Ghostscript wrapper for D:\BBB-ARCH\MTS68\MTS68_t6z1_4_PDF\mts68_t6z2.pdf M E C H AN I K A TEORETYCZNA I  STOSOWANA 2,  6 (1968) ROZ KŁAD Y  TEM PERATU RY  N A  P O WI E R Z C H N I  C H Ł O D Z O N E J  P OD D AN EJ  D ZIAŁAN IU R U C H OM YC H  Ź R Ó D EŁ  CIEP ŁA W  Z ASTOSOWAN IU   D O P R OC E SÓW OBRÓBKI  SKRAWANIEM BOGUMIŁ  B I E N I A S Z  (RZESZÓW) 1.  Wstę p Celem  procesów  obróbki  skrawan iem ,  prócz  n ad an ia  czę ś ci  wł aś ciwej  geometrii  i  wy- m iarów, jest  także  uzyskan ie  odpowiedn ich  wł asnoś ci  warstwy  przypowierzchniowej  i po- wierzchni.  P odczas  obróbki  prowadzon ej  przy  n ieodpowiedn im  doborze  warunków  skra- wan ia  i  chł odzenia m ogą   wystą pić  n iekorzystn e  dla  warstwy  przypowierzchniowej  zmiany strukturaln e  m ateriał u oraz  przypalen ia,  m ikropę kn ię cia, wzrost  wysokoś ci chropowatoś ci i  in n e  wady  otrzym an ej  powierzchn i. Rys.  1 Z n aczn y  wpł yw  n a  wystę powanie  tych  niekorzystnych  zjawisk  m a  rozkł ad tempera- tury  n a  powierzchni  i  p o d  powierzchnią   i  z  tego  wzglę du  waż na jest jego  znajomoś ć.  Ist- nieje  cał y  szereg  m et od  p o m iaru  t em perat u ry  przy  róż nych  rodzajach  obróbki  skrawa- ]20  B.  BI E N I ASZ n iem ;  wszystkie  one  są   jedn ak  bardzo  kł opotliwe  i  dają   wyniki  niekiedy  dość  pro ble- matyczne.  W  pracy  przeprowadzono  teoretyczną   analizę   tego  zagadn ien ia  opartą   n a  teorii wymiany  ciepł a dla  przyję tego  modelu  skrawania  i  dan ych wł asnoś ci  m ateriał owych. W  li- teraturze  m oż na  spotkać  rozwią zania  bez  uwzglę dniania  chł odzen ia m ediam i chł odzą co- smarują cymi.  P ragną c  czę ś ciowo  wypeł nić  istnieją cą   lukę ,  autor  rozważ ył   problem  oparty na  nastę pują cym  modelu  szlifowania  z  chł odzeniem  obrabianej  powierzchni. N a  chł odzonej cieczą   pł aszczyź nie  z  =   0  ciał a stał ego  (rys.  1)  traktowan ego  ja ko  pół - przestrzeń  porusza  się   ze  stał ą   prę dkoś cią   pł askie  cią głe  ź ródło  ciepł a  w  kształ cie  paska —b  <  x  <  b  i  —  co  <  y  <  co. Ze ź ródł em ciepł a zwią zany  jest  prostoką tny  ukł ad współ - rzę dnych  (x, y,  z).  Z akł adam y  stał ą ,  niezależ ną   od  czasu  i  prę dkoś ci,  wartość  strum ien ia cieplnego  ź ródła ciepł a  oraz  niezależ ne  od  tem peratury  stał e param etry  m ateriał owe ciał a stał ego.  