Odpowiedź na recenzję - prof. Storch

mgr inż. Paweł Preś
Instytut Technologii Maszyn i Automatyzacji
Wydział Mechaniczny
Politechnika Wrocławska
50-317 Wrocław, ul. Łukasiewicza 5
[email protected]
tel. 71 320 21 77
Wrocław, 25.11.2013r.
ODPOWIEDŹ
Na uwagi Pana Prof. dr hab. inż. Borysa Storcha, prof. zw. PKosz z dnia 20.11.2013r.
zamieszczone w recenzji rozprawy doktorskiej pt.
„Badanie i modelowanie zjawiska formowania zadziorów na krawędzi przedmiotu
obrabianego”
Bardzo dziękuję za wnikliwą recenzję mojej pracy doktorskiej i liczne wskazówki, które
będą pomocne w toku dalej prowadzonych badań. Poniżej zamieszczam odpowiedzi na uwagi
Pana Profesora zawarte w recenzji.
„We wprowadzeniu Autor niezbyt fortunnie przypisał wzrost znaczenia kształtowi
wyrobu, któremu towarzyszy powstawanie zadziorów, ponieważ są one jedynie
zakłóceniem, w technologii jego krawędzi. W dalszej części zdania użył słowa kształt, w
odniesieniu do procesu technologicznego. Zadziorów się nie kształtuje, sugeruje to
świadome ich tworzenie, a wiadomo, że są one jedynie utrudnieniem powstałym w
wyniku złożonego zjawiska.”
Odpowiedź:
Poprzez wstęp do dysertacji, który brzmi: „Widoczny jest wzrost znaczenia kształtu
krawędzi wyrobu, na których często tworzą się zadziory. Rośnie znaczenie zagadnień
związanych z tworzeniem, zapobieganiem oraz usuwaniem zadziorów. Prowadzone badania
wykazują istotny wpływ zadziorów na kształt procesu technologicznego.” chciałem zwrócić
uwagę na konieczność prawidłowego kształtowania krawędzi wyrobu i wzrost znaczenia tego
procesu. Podczas procesu kształtowania wyrobu, na jego krawędziach powstają zadziory. Z
uwagi na negatywny wpływ zadziorów konieczne jest ich usunięcie np. poprzez
wprowadzenie dodatkowej operacji gratowania. W tym kontekście uznałem za stosowne
1
sformułowanie poglądu, iż zadziory wpływają na przebieg (kształt) procesu technologicznego
wyrobu.
„Podobnie niefortunne jest stwierdzenie, że ”Rozwój technik ograniczających
negatywny wpływ zadziorów zależy od [3, 38, 44]:”, podobnie wymieniane kolejno
modele i dostępne narzędzia numeryczne, nie mają negatywnego wpływu na
powstawanie zadziorów, jak to chce Autor. Właściwość związana jest z fizyczną formą
przedmiotu, a własność określa przynależność.
Odpowiedź:
W nadmienionym fragmencie dysertacji wymieniłem obszary, w zakresie, których
postęp będzie sprzyjał rozwojowi technik ograniczających wielkość zadziorów (w
konsekwencji technik niwelujących negatywny wpływ zadziorów na wyrób). W mojej opinii
rozwój modeli numerycznych procesu skrawania, może doprowadzić do poszerzenia wiedzy z
zakresu charakteru interakcji pomiędzy różnymi czynnikami wpływającymi na wielkość
zadziorów, a w rezultacie do opracowania nowych technik lub metod pozwalających
efektywnie ograniczać te zadziory i ich negatywny wpływ.
„Zauważalny jest fakt, że Autor nie wyraził swojego zdania w doborze nazwy dla
obserwowanego zjawiska.”
Odpowiedź:
We wprowadzeniu do dysertacji przedstawiłem efekty wykonanego przeglądu
literaturowego. Między innymi podałem sześć definicji pojęcia zadzior zamieszczonych w
różnych pracach przez cytowanych autorów, posiadających wieloletnie, czasami nawet
kilkudziesięcioletnie doświadczenie w zakresie omawianej tematyki. Ten fragment dysertacji
podsumowałem definicją pojęcia zadzior przedstawioną w normie BS ISO 13715:2000
„Technical drawings – Edges of undefined shape – Vocabulary and indications.”. Definicję
pojęcia zadzior zawartą w tej międzynarodowej normie uznaję za wyczerpującą.
2
„Podane we wzorze (1) wielkości nie zostały zilustrowane pomocniczym rysunkiem a na
rysunku 9 nie wskazano wektorów ruchu.”
