Badania drgaƒ i ha∏asu kó∏ walcowych o z´bach skoŹnych

Badania drgaƒ i ha∏asu kó∏ walcowych o z´bach skoŹnych

Badania drgaƒ i ha∏asu kó∏ walcowych
o z´bach skoÊnych
TOMASZ FIGLUS
ANDRZEJ WILK
PIOTR FOL¢GA
We wspó∏czesnych rozwiàzaniach konstrukcyjnych przek∏adni z´batych najcz´Êciej istnieje wymóg,
aby moc przenoszona przez przek∏adni´ by∏a jak
najwi´ksza przy jak najmniejszej masie i wysokiej
sprawnoÊci [1 – 3]. Zagadnieniem równie wa˝nym,
a pojawiajàcym si´ podczas eksploatacji przek∏adni
z´batych, jest ich ma∏a wibroaktywnoÊç, a zatem
ograniczony poziom generowanych drgaƒ i ha∏asu.
PowszechnoÊç stosowania przek∏adni z´batych sprawia, ˝e ograniczenie ich wibroaktywnoÊci jest wa˝nym problemem z zakresu ochrony Êrodowiska. Zatem, ju˝ na etapie konstruowania przek∏adni z´batych, nale˝y oceniaç ich wibroaktywnoÊç i odpowiednio dobieraç rozwiàzania konstrukcyjne, tak aby zapewniç jej ma∏y poziom, a tym samym zredukowaç
ucià˝liwoÊç ich eksploatacji dla Êrodowiska [3 – 7].
Minimalizacja aktywnoÊci wibroakustycznej przek∏adni z´batych wymaga przeprowadzania analizy
mechanizmu powstawania si∏ dynamicznych oraz
drgaƒ w strefie zaz´bienia kó∏, efektywnoÊci transmisji tych drgaƒ przez wa∏y i ∏o˝yska na korpus oraz
oceny promieniowania korpusu. SpoÊród grupy wielu
czynników konstrukcyjnych, technologicznych i eksploatacyjnych wp∏ywajàcych na drgania i ha∏aÊliDr in˝. Tomasz Figlus, prof. dr hab. in˝. Andrzej Wilk
i dr in˝. Piotr Fol´ga sà pracownikami Wydzia∏u Transportu
Politechniki Âlàskiej w Katowicach.
34
woÊç przek∏adni z´batych, czynnikami o najbardziej
istotnym wp∏ywie na wibroaktywnoÊç sà m.in.: podstawowe cechy zaz´bienia, w tym czo∏owa i poskokowa liczba przyporu, rodzaj ∏o˝ysk, klasa dok∏adnoÊci wykonania kó∏ i ∏o˝yskowania, konstrukcja korpusu oraz parametry eksploatacyjne, a w tym pr´dkoÊç obrotowa i obcià˝enie oraz rodzaj oleju u˝ytego
do smarowania [8 – 10].
Z dotychczasowych badaƒ dynamicznych kó∏
o zaz´bieniu skoÊnym [11] wynika, ˝e wraz ze wzrostem liczby przyporu obserwuje si´ obni˝enie wartoÊci obcià˝eƒ dynamicznych kó∏, a tym samym obcià˝enia w´z∏ów ∏o˝yskowych przek∏adni. W zwiàzku
z tym, w pracy przyj´to za∏o˝enie, ˝e zwi´kszenie
liczby przyporu zaz´bienia skoÊnego spowoduje tak˝e
obni˝enie wibroaktywnoÊci przek∏adni. S∏usznoÊç
tego za∏o˝enia zosta∏a potwierdzona w badaniach
eksperymentalnych i symulacyjnych, które przedstawiono w dalszej cz´Êci publikacji.
Obiekt badaƒ i opis eksperymentu
Planujàc eksperyment, zaprojektowano i wykonano 4 pary kó∏ o z´bach skoÊnych o tym samym
prze∏o˝eniu, ró˝niàcych si´ czo∏owà i poskokowà liczbà przyporu εα i εβ oraz ca∏kowità liczbà przyporu εC,
co przedstawiono na rys. 1 oraz w tab. I. Zmierzone
i zarejestrowane odchy∏ki wykonania zaz´bienia
tych kó∏ odpowiada∏y 6. klasie dok∏adnoÊci.