Wtedy  tem peratura  dowolnego  pun ktu  ciał a  stał ego  bę dzie  zm ienn a  w  czasie; tem peratura  w  pun ktach  o  stał ych współ rzę dnych  wartoś ciach  x,  y,  z  n ie  zależy  od  czasu. O zn aczen ia A  pole  powierzch n i  ź ródła  ciepł a  przy  szlifowan iu, A"  p o le  powierzch n i  przekroju  dru cika, a  dyfuzyjność  ciepln a, 2B  bezwym iarowa  szerokość  paskowego  cią gł ego  ź r ó d ła  ciepł a, Ib  szerokość  paskowego  cią gł ego  ź r ó d ła  ciepł a, b"  szerokość  ś ciern icy, c p   pojem n ość  ciepln a  ciał a  stał ego, D  n ajwię ksza  w  d o d a t n im  kier u n ku  osi x  bezwym iaro wa  odległ ość  od  p o c zą t ku  u kł a d u współ rzę dn ych  d o m iejsca  gdzie  wystę puje  wrzen ie  bł o n o we, D'  jw. w  ujem n ym  kieru n ku  osi x, D"  ś redn ica  ś ciern icy, g  gł ę bokość  szlifowan ia, ? t r i  n atę ż en ie  p r ą du  pł yn ą cego  przez  d ru cik  w  m o m en c ie  osią gn ię cia  pierwszego  kryzysu wrzen ia, K o   funkcja  Bessela  drugiego  rodzaju  zerowego  rzę du  u ro jo n ego  argu m en t u , Ki  funkcja  Bessela  drugiego  rodzaju  pierwszego  rzę du  u ro jo n ego  a r gu m en t u , k  współ czyn n ik  posuwu, L   dł ugość  d ru cika, Z Skr  m o c  skrawan ia  wytwarzają ca  p o le  t em p er a t u r y  w  szlifowan ym  p rzed m io cie, q  st ru m ień  ciepln y  ź ródła  ciepł a  w  form ie  n iesko ń czo n ego  p a ska , q'  zm ien n y  st ru m ień  ciepln y  w  m iejscach  ch ł o d zen ia  lin iowych  cią gł ych  ujem n ych  ź r ó d eł ciepł a, i?o  o p ó r  d ru cika  w  t em p erat u rze  T o , • Rkn  o p ó r  d ru cika  w  m om en cie  osią gn ię cia  pierwszego  kryzysu  wrzen ia, (St)  liczba  St a n t o n a , T   t em p er a t u r a  ciał a  stał ego  o  współ rzę dn ych  x,  y, z, T o  t em p er a t u r a  otoczen ia, (AT ) krt   róż n ica  t em p erat u ry  pierwszego  kryzysu  wrzen ia  i  t em p er a t u r y  o t o czen ia, C/jen  n apię cie  n a koń cach  d ru cika  w  m om en cie  osią gn ię cia  pierwszego  kryzysu  wrzen ia, v  p rę d ko ść  o bwo do wa  ś ciern icy, w  prę dkość  ź ró d ła  ciepł a  wzglę dem  p ó ł p rzest rzen i, a  współ czyn n ik  przejm o wan ia  ciepł a, /?  współ czyn n ik  t em p erat u ro wy  o p o r u  elektryczn ego, ROZKŁ ADY  TEMPERATURY NA POWIERZCH N I CHŁ ODZONEJ 121 £   mał y  parametr, &  bezwymiarowa  róż nica  temperatury  w  punkcie  ciał a  stał ego  i  temperatury  otoczenia, ©C){X)  zerowe  przybliż enie  bezwymiarowej  róż nicy  temperatury  jw.  na  pł aszczyź nie  Z  —  0, &V)(X)  pierwsze  przybliż enie  bezwymiarowej  róż nicy  temperatury  jw.  przy  chł odzeniu, @(X)  bezwymiarowa  róż nica  temperatury  jw., X  przewodność  cieplna  ciał a  stał ego, Q  gę stość  ciał a  stał ego, Qo  oporność  wł aś ciwa  drucika  w  temperaturze  T a, y>  współ czynnik  poprawkowy  uwzglę dniają cy  energię  odprowadzoną  z wiórami  i  do tarczy ś ciernej. 2.  