Odpowiedź:
Podane we wzorze (1) wielkości przedstawiłem na pomocniczym Rys. 8 oraz
dodatkowo opisałem we fragmencie dysertacji znajdującym się pod tym rysunkiem. Rys. 9
przedstawiłem w oryginalnej formie, zgodnie ze sposobem jego przedstawienia w licznych
artykułach cytowanego autora publikowanych w renomowanych czasopismach.
„Na stronie 11 stwierdzenie, że ”obserwowane jest płynięcie materiału w kierunku
przeciwnym do kierunku ruchu narzędzia”, zostało mocno udokumentowane w
publikacji ”Distribution of unit forces on the tool nose rounding in the case of
constrained
Turing”,
Borys
Storch,
Anna
Zawada-Tomkiewicz.
ELSEVIER
International Journal of Machine Tools & Manufacture 57 (2012) 1-9, rys. 10c.
Natomiast w pracy "Distribution of unit forces on the tool edge rounding in the case of
finishing turning” Borys Storch, Anna Zawada-Tomkiewicz. Int J Adv Manuf Technol
(2012) opisano pracę zaokrąglenia krawędzi skrawającej szczególnie w otoczeniu
promienia rn. Nie przeceniam wartości tych prac ale mają one podstawowe znaczenie
dla dociekań Autora opisywanych w następnych rozdziałach. Praca habilitacyjna o
”Wzajemnym oddziaływaniu naroża ostrza i materiału skrawanego” 1989. Monografie
nr. 8, obroniona w ITBM Politechniki Wrocławskiej, czyli 24 lat temu, mogła być przez
Autora nie zauważona i w spisie literatury nie uwzględniona. Właśnie w tej pracy na
stronach 68 do 73 przedstawiam wyniki obliczeń za pomocą całki brzegowej, nie MES,
rozkłady naprężeń i odkształceń w strefie skrawania swobodnego. Dokładnie przybliża
to do wyników z pracy [65] tylko inne były wówczas stosowane nazwy (p. rys.26).
Przednia granica i tylna granica odkształceń plastycznych w miejsce pierwotnej i
wtórnej. Z przeprowadzonych badań wynikało, że przednia wyprzedza, w kierunku
skrawania, o 2 krotną wartość grubości warstwy skrawanej, powierzchnię w której
działa krawędź skrawająca.”
3
Odpowiedź:
W dysertacji z uwagi na obszar tematyczny realizowanych zadań badawczych
cytowałem przede wszystkim prace bezpośrednio odnoszące się do procesu formowania
zadzioru. Za kluczowe w odniesieniu do tematu dysertacji uznałem te prace, w których
autorzy analizowali przebieg odkształcenia materiału przy krawędzi przedmiotu obrabianego.
Wyniki tych prac przedstawiłem we wstępnej części dysertacji. Zgodnie z powyższymi
założeniami zostałem zmuszony do pominięcia wielu wartościowych i cennych prac z zakresu
teorii skrawania. Między innymi istotnych prac Pana Profesora z zakresu zjawisk
występujących przy krawędzi ostrza. Planowane dalsze badania doświadczalne oraz
modelowanie numeryczne pozwolą szerzej podejść do problemów obserwowanych w zakresie
wzajemnego oddziaływania naroża ostrza i materiału skrawanego. W tych badaniach
szczególnie cenne prace, takie jak Pana Profesora, zostaną uwzględnione a zamieszczone w
nich rezultaty przeprowadzonych doświadczeń pomogą w sposób wyczerpujący odnieść się do
problemu formowania zadzioru oraz zjawisk obserwowanych w strefie skrawania.
„Szkoda, że dla wzoru 65 nie przeprowadzono dostatecznego wyjaśnienia, z uwagi na
brak opisu oznaczeń na osiach nie jest on zrozumiały.”
Odpowiedź:
Pan Profesor słusznie zauważa, że niewystarczający opis na osiach Rys. 65 pomimo
krótkiego opisu w tekście może budzić trudności z odczytaniem informacji zawartych na tym
rysunku.
Na stronie 52 odwołano się do pozycji literatury [39], związanej z wierceniem ale
wnioski z 11. cytowań odnoszą się tylko do frezowania. Uwagę zwróciłem na dwa z nich
4. (bez numeru) - jak to zrealizować w praktyce oraz bardzo ważne zawarte w 8. w
kolejności ”aby zmieniać fragment krawędzi skrawającej płytki wychodzący z
materiału”.
