovenščini, vsebovati pa morajo angleški povzetek. Vsebina članka Članek naj bo napisan v naslednji obliki: - Naslov, ki primerno opisuje vsebino članka. - Povzetek, ki naj bo skrajšana oblika članka in naj ne presega 250 besed. Povzetek mora vsebovati osnove, jedro in cilje raziskave, uporabljeno metodologijo dela,povzetek rezulatov in osnovne sklepe. - Uvod, v katerem naj bo pregled novejšega stanja in zadostne informacije za razumevanje ter pregled rezultatov dela, predstavljenih v članku. - Teorija. - Eksperimentalni del, ki naj vsebuje podatke o postavitvi preskusa in metode, uporabljene pri pridobitvi rezultatov. - Rezultati, ki naj bodo jasno prikazani, po potrebi v obliki slik in preglednic. - Razprava, v kateri naj bodo prikazane povezave in posplošitve, uporabljene za pridobitev rezultatov. Prikazana naj bo tudi pomembnost rezultatov in primerjava s poprej objavljenimi deli. (Zaradi narave posameznih raziskav so lahko rezultati in razprava, za jasnost in preprostejše bralčevo razumevanje, združeni v eno poglavje.) - Sklepi, v katerih naj bo prikazan en ali več sklepov, ki izhajajo iz rezultatov in razprave. - Literatura, ki mora biti v besedilu oštevilčena zaporedno in označena z oglatimi oklepaji [1] ter na koncu članka zbrana v seznamu literature. Vse opombe naj bodo označene z uporabo dvignjene številke1. Oblika članka Besedilo naj bo pisano na listih formata A4, z dvojnim presledkom med vrstami in s 3 cm širokim robom, da je dovolj prostora za popravke lektorjev. Najbolje je, da pripravite besedilo v urejevalnilku Microsoft Word. Če uporabljate kakšen drug urejevalnik besedil, prosimo, da besedilo konvertirate v navadno ASCII (tekstovno) obliko. Hkrati dostavite odtis članka na papirju, vključno z vsemi slikami in preglednicami ter identično kopijo v elektronski obliki. Prosimo, da ne uporabljate urejevalnika LaTeX, saj program, s katerim pripravljamo Strojniški vestnik, ne uporablja njegovega formata. V urejevalniku LaTeX oblikujte grafe, preglednice in enačbe in jih stiskajte na kakovostnem laserskem tiskalniku, da jih bomo lahko presneli. Enačbe naj bodo v besedilu postavljene v ločene vrstice in na desnem robu označene s tekočo številko v okroglih oklepajih Enote in okrajšave V besedilu, preglednicah in slikah uporabljajte le standardne označbe in okrajšave SI. Simbole fizikalnih veličin v besedilu pišite poševno (kurzivno), (npr. v, T, n itn.). Simbole enot, ki sestojijo iz črk, pa pokončno (npr. ms 1, K, min, mm itn.). Papers submitted for publication should comprise: - Title, Abstract, Main Body of Text and Figure Captions in Slovene and English, - Bilingual Tables and Figures (graphs, drawings or photographs), - List of references and - Information about the authors. Since 1992, the Journal of Mechanical Engineering has been published bilingually, in Slovenian and English. The two texts must be compatible both in terms of technical content and language. Papers should be as short as possible and should on average comprise 8 typed pages. In exceptional cases, at the request of the authors, speciality papers may be written only in Slovene, but must include an English abstract. The format of the paper The paper should be written in the following format: - A Title, which adequately describes the content of the paper. - An Abstract, which should be viewed as a miniversion of the paper and should not exceed 250 words. The Abstract should state the principal objectives and the scope of the investigation, the methodology employed, summarize the results and state the principal conclusions. - An Introduction, which should provide a review of recent literature and sufficient background information to allow the results of the paper to be understood and evaluated. - A Theory - An Experimental section, which should provide details of the experimental set-up and the methods used for obtaining the results. - A Results section, which should clearly and concisely present the data using figures and tables