ROK WYD. LXIX 앫 ZESZYT 12/2010
TABELA I. Parametry geometryczne kó∏ z´batych u˝ytych w badaniach
Para kó∏ 1
Para kó∏ 2
Para kó∏ 3
Para kó∏ 4
Liczba z´bów z´bnika z1 [-]
19
19
19
38
Liczba z´bów ko∏a z2 [-]
30
30
30
60
Modu∏ normalny mn, mm
3,5
3,5
3,5
1,75
Nominalny kàt zarysu αon, º
20
20
20
20
Kàt pochylenia linii z´ba β, º
11,333
15
18
15
Odleg∏oÊç osi aw, mm
91,5
91,5
91,5
91,5
Czo∏owa liczba przyporu εα
1,239
1,332
1,426
1,4
Poskokowa liczba przyporu εβ
1,001
1,318
1,574
2,636
Ca∏kowita liczba przyporu εC
2,24
2,65
3
4
Wspó∏czynnik korekcji z´bnika x1
0,630
0,5
0,170
0,794
Wspó∏czynnik korekcji ko∏a x2
0,633
0,295
0,171
0,795
56
56
56
56
SzerokoÊç zaz´bienia przek∏adni bw, mm
– cz´stotliwoÊç próbkowania fpróbk = 25 kHz.
Pomiary prowadzono w warunkach ustalonej temperatury oleju w przek∏adni z´batej w granicach
45 ±5°C. Zarejestrowane sygna∏y pr´dkoÊci drgaƒ
Rys. 1. Ko∏a z´bate wykorzystane w badaniach: a, b, c, d –
odpowiednio 1, 2, 3, 4 para kó∏ z´batych
W eksperymentach przyj´to, ˝e ocena wibroaktywnoÊci zostanie przeprowadzona na podstawie pomiarów poziomu ciÊnienia akustycznego oraz pomiarów pr´dkoÊci drgaƒ korpusu przek∏adni. Stanowisko badawcze FZG oraz przyrzàdy pomiarowe
i aparatur´ rejestrujàcà pokazano na rys. 2.
Uk∏ad pomiarowy sk∏ada∏ si´ z:
– wibrometru laserowego Ometron 300+, do pomiarów bezkontaktowych pr´dkoÊci drgaƒ normalnych korpusu przek∏adni,
– analizatora sygna∏ów Norsonic wraz z mikrofonem pojemnoÊciowym, którym wykonywano pomiary
ciÊnienia akustycznego nad przek∏adnià z´batà,
– czujników optycznych, którymi rejestrowano sygna∏ referencyjny synchronizujàcy po∏o˝enie wa∏ów,
– karty akwizycji danych National Instrument
NI 4472,
– komputera do rejestracji sygna∏ów wraz z oprogramowaniem LabView 8.6.
Pomiary pr´dkoÊci drgaƒ normalnych prowadzono w 7 punktach górnej p∏yty korpusu przek∏adni
przedstawionych na rys. 3, natomiast poziom ciÊnienia akustycznego wyznaczano w punkcie H umieszczonym w odleg∏oÊci ok. 0,5 m nad centralnym
punktem korpusu K7.
Pomiary przeprowadzono w nast´pujàcych warunkach:
– pr´dkoÊç obrotowa wa∏u ko∏a W2 n2 = 900 obr/
min lub n2 = 1800 obr/min,
– jednostkowe obcià˝enie kó∏ z´batych przek∏adni
Q1 = 1 MPa lub Q2 = 2,15 MPa,
ROK WYD. LXIX 앫 ZESZYT 12/2010
Rys. 2. Stanowisko badawcze FZG oraz aparatura pomiarowo-rejestrujàca
Rys. 3. Górna p∏yta korpusu przek∏adni z zaznaczonymi punktami pomiarowymi
pr´dkoÊci
drgaƒ K1 – K7 oraz pomiaru ha∏asu H
35
normalnych górnej p∏yty korpusu oraz ciÊnienia w wybranym
punkcie pomiarowym analizowano, korzystajàc z programu
Matlab-Simulink.
Na podstawie zarejestrowanych
sygna∏ów drganiowych wyznaczano zgodnie z [3, 6, 7, 12] miar´
wibroaktywnoÊci v 2Êr górnej p∏yty
korpusu, zdefiniowanà jako wartoÊç Êrednià kwadratu pr´dkoÊci
drgaƒ punktów pomiarowych
K1 – K6 oraz oddzielnie dla punktu
centralnego K7. Miar´ t´ wyznacza
si´ ze wzoru:
gdzie:
vij (t) – pr´dkoÊç drgaƒ w
chwili ti, j-tego punktu pomiarowego,
n – liczba próbek czasu analizy,
k – liczba punktów pomiarowych.