4
Odpowiedź:
We wspomnianym fragmencie wymieniono dalsze (niewspomniane wcześniej) techniki
ograniczenia wielkości zadziorów. Dlatego nie odwołano się do już opisanych możliwości
wpływania na wielkość zadziorów podczas wiercenia. Stwierdzenie czwarte tj. „trajektoria
ruchu narzędzia powinna zawierać tylko niezbędną liczbę jego wyjść i wejść” wymaga
uzupełnienia o słowa „z materiału”. Realizacja takiego zalecenia odbywa się poprzez
odpowiedni dobór trajektorii ruchu narzędzia w stosunku do geometrii przedmiotu
obrabianego. Stwierdzenie ósme tj. „w celu wydłużenia okresu trwałości narzędzia można
stosować odpowiednie przesunięcia środka narzędzia względem krawędzi przedmiotu
obrabianego, tak, aby zmieniać fragment krawędzi skrawającej płytki wychodzący z
materiału.” zgodnie z uwagą Pana Profesora jest niefortunne. Powinno ono brzmieć „aby
ograniczyć wzrost wielkości zadziorów wyjściowych wynikający ze stępienia krawędzi
skrawającej można, unikając wymiany płytki skrawającej, zmienić odległość środka narzędzia
od krawędzi wyrobu, na której powstają zadziory, a poprzez to zmienić fragment krawędzi
skrawającej płytki wychodzący przy tej krawędzi wyrobu z materiału o większym zużyciu na
fragment krawędzi skrawającej o mniejszym zużyciu”.
„W części 4. Przedstawił Autor analityczne modele zjawiska powstawania zadziorów w
trakcie skrawania ortogonalnego oraz skośnego materiałów ciągliwych i kruchych.
Główna uwaga dotycząca tego rozdziału wyboru modeli dotyczy braku w nich udziału
promienia zaokrąglenia krawędzi skrawającej rn. Przeprowadzone, jego pomiary
wskazują na wartości rzędu 10 do 30 µm.
Podczas realizacji prac badawczych w ITBM we Wrocławiu do modelu wprowadziłem
promień zaokrąglenia rn, i wyprowadziłem równanie dla tego modelu z udziałem
składowych siły skrawania. W wyniku otrzymałem, że na zaokrągleniu ujawnił się punkt
wokół którego naprężenia styczne zmieniały znak na przeciwny. Oznaczało to, że
wektory przepływu materiału skrawanego w otoczeniu naroża wskazują na rozdzielenie
warstwy skrawanej na część przynależną do wióra i pozostającą w warstwie wierzchniej
powierzchni obrobionej. Uznaję, że mogłyby. otrzymane wówczas wyniki badań być
przydatne w badaniach realizowanych przez Autora.”
5
Odpowiedź:
Ze względu na zakres realizowanych zadań badawczych w treści pracy doktorskiej
przedstawiałem wyniki badań odnoszących się bezpośrednio do procesu odkształcenia
materiału przy krawędzi przedmiotu obrabianego. Za kluczowe w świetle tematu dysertacji
uznałem te prace, w których autorzy analizowali przebieg procesu formowania zadzioru.
Wyniki tych prac przedstawiłem we wstępnej części dysertacji. Zgodnie z powyższym
ograniczyłem cytowane publikację do ściśle określonego ich zbioru. W tym kontekście
zostałem zmuszony do pominięcia wielu wartościowych i cennych prac z zakresu teorii
skrawania.
Między
innymi
istotnych
prac
Pana
Profesora
z
zakresu
zjawisk
przykrawędziowych. Planowane dalsze badania doświadczalne oraz modelowanie numeryczne
pozwolą szerzej podejść do problemów obserwowanych w zakresie wzajemnego
oddziaływania naroża ostrza i materiału skrawanego. W tych badaniach szczególnie cenne
prace, takie jak Pana Profesora, zostaną wykorzystane a zamieszczone w nich rezultaty
przeprowadzonych doświadczeń pomogą w sposób wyczerpujący odnieść się do problemu
formowania zadzioru oraz zjawisk obserwowanych w strefie skrawania.
„W rozdziale 7 postawiono tezę, że modele numeryczne umożliwiają symulację procesu
formowania zadzioru na krawędzi przedmiotu obrabianego oraz przewidywanie jego
wielkości i kształtu. W kontekście powyższych rozważań, braku uwzględnienia
charakterystycznych zjawisk w mechanizmie skrawania, trudno się pogodzić z taką tezą.
Każde otrzymane wyniki są dostatecznie dobre. I w ten sposób teza ma charakter
hipotezy, jest weryfikowalna. Nie prowadzi, wbrew 3. celowi do oceny geometrii
zadzioru oraz metody pomiaru tej geometrii.”.