where appropriate. - A Discussion section, which should describe the relationships and generalisations shown by the results and discuss the significance of the results making comparisons with previously published work. (Because of the nature of some studies it may be appropriate to combine the Results and Discussion sections into a single section to improve the clarity and make it easier for the reader.) - Conclusions, which should present one or more conclusions that have been drawn from the results and subsequent discussion. - References, which must be numbered consecutively in the text using square brackets [1] and collected together in a reference list at the end of the paper. Any footnotes should be indicated by the use of a superscript1. The layout of the text Texts should be written in A4 format, with double spacing and margins of 3 cm to provide editors with space to write in their corrections. Microsoft Word for Windows is the preferred format for submission. If you use another word processor, please convert to normal ASCII (text) format. One hard copy, including all figures, tables and illustrations and an identical electronic version of the manuscript must be submitted simultaneously. Please do not use a LaTeX text editor, since this is not compatible with the publishing procedure of the Journal of Mechanical Engineering. Graphs, tables and equations in LaTeX may be supplied in good quality hard-copy format, so that they can be copied for inclusion in the Journal. Equations should be on a separate line in the main body of the text and marked on the right-hand side of the page with numbers in round brackets. Units and abbreviations Only standard SI symbols and abbreviations should be used in the text, tables and figures. Symbols for physical quantities in the text should be written in Italics (e.g. v, T, n , etc.). Symbols for units that consist of letters should be in plain text (e.g. ms-1, K, min, mm, etc.). stran 797 I^HsSTTlMlDC Strojni{ki vestnik - Journal of Mechanical Engineering Vse okrajšave naj bodo, ko se prvič pojavijo napisane v celoti, npr. časovno spremenljiva geometrija (ČSG , . Slike Slike morajo biti zaporedno oštevilčene in označene, v besedilu in podnaslovu, kot sl. 1, sl. 2 itn. Posnete naj bodo v kateremkoli od razširjenih formatov, npr. BMP, JPG, GIF. Za pripravo diagramov in risb priporočamo CDR format (CorelDraw), saj so slike v njem vektorske in jih lahko pri končni obdelavi preprosto povečujemo ali pomanjšujemo. Pri označevanju osi v diagramih, kadar je le mogoče, uporabite označbe veličin (npr. t, v, m itn.), da ni potrebno dvojezično označevanje. V diagramih z več krivuljami, mora biti vsaka krivulja označena. Pomen oznake mora biti pojasnjen v podnapisu slike. Vse označbe na slikah morajo biti dvojezične. Za vse slike po fotografskih posnetkih je treba priložiti izvirne fotografije ali kakovostno narejen posnetek. V izjemnih primerih so lahko slike tudi barvne. Preglednice Preglednice morajo biti zaporedno oštevilčene in označene, v besedilu in podnaslovu, kot preglednica 1, preglednica 2 itn. V preglednicah ne uporabljajte izpisanih imen veličin, ampak samo ustrezne simbole, da se izognemo dvojezični podvojitvi imen. K fizikalnim veličinam, npr. t (pisano poševno), pripišite enote (pisano pokončno) v novo vrsto brez oklepajev. Vsi podnaslovi preglednic morajo biti dvojezični. Seznam literature Vsa literatura mora biti navedena v seznamu na koncu članka v prikazani obliki po vrsti za revije, zbornike in knjige: [1] Tarng, Y.S., Y.S. Wang (1994) A new adaptive controler for constant turning force. Int J Adv Manuf Technol 9(1994) London, pp. 211-216. [2] Čuš, F., J. Balič (1996) Rationale Gestaltung der organisatorischen Ablaufe im Werkzeugwesen. Proceedings of International Conference on Computer Integration Manufacturing Zakopane, 14.