M atematyczne  podstawy  problemu W  przypadku  stacjon arn ym  bez  chł odzenia  rozkł ad  tem peratury  w  pół przestrzeni > 0  opisuje  równ an ie  [1]: b (2.1) r- ro  = J —b la dx', które  m oż na  wyprowadzić  z  równ an ia  przewodzen ia  ciepł a  F ouriera  przy  zał oż eniu a  =   con st  oraz  traktując  paskowe,  cią głe  ź ródło  ciepł a jako  zbiór  wszystkich  moż liwych pun ktowych  cią gł ych  ź ródeł   ciepł a  dla  —b  <  x    d. W  przedziale  —d'  <  x  <  d, w którym  T — T o ̂   (AT ) kt i,  wystę puje  wrzenie bł onowe wią ż ą ce  się  z  przegrzewami  cieczy przy  ś ciance  wię kszymi  od  krytycznych,  gdzie  po  przekroczeniu  (AT \ n   wartość  a  gwał - townie  spada.  To  upoważ nia  do  traktowan ia  powierzchni  paska  dla  —d'  <  x  <  di  —co <  y  <  co  jako  niechł odzonej. U wzglę dniając  wpł yw  n a  pole  tem peratur  także  i  ujemnych  ź ródeł   ciepł a  oraz  fakt, że  —q'  — a[T (x',0)—T 0 ]  dla  tem peratury  cieczy  chł odzą cej  równej  T o ,  otrzymujemy Wprowadzamy  wielkoś ci  bezwymiarowe (7 4\   Y  - w x  7  -   w z  R  - w b  n  w d  n'  wd>  Y>  wx> ską d  Xix  =  Z/ z =  5/ i  =  D/ d =  D '/ J' =  X'/ x'  =   w/ 2a. M am y  wię c  x'  =   2a/ wX' oraz  dx'  =   2a/ wdX',  czyli (2.5) Oznaczają c (2.6) i  wstawiają c  do  (2.3)  zależ noś ci  (2.4),  (2.5),  (2.6)  otrzymujemy B (2.7)  0(AT, Z) ̂ -   =  _ ^ -   J  exp (I - I 'K0{[(X- X' - B - D' - ?-   f  ~- HX',O)exp(X- X')Ko{[(X- X')2+Z2]1/ 2}dX'- 71A.W   J  71AW P o  uwzglę dnieniu,  że a a  A a . nkw  C P Q R O Z K Ł AD Y  TEMPERATURY  N A P OWI E R Z C H N I CH ŁOD ZON EJ  123 otrzymujemy B i  r  _ - B nc p qw —  oo \ 0) D la  pł aszczyzny  Z  — 0 (2.9)  Xo W iX^ Xf+Z2]  -   Ą   | Z - r |, (2.10)  — ^ — = ( S t ) . Oznaczamy  dodatkowo (2.11) P o  podstawien iu  w  (2.8)  zależ n oś ci  (2.9),  (2.10),  (2.11)  otrzym am y  dla  Z  =   0 B (2.12)  0(jrO) — U  DO - e\  [  ą X',0)e x - x 'Ko\ X- X'\ dX'+  (  &(X', L  J  J 3.  P rzypadek  bez  chł odzenia 3.1.  Rozwią zanie ogólne. D la  e <^  1 m oż na  uzyskać  rozwią zanie  stosują c  iterację .  Zerowe przybliż enie  &m(X,0)  =   0<- °>(X)  otrzymuje  się   dla  e =   0. B \   r  t - B P o  wprowadzen iu  nowej  zm iennej  X— X'  =   u,  dX  —  —du,  moż emy  napisać X+B 1  f (3.2)  0(°)m  =  4-   e"K 0 \ u\ du. 2  J D la  pł aszczyzny  Z  =   0  m oż na  zastosować  przekształ cenie  [1] c (3.3)  J  e±u K o (u)du  =   c e ± e [ Ai( c ) ± . K i( c ) ] T l. o A' P rzy  oznaczeniach  Z + 5  =   i ' ,  Z — B  =  a,  f  e"K 0 \ u\ du — I,  mamy a (3.4)  6K°> m =   —  / . 