Odpowiedź:
W pracy sformułowałem tezę, że „modele numeryczne umożliwiają symulację procesu
formowania zadzioru na krawędzi przedmiotu obrabianego oraz przewidywanie jego
wielkości i kształtu”. W odniesieniu do stwierdzenia Pana Profesora „Każde otrzymane wyniki
są dostatecznie dobre” chciałbym zwrócić uwagę, iż udowodnienie postawionej tezy
wymagało opracowania modelu MES, który umożliwił dla zastosowanego zakresu
parametrów skrawania poprawną symulację kolejnych etapów procesu formowania zadzioru
oraz otrzymanie w wyniku tej symulacji zadzioru typu ujemnego (zgodnie z wynikami badań
6
doświadczalnych). Zrealizowanie tak zdefiniowanego celu badawczego było konieczne do
udowodnienia tezy, iż model numeryczny umożliwia symulację procesu formowania zadzioru
na krawędzi przedmiotu obrabianego oraz przewidywanie jego kształtu. W dysertacji
przedstawiłem także wyniki wyznaczania cech geometrycznych zadziorów formowanych w
trakcji symulacji MES procesu skrawania oraz efekt porównania tych wyników z rezultatami
badań doświadczalnych. Wykonanie tego porównania oraz przedstawienie jego efektów było
konieczne, aby udowodnić fragment tezy mówiący o tym, iż modele numeryczne umożliwiają
przewidywanie wielkości zadzioru formowanego na krawędzi przedmiotu obrabianego.
„To, że programy umożliwiają mikro dyskretyzację. to należy zastanowić się nad
granicą ich przydatności. Zresztą sam Autor zauważa na stronie 103, że pomiary cech
geometrycznych zadziorów uwidoczniły niedoskonałości modelu MES. Główne uwagi
dotyczące obliczeń numerycznych dotyczą konkretnie liczby elementów skończony, w
pracy nie przeprowadzono analizy wrażliwości wpływu liczby elementów skończonych
na otrzymywane wyniki obliczeń. Z takiej analizy wynika liczba elementów skończonych,
powyżej, której dalsze zagęszczanie nie wpływa na dokładność obliczeń. Dlaczego
wykorzystano tylko elementy liniowe, czy z nieliniową funkcją kształtu nie poprawiłyby
wyników z obliczeń.”
Odpowiedź:
Ustalając liczbę elementów skończonych szukałem kompromisu pomiędzy dokładnością
obliczeń a czasem trwania tych obliczeń. Ostatecznie do dyskretyzacji przedmiotu
obrabianego zastosowałem 45702 elementów skończonego typu CPE4RT. Odległość
pomiędzy węzłami elementu, na jego krawędziach była równa 0.01 mm. W trakcie prac nad
modelami MES procesu skrawania zapoznałem się z licznymi analizami wpływu liczby
elementów skończonych na dokładność obliczeń. Taka analizę przedstawił między innymi
Zhang w pracy doktorskiej pod tytułem Numerical simulation approaches and methodologies
for multi-physic comprehensions of titanium alloy (Ti-6Al-4V) cutting z 2011 (INSA Lyon).
Zhang w pracy doktorskiej modelował za pomocą oprogramowania Abaqus (wykorzystywał
również procedurę VUMAT) proces formowania wióra w trakcie skrawania ortogonalnego
stopu tytanu. Ustalił w wyniku porównania wyników symulacji z zastosowaniem elementów o
wielkościach 4, 6, 8 i 10 µm, że optymalna odległość pomiędzy węzłami elementu
7
skończonego jest równa 8 µm. W trakcie modelowania przedmiotu obrabianego
zaobserwowałem fakt, że zmniejszenie wielkości elementu skończonego o 0.002 µm (z 10 µm
do 8 µm) skutkowało wzrostem liczby elementów potrzebnych do dyskretyzacji przedmiotu
obrabianego z 45702 do 72298. Fakt ten powodował prawie dwukrotny wzrost czasu obliczeń
(czas obliczeń 24 modeli numerycznych, których wyniki zamieszczono w pracy, nie
uwzględniając wielu godzin pracy wstępnych weryfikacji i poprawek wyniósł 125 dni, w
trakcie, których równolegle wykorzystywano osiem rdzeni obliczeniowych klastra Supernova
zainstalowanego we Wrocławskiem Centrum Sieciowo-Superkomputerowym).
„W równaniu 11 ze strony 105 przyjęto, że współczynnik tarcia zależy jedynie od
prędkości wzajemnego ślizgania, ale jest to uproszczenie, bo wpływ mają także
również intensywność odkształcenia materiału przedmiotu i temperatury w punkcie
styku ciał.”