OkreÊlono tak˝e wartoÊç skutecznà ciÊnienia akustycznego
w wybranym punkcie nad pokrywà górnà.
Analiza wyników pomiarów
Na rys. 4 i 5 przedstawiono wyniki pomiarów poziomów drgaƒ
i ciÊnienia akustycznego w wybranych punktach pomiarowych
w funkcji poskokowej liczby przyporu εβ , podczas pracy przek∏adni przy ró˝nych obcià˝eniach i pr´dkoÊciach obrotowych
wa∏ów. Poziom drgaƒ i ciÊnienia akustycznego przedstawiono w dB, przy za∏o˝eniu, ˝e wartoÊci odniesienia wynosi∏y odpowiednio vref. = 5 · 10-8 m/s oraz
pref = 2 · 10-5 Pa.
Analizujàc wyniki pomiarów,
mo˝na stwierdziç, ˝e poziomy
Êredniej pr´dkoÊci drgaƒ okreÊlone na podstawie 6 punktów
pomiarowych v 2Êr oraz punktu
centralnego górnej p∏yty korpusu v 27, a tak˝e poziom wartoÊci
skutecznej ciÊnienia akustycznego pRMS zmieniajà si´ podobnie
Rys. 4. WartoÊci miary wibroaktywnoÊci
v 2Êr., v 27 oraz ciÊnienia akustycznego pRMS
korpusu przek∏adni z´batej w zale˝noÊci
od poskokowej liczby przyporu εβ :
a) obcià˝enie Q = 2,15 MPa, pr´dkoÊç
n = 1800 obr/min, b) obcià˝enie
Q = 1 MPa, pr´dkoÊç n = 1800 obr/min,
c) obcià˝enie Q = 2,15 MPa, pr´dkoÊç
n = 900 obr/min, d) obcià˝enie
Q = 1 MPa, pr´dkoÊç n = 900 obr/min
36
ROK WYD. LXIX 앫 ZESZYT 12/2010
wraz ze wzrostem liczby przyporu.
W przypadku, gdy pr´dkoÊç
obrotowa przek∏adni wynosi∏a
1800 obr/min (rys. 4 a i b),
zaobserwowano
tendencj´
zmniejszania wibroaktywnoÊci
korpusu przek∏adni wraz ze
wzrostem liczby przyporu εβ .
Zjawisko to jest spowodowane
przede wszystkim obni˝aniem
si´, wraz ze wzrostem tej liczby,
powstajàcych w zaz´bieniu kó∏
si∏ dynamicznych. Potwierdzajà
to wyniki badaƒ w∏asnych i innych autorów. Nale˝y przy tym
zwróciç uwag´, ˝e w przypadku par kó∏ 1 – 3 ich cz´stotliwoÊç zaz´bienia wynosi∏a 900 Hz
i by∏a bliska pierwszej cz´stotliwoÊci rezonansowej korpusu,
która wynosi∏a 934 Hz (tab. II), co
spowodowa∏o wzrost poziomu
drgaƒ. Natomiast cz´stotliwoÊç
zaz´bienia 4. pary, ze wzgl´du na
podwojonà liczb´ z´bów obu kó∏,
by∏a dwukrotnie wi´ksza i wynosi∏a 1800 Hz. Cz´stotliwoÊç ta
znajduje si´ poza pasmami
cz´stotliwoÊci rezonansowych
tego korpusu. Ma to wp∏yw na
zmniejszenie wibroaktywnoÊci
przek∏adni przy rozpatrywanej
pr´dkoÊci obrotowej.
Natomiast w przypadku, gdy
pr´dkoÊç obrotowa przek∏adni
wynosi∏a 900 obr/min, cz´stotliwoÊç zaz´bienia 4. pary kó∏ by∏a
równa 900 Hz, a wi´c by∏a bliska
cz´stotliwoÊci modalnej 934 Hz
(tab. II). Spowodowa∏o to wyraêny wzrost wibroaktywnoÊci
przek∏adni, co przedstawia rys. 4
c i d oraz rys. 5 a, b, d.