2 124  B. BIEN IASZ Rozpatrzymy  nastę pują ce  przypadki: P r z y p a d e k  1) b' >  a >  0,  K > 0. b'  a 1  =  [  e"K 0 (u)du~  Je"K 0 (u)du, (3.5) o  o 1   , u j . P r z y p a d e k  2A)  V  >  0 >  a,  u >  0,  u =  —v. b'  —a  b'  \ a\ I  =  /   euKo(u)du+ J  e~ vK 0  \ v\ du =  /   e"K 0  (u)du+ J  e~ v K 0  \ v\  dv. 0  0   0   0 P r z y p a d e k  2B)  b' >  0 >  a,  u <  0,  u =   —©. 6'  - a  Ł '  H /  =  /   e"£o|«|rfM+  J  e~ vK 0 (y)dv  =  /   e"JK0|«|rfM+  /   e~ v K^ v)dv. 0  0   0   0 Moż na  poł ą czyć przypadki  2A) i  2B) i  zapisać: '  • • '  .  *  \ «\ / =   /   e"Ą |«/ |<ń i+  /   r % | o | * , o  o (3.6)  6»(°)(Z) =  - 1 {&'e*'[^o (*')+ - Ki (6')]- 1 +  \ a\  e~ |fl| [̂ o \ a\  - K x  \ a\ ]+1}, P r z y p a d e k  3) 0 >  b' >  a,  u =  —v,  u<0. - b'  - a  \ a\   \ b'\ / =   - /   e- vK 0 (v)dv+J  e~ v K 0 {v)dv =   /   e- "K 0 (v)dv- f   e - "K 0 (v)dv, o  o  o  o (3. 7)  ^ - ^ \ X+3\ ]} ROZKŁ ADY  TEMPERATURY NA  POWIERZCH N I CHŁ ODZONEJ 125 Otrzym an o  wzory  (3.5)—(3.7)  pozwalają ce  wyznaczyć  rozkł ad  tem peratury  n a  pł asz- czyź nie  Z  =   0 d l a —  co  <  X  <  c o w  przypadku  bez  chł odzenia.  Z e wzglę du  n a wł asnoś ci funkcji  K o   i  K\   po win n o  być  X  ?£ B  i  X  =£  —B. Korzystając  z  wyż ej  wymienionych  wzorów  otrzym an o  wykres  0(O>  =   6K°)(x/&)  dla róż n ych  B,  przedstawion y  n a  rys.  3.  U wzglę dn iono  fakt,  że  X  — Bxjb.  Jest  rzeczą  cha- 7 6 5 A 3 2 -I - °2 / / / / i/ / / \\w "̂̂ ^ '—~__ 1  •   — - 1 x/ b Rys.  3 rakterystyczną,  że  m aksym aln e  tem peratury  wystę pują  przy  koń cu  styku  ź ródła ciepł a dla  x/ b [ kW] ; P x   =   C x •  V- 6[kp]; 1,36- 75 A  -   2(1 - k)  bb". W  tym  przykł adzie  C x   =   2,2,  2b  =  3,72  [mm],  y>  «  0,84,  gdyż  wedł ug  dan ych  obli- czeniowych  w pracy  [3], dla g  — 0,04  [mm] z wióram i  odprowadza  się   ok.  7%,  a  d o  tarczy ś ciernej  ok.  9%  cał kowitej  mocy  szlifowania,  bę dą cej  sumą   mocy  deformacji  plastycznej i  tarcia.  P ozostał e  84%  mocy  wytwarza  pole  tem peratury  w  przedm iocie. • woo 800 600 400 200 \ X 0,1  0,6  0,8  1 A  6  8 10 w [ m/ min] Rys.  5 P o  wstawieniu  wartoś ci  otrzymuje  się   q  =   4000  [W/ cm2].  D la  tej  wartoś ci  strum ien ia cieplnego  sporzą dzono  wykres  (T — 7o)mL  w  funkcji  prę dkoś ci  ź ródła  ciepł a,  który przedstawiono  linią   cią głą   n a rys.  5. W  tym  celu wykorzystano  wykres n a rys.  3 i  zależ ność (3.9) (T — uzyskaną   przez  wstawienie  w  =   2al?/ 6  do  (2.7). Jest  oczywiste,  że  m aksym alna  tem peratura  ciał a  stał ego  n a  pł aszczyź nie  Z  =   0 roś nie  ze  wzrostem  czasu  styku  ze  ź ródł em  ciepł a  o  stał ym  strum ieniu  cieplnym,  czyli ze  spadkiem jego  prę dkoś ci.  