Odpowiedź:
Tarcie jest niezwykle skomplikowanym zjawiskiem. Liczne badania eksperymentalne,
prowadzone przez krajowe i zagraniczne ośrodki badawcze dowiodły, iż wraz ze wzrostem
prędkości poślizgu, nacisków normalnych, temperatury oraz innych niewymienionych
czynników wartość współczynnika tarcia zmienia się nieliniowo. Wciąż jednak brakuje
dostatecznie precyzyjnych modeli analitycznych określających przebieg współczynnika tarcia
w zależności od wspomnianych parametrów. W odniesieniu do procesu skrawania, z uwagi na
zakres wartości prędkości skrawania, nacisków i temperatur szczególnie trudne jest określenie
dokładnych przebiegów krzywej określającej wartość współczynnika tarcia w funkcji różnych
zmiennych. W literaturze, którą z dotychczas się zapoznałem, przedstawiono wyniki badań,
według których wartość współczynnika tarcia mieści się w przedziale 0,1 – 2. Z uwagi na
wspomniane znaczące rozbieżności oparłem się na wynikach badań, cytowanego w pracy
autora, których celem było opracowane modelu zjawiska tarcia zachodzącego w trakcie
procesu skrawania pomiędzy materiałem narzędzia skrawającego i materiałem obrabianym
(stalą C45). Niewątpliwą zaletą przedstawionych badań był fakt, iż opracowany model
analityczny zweryfikowano w trakcie symulacji MES z wykorzystaniem oprogramowania
Abaqus.
8
„Z opisów literaturowych wiem, że w przypadku problemu geometrycznie i fizycznie
nieliniowego, a z takim mamy do czynienia, powinno się operować przyrostami
odkształceń a nie wartościami skumulowanymi. Poza tym, dla zapewnienia
zbieżności rozwiązania, ważne jest ustalenie wielkości przyrostu kroku czasowego ∆t,
z którego wynikają również przyrosty odkształceń. Ponadto podczas skrawania
występują duże przyrosty temperatury a zatem i przyrosty odkształceń cieplnych
(termicznych).
W wyniku którego uproszczenia i dlaczego tutaj je pominięto?”
Odpowiedź:
Wartość zastępczego odkształcenia plastycznego obliczałem, jako sumę przyrostów
tego odkształcenia (zatem zgodnie ze stwierdzeniem Pana Profesora). Przyrost zastępczego
odkształcenia plastycznego w kroku obliczeniowym obliczałem metodą iteracyjną na
podstawie równania (24).
Optymalną wielkość przyrostu kroku czasowego ∆t obliczałem, ze zdefiniowanych
w systemie Abaqus funkcji na podstawie zależności:
∆ =
+
gdzie: Le to długość charakterystyczna elementu,
oraz
stałe Lamego a
to gęstość
elementu. Wartość przyrostu kroku czasowego ∆t wynosiła około 2e-10 s. Nie stosowałem
skalowania masy i czasu.
W kontekście podejścia holistycznego zgodnie z uwagą Pana Profesora powinienem
uwzględnić fakt występowania odkształceń cieplnych. Jednakże w celu skrócenia czasu
obliczeń pominąłem fakt występowania zjawiska odkształceń cieplnych. Warto przy tym
zwrócić uwagę, iż przyrost długości elementu o wielkości 0.01 będący wynikiem wzrostu
temperatury tego elementu o 1000 °C jest równy ok. 12e-5. Tym samym w stosunku do
wielkości odkształceń plastycznych odkształcenia cieplne są znacząco mniejsze.
9
„W równaniu 17 należałoby, wspomnieć, że w przypadku procesów termodynamicznych
stałe Lamego są funkcjami temperatury, podobnie moduł Younga i współczynnik
Poissona.
Odpowiedź:
Wpływ temperatury na własności materiału uwzględniłem poprzez uzależnienie
wartości naprężenia uplastyczniającego od wartości temperatury.
W równaniu 24 poprawniej byłoby obliczać przyrosty odkształceń plastycznych z
równań konstytutywnych. Podobnie i w tym przypadku występują przyrosty odkształceń
lepkich i odkształceń cieplnych. Przy wyznaczaniu naprężenia zastępczego σeq, (chyba
poprawnie powinno być Hubera-Misesa-Hencky’ego) wymagane byłoby wyjaśnienie
dlaczego przyjęto płaski stan odkształceń i przestrzenny stan naprężeń.