Z analizy wynika, ˝e w ocenach
wibroaktywnoÊci badanych par
kó∏ z´batych nale˝y uwzgl´dniaç
wyniki analizy modalnej korpusu
przek∏adni, podczas której wyznacza si´ g∏ówne cz´stotliwoÊci
rezonansowe. Wyniki tej analizy,
przeprowadzonej w pracy, przedstawiono w tab. II.
Rys. 5. WartoÊci miary wibroaktywnoÊci v 2Êr., v 27 oraz ciÊnienia akustycznego pRMS korpusu przek∏adni z´batej
w zale˝noÊci od poskokowej liczby przyporu εβ : a) obcià˝enie Q = 2,15 MPa,
pr´dkoÊç n = 1800 obr/min oraz
n = 900 obr/min, b) obcià˝enie
Q = 1 MPa, pr´dkoÊç n = 1800 obr/min
oraz n = 900 obr/min, c) obcià˝enie
Q = 2,15 MPa oraz Q = 1 MPa,
pr´dkoÊç n = 1800 obr/min, d) obcià˝enie Q = 2,15 MPa oraz Q = 1 MPa,
pr´dkoÊç n = 900 obr/min
ROK WYD. LXIX 앫 ZESZYT 12/2010
37
Analizujàc wp∏yw obcià˝enia na wibroaktywnoÊç
korpusu przek∏adni (rys. 5 c i d), mo˝na zauwa˝yç,
˝e roÊnie ona wraz ze wzrostem obcià˝enia. Zmiany
wibroaktywnoÊci w zale˝noÊci od liczby przyporu
zaz´bienia skoÊnego wykazujà podobnà tendencj´
niezale˝nie od wartoÊci obcià˝enia przek∏adni.
TABELA II. WartoÊci cz´stotliwoÊci drgaƒ w∏asnych i t∏umienia zarejestrowane w badaniach stanowiskowych korpusu
Numer cz´st.
modalnej
Cz´stotliwoÊç,
Hz
T∏umienie,
%
1
2
3
4
5
6
7
934
1513
2271
2914
3239
3879
4468
0,63
0,48
0,63
0,79
1,23
0,29
0,75
przeprowadzenie analizy modalnej i ocen´ wibroaktywnoÊci ró˝nych ich rozwiàzaƒ konstrukcyjnych.
Na rys. 6 przedstawiono schemat blokowy algorytmu prowadzenia obliczeƒ wibroaktywnoÊci przek∏adni z´batej.
Zgodnie z tym algorytmem przeprowadzono obliczenia miary wibroaktywnoÊci badanej przek∏adni
w zale˝noÊci od poskokowej liczby przyporu εβ zaz´bienia. Wprowadzajàc do programu obliczeniowego cechy geometryczne par kó∏ z´batych oraz
parametry eksploatacyjne, wyznaczano si∏y dynamiczne w zaz´bieniu oraz obcià˝enia w´z∏ów ∏o˝yskowych wa∏ów, które przyj´to jako wymuszenia
modelu MES korpusu (rys. 7).
Badania symulacyjne wibroaktywnoÊci
przek∏adni z´batych
Rozwój techniki komputerowej umo˝liwia obecnie
prowadzenie wielu obliczeƒ i analiz z wykorzystaniem modeli dynamicznych. W przypadku analizy
wibroaktywnoÊci przek∏adni z´batych prowadzi si´
obliczenia z wykorzystaniem modeli dynamicznych
przek∏adni z´batych w uk∏adzie nap´dowym [13, 14],
które pozwalajà wyznaczyç obcià˝enia dynamiczne
kó∏ z´batych i ∏o˝ysk wa∏ów, oraz przy zastosowaniu
modeli MES korpusów [5 – 7, 12], które umo˝liwiajà
Rys. 7. Model MES korpusu przek∏adni z´batej poddany ocenom wibroaktywnoÊci
Wyznaczany za pomocà modelu MES (rys. 7)
charakter zamiany miary wibroaktywnoÊci v 2Êr ,
w zale˝noÊci od liczby przyporu zaz´bienia (rys. 8),
jest zgodny z wynikami badaƒ eksperymentalnych
przedstawionych poprzednio (rys. 4 i 5).
Wnioski
Rys. 6. Schemat blokowy algorytmu prowadzenia obliczeƒ
wibroaktywnoÊci przek∏adni z´batej
Analiza wyników badaƒ eksperymentalnych potwierdza, ˝e si∏y dynamiczne powstajàce w zaz´bieniu kó∏ majà istotny wp∏yw na wibroaktywnoÊç
korpusu przek∏adni. Zmniejszenie tych si∏, przez odpowiedni dobór cech konstrukcyjnych, technologicznych i eksploatacyjnych kó∏, ju˝ w procesie konstruowania mo˝e przyczyniç si´ do ograniczenia
wibroaktywnoÊci przek∏adni.