D la  wię kszych  wartoś ci  strum ienia  linia  wykresu,  o  p o d o b- nym  przebiegu,  bę dzie  przesunię ta  ku  wyż szym  wartoś ciom  róż nicy  tem peratury.  P rzy szlifowaniu  jedn ak  q  =   q{w),  co  wynika  z  (3.8),  i  roś nie  ze  wzrostem  prę dkoś ci  szybciej aniż eli  spada  stosunek  O^ lJB.  Biorą c  pod  uwagę   zależ ność  strum ienia  cieplnego  od ROZKŁAD Y  TEMPERATURY NA POWIERZCH N I CHŁODZONEJ 127 prę dkoś ci  ź ródła ciepł a przy  szlifowaniu,  sporzą dzono  n a  rys.  5  wykres  za  pom ocą   linii kreskowej.  Wedł ug  pracy  [2], ogóln a  zależ ność  maksymalnej  róż nicy  tem peratur od  prę d- koś ci  przyjmuje  w  pierwszym  przybliż eniu  postać  Cw0>2. 4.  Przypadek  z  chł odzeniem 4.1. Pomiar róż nicy  temperatury pierwszego  kryzysu  wrzenia i temperatury otoczenia. Aby  u wzglę dn ić chł odzenie  bran ym i  p o d  uwagę   cieczami,  należ ało  zmierzyć  dla  nich  wartoś ci  (AT ) krl . Z robion o  t o  dla  emulsji  wodn ej  z  olejem  E  (udział  obję toś ciowy  oleju  E  wynosi  4,5%), nafty  i  oleju  wrzecionowego  N r  2,  wykorzystują c  schem at  pomiarowy  przedstawiony n a  rys.  6.  Z asadn iczym  jego  elem en tem  był   cienki  drucik  o  stał ym, w  zakresie  pomia- rowym,  współ czynniku  tem peraturowym  oporu  elektrycznego.  Rolę   jego  speł niał   drucik Rys.  6 wolframowy  o  ś rednicy  0,1  [mm].  M ostkiem  Wh eatston e'a  typu  MW- 4  wyznaczono dla  niego  oporn ość  wł aś ciwą   w  tem peraturze  20 [°C] oraz wartość /?  w zakresie  od 20 [°C] d o  97 [°C]  przez  p o m iar  oporów  drucika  o  znanej  dł ugoś ci  w  róż nych  tem peraturach. D rucik  zan urzan o  w  wodzie  destylowanej  w  urzą dzen iu  term ostatowym .  Otrzymano ś rednie  wartoś ci Qo  =  0,0677  [fl  m m z/ m ],  0  =   0,00462  [deg"1]. W  zlewce  o  dostateczn ej  pojem noś ci  znajdował a  się   badan a  ciecz  o  tem peraturze 20[°C].  Z an urzan o w  niej  drucik  wł ą czony  w  obwód  zasilany  prą dem  stał ym.  Zwię kszając oporn icą   suwakową   m o c  p rą du  pł yną cego  przez  drucik  powodowan o  osią gnię cie  przez jego  powierzchn ię   tem peratury  pierwszego  kryzysu  wrzenia.  N a  skutek  póź niejszego spadku  a,  a zatem wzrostu  tem peratury  drucika  (i jego  oporu), m om en t ten był  począ tkiem nagł ego  spadku  n atę ż en ia  p rą du  pł yną cego  przez  drucik  i  wzrostu  napię cia  mierzonego n a  jego  koń cach.  N o t o wa n o  krytyczn e  wartoś ci  zkri  oraz  t / k r l .  Wrzeniu  bł onowem u towarzyszył o  w  przypadku  nafty  i  oleju  wrzecionowego  jasn e  ż arzenie  drucika,  efekty akustyczne  i  silne  dym ienie.  W  przypadku  emulsji  olejowej  drucik  ulegał   każ dorazowo stopien iu. 128 B .  