Odpowiedź:
Przyrost
odkształceń
plastycznych
obliczałem
z
wykorzystaniem
równań
konstytutywnych. W równaniu (24) przyrost zastępczego odkształcenia plastycznego był
liczony na podstawie różnicy wartości zastępczego naprężenia von Misesa i naprężenia
uplastyczniającego, które było obliczane na podstawie równania konstytutywnego
Johnsona-Cooka. Płaski stan odkształcenia i przestrzenny stan naprężenia został przyjęty z
uwagi na modelowanie swobodnego skrawania ortogonalnego, w którym występuje płaski
stan odkształcenia.
„W równaniu 26 strona brak wyjaśnienia wielkości. W modelu występuje temperatura a
poprzedni ją pomijano! Dlaczego tak postąpiono?”
Odpowiedź:
Równanie (26) opracowałem w wyniku dodania do równania (5) członu o postaci (1-D).
Na stronie 80 dysertacji dokładnie wyjaśniłem wszystkie wielkości tego równania. Fakt, iż
temperatura jako wielkość w opisie modelu materiału występuje dopiero w równaniu
konstytutywnym
na
podstawie,
którego
obliczana
jest
wartość
naprężenia
uplastyczniającego nie świadczy o jej pominięciu. Wynika to z powszechnie przyjętego
10
sposobu modelowania i jest zgodne z zasadami: klasycznych teorii sprężystości i
plastyczności oraz kontynualnej mechaniki pękania.
Na rysunku 129 trzech przebiegów zastosowano, bardzo małe prędkości odkształceń od
0,1 do 10 s-1. Podczas gdy w skrawaniu, intensywność prędkości odkształceń dochodzi,
zależnie, od prędkości skrawania do 10000 - 100000 s-1. W podpisie tego rysunku użyto
sformułowania ”odkształcenia plastycznego
ε
pl
. Brak jest informacji na temat metodyki
sporządzania wykresu σ−ε, czy są to wielkości rzeczywiste czy względne? Jak
uwzględniano temperaturę próbki?
Odpowiedź:
Na podstawie przeprowadzonych prób wytrzymałościowych obliczyłem wartości
rzeczywistego odkształcenia plastycznego. Próbki podczas skręcania nie były chłodzone. Nie
uwzględniono wpływu temperatury próbki. Na podstawie wyników prób skręcania (w
szczególności początkowej granicy plastyczności wyznaczonej dla prędkości odkształcenia
1s-1) dobrałem, korzystając z danych zamieszczonych w literaturze, parametry równania
Johnsona – Cooka. Przeprowadzone przeze mnie próby skręcania wykorzystałem jedynie do
doboru parametrów równania Johnsona Cooka. Dlatego nie należy szukać związku pomiędzy
prędkościami odkształcenia obserwowanymi w trakcie realizowanych prób skręcania i
występującymi podczas procesu skrawania.
Znaczny udział przyrostu temperatury wynika z tarcia między nożem i wiórem oraz
nożem i materiałem przedmiotu. Widoczne jest to na wynikach symulacji. Temperatura
wióra w strefie kontaktu jest o około 1000 stopni wyższa niż poza strefą!
Odpowiedź:
Znaczny przyrost temperatury wynika z wielkości odkształcenia plastycznego materiału
w strefie jego dekohezji. Szczególnie w trakcie wejścia narzędzia w materiał
obserwowałem duże wartości odkształcenia plastycznego elementów, które w tej fazie są
ściskane (z uwagi na kryterium (28) oraz wartość parametru η sprzyja to wystąpieniu
znacznego odkształcenia plastycznego). Sam fakt, iż temperatura wióra w strefie kontaktu
11
jest o około 1000 stopni wyższa niż poza strefą należy tłumaczyć ograniczeniem czasu
oddziaływania strumienia ciepła w skutek szybszego przecinania go przez ostrze. Stąd
większa ilość ciepła jest unoszona przez wiór.
Dla udokumentowania przedstawionych na rysunku107. danych, zastosowano prędkość
skrawania vc = 60 m/min i posuw fo = 0.4 mm/obr, trudnych do zaakceptowania przy
skrawaniu materiałami twardymi, szczególnie gdy chodzi o obróbkę wykańczającą.
Odpowiedź:
W ramach eksperymentu uwzględniłem wartości parametrów skrawania pozwalające w
sposób wyczerpujący badać zjawisko powstawania zadziorów. Dzięki tak zrealizowanym
doświadczeniom mogłem, w wyniku obniżenia prędkości skrawania, zaobserwować znaczącą
zmianę przebiegu procesu formowania zadzioru. Fakt ten przeczy twierdzeniu, iż typ
powstającego zadzioru jest ściśle związany z ciągliwością materiału skrawanego. Wobec
powyższego za słuszne uznaje stwierdzenie Pana Profesora, iż wspomniane parametry nie są
stosowane w trakcie obróbki wykańczającej ale jednocześnie chce podkreślić zasadność ich
doboru.