-17. maj 1996. [3] Oertli, PC. (1977) Praktische Wirtschaftskybernetik. Carl Hanser Verlag Minchen. Podatki o avtorjih Članku priložite tudi podatke o avtorjih: imena, nazive, popolne poštne naslove, številke telefona in faksa ter naslove elektronske pošte. Sprejem člankov in avtorske pravice Uredništvo Strojniškega vestnika si pridržuje pravico do odločanja o sprejemu članka za objavo, strokovno oceno recenzentov in morebitnem predlogu za krajšanje ali izpopolnitev ter terminološke in jezikovne korekture. Avtor mora predložiti pisno izjavo, da je besedilo njegovo izvirno delo in ni bilo v dani obliki še nikjer objavljeno. Z objavo preidejo avtorske pravice na Strojniški vestnik. Pri morebitnih kasnejših objavah mora biti SV naveden kot vir. Rokopisi člankov ostanejo v arhivu SV Vsa nadaljnja pojasnila daje: Uredništvo STROJNIŠKEGA VESTNIKA p.p. 197/IV 1001 Ljubljana Telefon: (061) 1771-428 Telefaks: (061) 218-567 E-mail: strojniski.vestnik@fs.uni-lj.si All abbreviations should be spelt out in full on first appearance, e.g., variable time geometry (VTG). Figures Figures must be cited in consecutive numerical order in the text and referred to in both the text and the caption as Fig. 1, Fig. 2, etc. Figures may be saved in any common format, e.g. BMP, GIF, JPG. However, the use of CDR format (CorelDraw) is recommended for graphs and line drawings, since vector images can be easily reduced or enlarged during final processing of the paper. When labelling axes, physical quantities, e.g. t, v, m, etc. should be used whenever possible to minimise the need to label the axes in two languages. Multi-curve graphs should have individual curves marked with a symbol, the meaning of the symbol should be explained in the figure caption. All figure captions must be bilingual. Good quality black-and-white photographs or scanned images should be supplied for illustrations. In certain circumstances, colour figures may be considered. Tables Tables must be cited in consecutive numerical order in the text and referred to in both the text and the caption as Table 1, Table 2, etc. The use of names for quantities in tables should be avoided if possible: corresponding symbols are preferred to minimise the need to use both Slovenian and English names. In addition to the physical quantity, e.g. t (in Italics), units (normal text), should be added in new line without brackets. All table captions must be bilingual. The list of references References should be collected at the end of the paper in the following styles for journals, proceedings and books, respectively: [1] Tarng, Y.S., Y.S. Wang (1994) A new adaptive controler for constant turning force. Int J Adv Manuf Technol 9(1994) London, pp. 211-216. [2] Čuš, F., J. Balič (1996) Rationale Gestaltung der organisatorischen Ablaufe im Werkzeugwesen. Proceedings of International Conference on Computer Integration Manufacturing Zakopane, 14.-17. maj 1996. [3] Oertli, PC. (1977) Praktische Wirtschaftskybernetik. Carl Hanser Verlag Minchen. Author information The following information about the authors should be enclosed with the paper: names, complete postal addresses, telephone and fax numbers and E-mail addresses. Acceptance of papers and copyright The Editorial Committee of the Journal of Mechanical Engineering reserves the right to decide whether a paper is acceptable for publication, obtain professional reviews for submitted papers, and if necessary, require changes to the content, length or language. Authors must also enclose a written statement that the paper is original unpublished work, and not under consideration for publication elsewhere. On publication, copyright for the paper shall pass to the Journal of Mechanical Engineering. The JME must be stated as a source in all later publications. Papers will be kept in the archives of the JME. You can obtain further information from: Editorial Board of the JOURNAL OF MECHANICAL ENGINEERING P.O.Box 197/IV 1001 Ljubljana, Slovenia Telephone: +386 (0)61 1771-428 Fax: +386 (0)61 218-567 E-mail: strojniski.vestnik@fs.uni-lj.si 2 jgnnataieflMliflilrSO | | ^SSfiflMlGC | stran 798