BlEN IASZ Ponieważ zaś (T - T 0 \ ri  = gdzie  Ro  =   eoL lA". D la  poszczególnych  cieczy  wykon an o  po kilkanaś cie  pom iarów  drucikam i  o  róż nych dł ugoś ciach.  Ś rednie arytmetyczne wartoś ci  (AT ) kT i  po dan o w  tablicy  1. D użą  powtarzal- ność  wyników  otrzym ano  szczególnie  dla nafty  i  oleju  wrzecionowego. • Tablica 1 \ a b c Chł odzą ca ciecz Emulsja olejowa (4,5%abj.otquE) Nafta Olej wrzecion Ń r2 M MO 280 470 B=5,  £s = QO590 W 2,36 w - D - i35 - 165 — % 2 Z6 — Q0052 QD390 0,3570 B- 1O  t£< 0- Q0295 < & 2,37 473 739 - 67 3,8 — 29J 10,5 — tymox Q0f09 00930 Q2440 4.2. Rozwią zanie. D la  przypadku  z  chł odzeniem jest  dla  pł aszczyzny  Z = 0  (2.12) -   e [  J  eW {X')e x - x 'K cs \ X- X'\ dX'+ 0W (X')e x - x 'K o \ X- X'\ dX'], (4.1) =  0W (X)- e[  J  0C- 1 \ X')e x - x 'K 9 \ X- X'\ dX'+ — 0 0 oa 0 (n -   ^ (Xy^ 'Ko  \ X- X'\ dX'\ , 0(X)  =  lim 6 n ~ > co Wyznaczono  pierwsze  przybliż enia  rozkł adów tem peratury  dla dwóch  wartoś ci  B = 5 i  B =  10 przy  chł odzeniu stali  20  emulsją,  naftą  i  olejem  wrzecionowym  N r 2  (ź ródło ciepł a ja k  zakł adano wyż ej) oraz dla strum ienia cieplnego ź ródła  ciepł a q =   4000  [W/ cm z]. We  wszystkich  przypadkach przyjmowano  stał y współ czynnik przejm owan ia  ciepł a  a =   4 [W/ (cm2deg)]. Z zależ noś ci  (2.10) i  (2.11) dla B =   5  otrzym an o  s5 =   0,0590,  d la B =   10 zaś  e10 =   0,0295.  D la Z =   0  w  warun kach  pierwszego  kryzysu  wrzenia  otrzymujemy z (2.6) ROZKŁ ADY  TEMPERATURY  NA  POWIERZCHNI CHŁ ODZONEJ 129 Stąd  dla  poszczególnych  cieczy  otrzym an o  wartoś ci  © kv t,  zaś  z  wykresu  n a  rys.  3  od- czytan o  dla  tych  wartoś ci  gran ice  cał kowan ia  (tablica  1).  Cał ki  w  równaniu  cał kowym (4.1)  wyznaczono  w  sposób  przybliż ony  graficznie.  Wyniki  obliczeń  naniesiono  n a  ry- sun kach  7  i  8  obok  krzywej  0<°>. - 2 B=5 J / / . I 7 - ~——_ " ^ - ^ "~ • — - - 1 5 x/ b Rys.  7 Z  analizy  tych  rysun ków  wynika,  że  przy  chł odzeniu cieczami  o wartoś ciach  < 9k r l  < <  6>£J!x efektywność  chł odzen ia roś n ie  wraz  ze  wzrostem  prę dkoś ci  ź ródła  ciepł a  jeż eli za  m iarę  tej  efektywnoś ci  przyjąć  stosun ek  m aksym alnej  nadwyż ki  tem peratury  do  od- _2 B=10 / / / /   /   / ~\ / i\ \ W  ^ - i x/ b Rys.  8 powiedniej  n adwyż ki  w  przypadku  bez  chł odzen ia. Wskazują  n a  to  dan e  wzię te  z  rysun- ków  7  i  8  zamieszczone  w  tablicy  1.  P rzy  chł odzeniu cieczą  o  6> krl  >  <9^L  (olej)  począ t- kowo  ze  spadkiem  prę dkoś ci  roś n ie  efektywność  chł odzenia. M oż na jedn ak  przypuszczać, 130  B.  