„Na rysunkach 11, 112 wyznaczono równania regresji, przyjmując przebiegi liniowe.
Przy tak dużych posuwach i badaniach w zakresie prędkości skrawania od 40 do
300m/min Widoczne jest, że wolny wyraz w równaniach zmienia się tylko od 1,1145 do
1,332, a prędkość skrawania przy 7. krotnej jej zmianie w przybliżeniu od 0,4 do 0,8 czyli
podwaja się. Dla około 240 m/min wyniki różnią już tylko się 0,1 mm. Uważam, że
liniowa aproksymacja nie przybliża Autora do wyjaśnienia zagadnienia konstytuowania
zadziorów.”
Odpowiedź:
Analiza danych pomiarowych przedstawionych na Rys. 111, 112 oraz 113 wykazała, iż
żaden ze sprawdzanych modeli regresji (liniowej, logarytmicznej, potęgowej, wykładniczej)
nie charakteryzują się znacząco wyższym dopasowaniem do tych danych pomiarowych od
12
pozostałych. W związku z tym, wyniki pomiarów opisałem najprostszym modelem regresji liniowym.
„Na rysunkach 124, 125 i 126 dane z badań układają się tak przypadkowo, że nie
należało ich aproksymować. Wyznaczone równania sugerują istnienie różnic. Analiza
otrzymanych równań nie uwidacznia wpływów o których mówi Autor. Wyniki układają
się chaotycznie z równym prawdopodobieństwem ich wystąpienia, niezależnie od
prędkości skrawania i głębokości skrawania.”
Odpowiedź:
Na Rys. 124, 125 i 126 przedstawiłem wyniki pomiarów wybranych cech geometrycznych
w zależności od wartości głębokości skrawania dla dwóch różnych prędkości skrawania. Dla
przedstawionych wyników opracowałem modele regresji liniowej. Wartości współczynnika
determinacji R2 będącego miarą jakości dopasowania wyników pomiaru długości zadzioru b
prostą dla prędkości skrawania 180 i 280 m/min były równe odpowiednio 0.945 i 0.904. W
przypadku obniżenia zadzioru c wartości współczynników determinacji R2 były równe
odpowiednio 0.961 oraz 0.911. W przypadku parametru a wartości współczynników
determinacji R2 były niższe i dla prędkości skrawania vc równych 180 i 280 m/min wyniosły
odpowiednio 0.447 i 0.339. Jednocześnie przeprowadziłem weryfikację statystyczna
opracowanych modeli regresji liniowej (dla wszystkich modeli regresji p < 0.05). Obliczone
wartości współczynnika determinacji oraz wyniki weryfikacji statystycznej dowodzą, że
zanotowane liniowe zależności z wysokim prawdopodobieństwem (najmniejsze obliczone dla
parametru a, było równe 99.8%) nie są przypadkowymi obserwacjami.
„Pomiary składowych siły skrawania, szczególnie Fc dla trzech posuwów i prędkości
skrawania pokazane na rysunku 144 dla dwóch modeli numerycznych pozostawiono bez
komentarza. Co Autor sądzi na ten temat?”
Odpowiedź:
W odniesieniu do Rys. 144 należy stwierdzić, iż modyfikacja modelu numerycznego
spowodowała wzrost dokładności prognozy wartości głównej składowej wypadkowej siły
skrawania. Zaobserwowano spadek dokładności prognozy głównej składowej wypadkowej
13
siły skrawania wraz ze wzrostem głębokości skrawania. Na podstawie porównania wartości
składowych wypadkowych sił skrawania wyznaczonych na podstawie dwóch symulacji
numerycznych procesu skrawania oraz zmierzonych w trakcie rzeczywistego procesu
skrawania stwierdziłem, iż wyniku przeprowadzonych zmian modelu MES, współczynnik
determinacji R2 (miara jakości dopasowania modelu do danych empirycznych) wzrósł o 0.1.
„Przykładając wagi do rozdziałów pracy to zauważam, że nadmiernie dużą część pracy
poświęcono przeglądowi literatury, wciąż niekompletnemu, bo na temat zadziorów
szczególnie wiele prac w ostatnim dziesięcioleciu np. An Experimental Study of Burr
Formation in Square Shoulder, Back Cutting and Tool Wear Influence 2004,
Experimental Study of Burr Formation and Tool Chipping 1999, Tool Geometry on
Burr, Influences on Burr 2004, albo przez czterech współautorów praca z 2002r Burr
Reduction with a Fine-scrape Cutter. Fakt, że wiele publikacji dotyczy tego zagadnienia
świadczy albo o złożoności problem albo o tym, że rozwiązań należy szukać w innym
obszarze, może w teorii chaosu. Weryfikowanie modeli dziesiątków publikacji niewiele
przybliżyło Autora do oczekiwanego rozwiązania.”