Rys. 8. Poziom miary wibroaktywnoÊci v 2Êr. modelu MES korpusu przek∏adni z´batej w zale˝noÊci od poskokowej liczby przyporu εβ : obcià˝enie
Q = 3 MPa, pr´dkoÊç n = 1800 obr/min
38
ROK WYD. LXIX 앫 ZESZYT 12/2010
ZgodnoÊç wyników pomiarów laboratoryjnych
i uzyskanych metodà symulacji wskazuje na celowoÊç
stosowania w obliczeniach modeli dynamicznych
przek∏adni z´batych oraz modeli MES korpusów, jak
równie˝ na celowoÊç ich wykorzystania w procesie
konstruowania przek∏adni o obni˝onej wibroaktywnoÊci.
W badaniach symulacyjnych istotne znaczenie ma
przeprowadzenie analizy modalnej przyj´tych modeli
MES korpusu, w tym wyznaczenie cz´stotliwoÊci ich
drgaƒ w∏asnych. Projektujàc u˝ebrowanie modelu
korpusu mo˝na tak dobraç usytuowanie i kszta∏t ˝eber,
aby uzyskaç istotne obni˝enie poziomu wibroaktywnoÊci korpusu, przy sta∏ej lub nieznacznie zwi´kszonej
jego masie [7]. Ponadto przez odpowiedni dobór
u˝ebrowania mo˝liwe jest spe∏nienie warunku, aby
podstawowe cz´stotliwoÊci wymuszeƒ w zaz´bieniu,
wynikajàce z przyj´tej liczby z´bów kó∏ i ich pr´dkoÊci
obrotowej, ró˝ni∏y si´ wyraênie od cz´stotliwoÊci
drgaƒ w∏asnych u˝ebrowanego korpusu, co wp∏ywa
równie˝ na ograniczenie wibroaktywnoÊci projektowanej przek∏adni.
Przeprowadzona w pracy analiza porównawcza
wyników badaƒ stanowiskowych i symulacyjnych
wskazuje na mo˝liwoÊç wykorzystania modelowania
do oceny i ograniczenia wibroaktywnoÊci przek∏adni
ju˝ w fazie projektowania.
LITERATURA
1. Dàbrowski Z., Radkowski S., Wilk A.: Dynamika przek∏adni
z´batych. Badania i symulacja w projektowaniu eksploatacyjnie zorientowanym. Wydawnictwo i Zak∏ad Poligrafii
Instytutu Technologii Eksploatacji, Warszawa-KatowiceRadom 2000.
2. Markowski T., Wieczorkowski K.: Wp∏yw parametrów uz´bienia na charakter uszkodzenia z´bów o zarysach ∏ukowo-ko∏owych typu Wildhabera-Nowikowa. Mat. XXII Sym-
pozjon Podstaw Konstrukcji Maszyn, Tom II, RzeszówPrzemyÊl 2007, ss. 327 – 342.
3. Müller L.: Przek∏adnie z´bate. Projektowanie. WNT, Warszawa 1979.
4. Niemann G., Winter H.: Maschinenelemente. Band 2.
Springer-Verlag, Berlin 2003.
5. Madej H.: Minimalizacja aktywnoÊci wibroakustycznej
korpusów przek∏adni z´batych. Wydawnictwo i Zak∏ad Poligrafii Instytutu Technologii Eksploatacji, Katowice – Radom
2003.
6. Figlus T., Wilk A., Madej H., Fol´ga P.: Badania wibroaktywnoÊci u˝ebrowanego korpusu przek∏adni z´batej.
Mat. Wibrotech 2007, XIII Konferencja Naukowa Wibroakustyki i Wibrotechniki, VIII Ogólnopolskie Seminarium
Wibroakustyka w Systemach Technicznych, WarszawaJachranka 29-30.11.2007, ss. 121 – 128.
7. Figlus T., Wilk A., Madej H.: Propozycja numerycznej
metody obni˝enia wibroaktywnoÊci korpusu przek∏adni.
Problemy Eksploatacji, nr 2/2009, s. 10.