Odpowiedź:
W pracy doktorskiej starałem się możliwie rzetelnie i wyczerpująco wykazać stan wiedzy
na temat procesu formowania zadzioru w trakcie obróbki skrawaniem. Uwzględniłem wiele
wartościowych prac wśród których znalazły się między innymi:
[116] Olvera O., Barrow G., An Experimental Study of Burr Formation in Square Shoulder
Face Milling, International Journal of Machine Tools and Manufacture, 36(9), 1996, s. 1005–
1020.
[125] Rangarajan A., Dornfeld D., Back cutting and tool wear influence on burr in face
milling - analysis and solutions, Consortium on deburring and edge finishing, University of
California, Berkeley, 2004.
[100] Lin T.R., Experimental study of burr formation and tool chipping in the face milling
of stainless steel, Journal of Materials Processing Technology, 108, 2000, s. 12–20.
Ponadto w dysertacji cytowałem blisko dziewięćdziesiąt innych prac z zakresu
powstawania i ograniczania zadziorów.
14
„Jak odczytać dwie uwagi Autora gdzie w pierwszej stwierdza, że ”Porównanie
przebiegu rzeczywistego i zamodelowanego procesu formowania zadzioru unaoczniło
zalety opracowanych modeli numerycznych”, i zaraz w tym samym akapicie
”Porównanie przebiegu rzeczywistego i zamodelowanego procesu formowania zadzioru
uwidoczniło niedoskonałości opracowanych modeli numerycznych w tym względzie”.
Odpowiedź:
Zestawienie powyższych stwierdzeń może brzmieć niefortunnie. Łączą się one jednak w
jedną logiczną całość. Ponieważ porównanie przebiegu rzeczywistego i zamodelowanego
procesu formowania zadzioru unaoczniło zalety i niedoskonałości opracowanych modeli
numerycznych. Wśród zalet opracowanych modeli numerycznych wyróżniłem w dysertacji
między innymi poprawne odwzorowanie kluczowych etapów przebiegu zjawiska formowania
zadzioru, poprawną prognozę typu zadzioru oraz prognozę z pewną ograniczoną dokładnością
wybranych cech geometrycznych zadziorów. Do niedoskonałości opracowanych modeli
numerycznych zaliczyłem fakt, iż w trakcie symulacji procesu powstawania zadzioru nie
zaobserwowano dostatecznie wysokiej zgodności co do kierunku propagacji pęknięcia
prowadzącego do utworzenia zadzioru.
„Trudno mi znaleźć odniesienia do samej tezy. Ani we wnioskach poznawczych ani w
utylitarnych nie widać odpowiedzi na tezę, że modele numeryczne umożliwiają
symulację procesu formowania zadzioru na krawędzi przedmiotu obrabianego oraz
przewidywanie jego wielkości i kształtu. Myślę, że odmienne muszą być one dla
toczenia, frezowania i wiercenia.”
Odpowiedź:
W pracy postawiono tezę, że „modele numeryczne umożliwiają symulację procesu
formowania zadzioru na krawędzi przedmiotu obrabianego oraz przewidywanie jego wielkości i
kształtu”. W nawiązaniu do sformułowanej tezy zgadzam się z Panem Profesorem, że w pracy
zabrakło bezpośredniego stwierdzenia, iż teza ta została udowodniona. Na podstawie
przedstawionej w dysertacji analizy wyników przeprowadzonych badań, sformułowałem
wyczerpujące wnioski. We wnioskach tych pośrednio odniosłem się do postawionej w pracy
tezy. Zawarłem w nich między innymi stwierdzenie „Zbudowane modele umożliwiły poprawną
15
prognozę typu zadzioru.” Ponadto oceniłem sposób odwzorowania procesu kształtowania
krawędzi wyrobu za pomocą modelu MES. We wnioskach wyczerpująco odniosłem się również
do wyników prognozy wielkości zadzioru. Fakt ten chciałbym zasygnalizować stwierdzeniem
znajdującym się we wnioskach do pracy, które zostało tam szerzej rozwinięte: „Porównanie
wybranych cech geometrycznych pokazało, że model numeryczny umożliwił z największą
dokładnością oszacowanie długości zadzioru b, a z najmniejszą obniżenia zadzioru c.”.
16