8. Shen A., Randall R. B.: Optimal rib stiffening for noise
reduction of constant speed gearboxes. 15th International
Congress on Sound and Vibration, Daejeon, Korea 2008.
9. Jacobson M.F., Singh R., Oswald F.B.: Acoustic radiation
efficiency models of a simple gearbox. NASA Technical
Memorandum 107226, Technical Report ARL–TR–1111,
1996.
10. Inoue K.: Shape Optimization of Gearbox Housing for Low
Vibration. Proceedings of the International Conference on
Power Transmission, Paris 1999, pp. 2053 – 2064.
11. Przybylski J.: Wp∏yw liczby przyporu na nadwy˝ki dynamiczne w ko∏ach o z´bach skoÊnych. Praca doktorska.
Politechnika Âlàska, Gliwice 1971.
12. Wilk A., Fol´ga P., Madej H., Figlus T.: Influence of housing
ribbing on gearbox vibroactivity, Proc. Inter-Noise 2008,
37th International Congress and Exposition on Noise Control Engineering, 26 – 29 October 2008, Shanghai, China.
13. ¸azarz B.: Badania wp∏ywu zu˝ycia z´bów kó∏ na obcià˝enia dynamiczne w diagnostyce przek∏adni. Rozprawa
doktorska. Politechnika Âlàska, Katowice 1996.
14. ¸azarz B.: Zidentyfikowany model dynamiczny przek∏adni
z´batej jako podstawa projektowania. Wydawnictwo i Zak∏ad Poligrafii Instytutu Technologii Eksploatacji, Katowice
– Radom 2001.
wspó∏czesne materia∏y konstrukcyjne
Ceramika wysokotopliwa w technice lotniczej
Nazwà ceramika wysokotopliwa okreÊla si´ materia∏y ceramiczne o temperaturze topnienia wy˝szej
ni˝ 2500°C. Zainteresowanie tà grupà materia∏ów
nasili∏o si´ wraz z pojawieniem si´ samolotów naddêwi´kowych w latach 60. ubieg∏ego wieku. Ponadto
sà one wykorzystywane w wielu zastosowaniach
w technice lotniczej i wojskowej, m.in. w pociskach
i elementach uzbrojenia, w pojazdach kosmicznych,
w silnikach strumieniowych naddêwi´kowych. Typowymi zastosowaniami ceramiki wysokotemperaturowej sà g∏owice rakiet, sto˝ki ochronne rakiet,
kraw´dzie natarcia skrzyde∏, stabilizatory pocisków
naddêwi´kowych i in. We wszystkich tych aplikacjach podstawowym wymogiem, jaki spe∏niaç muszà
materia∏y konstrukcyjne, jest odpornoÊç na wysokie
temperatury. Dodatkowo musi je cechowaç stabilnoÊç chemiczna i strukturalna oraz odpornoÊç na
Êcieranie, a tak˝e muszà byç stosunkowo lekkie i wykazywaç w∏aÊciwoÊci aerodynamiczne.
Materia∏y izolacyjne w samolotach naddêwi´kowych muszà wykazywaç stabilnoÊç termicznà w temROK WYD. LXIX 앫 ZESZYT 12/2010
peraturach przekraczajàcych 2000°C. Materia∏ powinien byç odporny na parowanie (wilgoç), erozj´, utlenianie oraz cechowaç si´ niskà dyfuzjà cieplnà.
Obecnie w sk∏ad ceramiki wysokotopliwej wchodzà materia∏y ceramiczne oraz kompozyty zawierajàce w´gliki i borki cyrkonu, hafnu i tantalu. Sà to
materia∏y o najwy˝szych temperaturach topnienia.
Typowe temperatury topnienia tych materia∏ów zawarte sà w tab.
Borki cechujà si´ oprócz wysokiej temperatury
topnienia tak˝e wysokà twardoÊcià i bardzo dobrà
przewodnoÊcià cieplnà. Sà w zwiàzku z tym stosowane w elementach samolotów naddêwi´kowych.
W´gliki cechuje mniejsza g´stoÊç, elementy z nich
wykonane sà l˝ejsze; stosowane sà w g∏owicach
rakiet.
W wysokich temperaturach takie reakcje chemiczne
jak utlenianie zachodzà w gwa∏towny sposób i wp∏ywajà na w∏aÊciwoÊci materia∏u w wi´kszym stopniu
ni˝ procesy termomechaniczne. W celu ochrony ma39