BI E N I ASZ że  po  przekroczeniu  przez  <9{,°>x wartoś ci  0krU  co  n astą pi  przy  pewnej  prę dkoś ci  opty- malnej,  efektywność  bę dzie  się   zmniejszać.  D la  oleju  wrzecionowego  tą   graniczną   war- toś cią   prę dkoś ci  bę dzie  w  tym  przykł adzie  wartość  nieco  mniejsza  od  2,5  [m/ min]. W  zwią zku  z  tym,  jeś li  dą ży  się   do  jak  najwię kszego  obniż enia  wartoś ci  maksymalnej temperatury,  należy  stosować  ciecze  chł odzą ce o  tem peraturze  pierwszego  kryzysu  wrze- n ia  wię kszej,  lecz  ja k  najbardziej  zbliż onej  do  m aksym alnej  tem peratury  w  przypadku bez  chł odzenia. D ysponują c  daną   cieczą   nie  należ ał oby  schodzić  poniż ej  prę dkoś ci  op- tymalnej  w  danych  warunkach. Zał oż enia,  przy  których  sporzą dzono  rysunki  7  i  8,  jakkolwiek  zgodn e  z  począ tko- wymi,  znacznie  odbiegają   od  warun ków  przy  szlifowaniu,  n a  co wskazywał   choć by rys.  5. Aby  otrzymać  rozkł ady  tem peratury  przy  szlifowaniu  ś ciernicą   o  nieskoń czenie  duż ej szerokoś ci,  należ ał oby  uwzglę dnić  zależ ność  strum ienia  cieplnego  paskowego  cią gł ego ź ródła  ciepł a od  zmiany jego  prę dkoś ci  przy  stał ych g  i p  oraz  zależ ność  a  przynajmniej od  rodzaju  cieczy  chł odzą cej. Wielkość  szkodliwych  zmian  zależy  nie  tylko  od  wysokoś ci  maksymalnej  tem peratury, ale  i  od  czasu jej  oddział ywania  n a  m ateriał .  M aksym aln a  tem peratura przy  szlifowaniu roś nie z  prę dkoś cią   ź ródła ciepł a, czyli  ze  spadkiem  czasu jego  oddział ywania  n a  poszcze- gólne  elementy  warstwy  przypowierzchniowej  m ateriał u.  Jest  prawdopodobn e,  że  nie- kiedy  bardziej  szkodliwe  okazać  się   może  dział anie  niż szych  tem peratur  wystę pują cych przy  niż szych  prę dkoś ciach  ź ródła ciepł a. 5.  Wnioski 1.  N a  podstawie  znanych  rozkł adów  tem peratury  przy  istnieniu  ruchom ych  powierz- chniowych ź ródeł   ciepł a, mają cych  zastosowanie  przy  analizie  adiabatycznej  obróbki  skra- waniem,  opracowano metodę  oceny wpł ywu  chł odzenia  powierzchni  skrawanej  z  uwzglę d- nieniem  zjawiska  pierwszego  kryzysu  wrzenia  cieczy  chł odzą cej.  Zjawisko  to  m oże  wy- stą pić  w  pobliżu  ź ródła  ciepł a,  gdzie  n a  powierzchni  wystę pują   m aksym aln e  nadwyż ki temperatur.  Rozkł ad tem peratury  uzyskuje  się   przez  rozwią zanie  pewnego  typu  równ an ia cał kowego. 2.  Efektywność  chł odzenia zależy  od  obrabian ego  m ateriał u, warun ków  skrawan ia, współ czynnika  przejmowania  ciepł a mię dzy  m ateriał em a  cieczą   chł odzą cą   i  od  jej  tem- peratury  pierwszego  kryzysu  wrzenia.  Przez  dobór  odpowiedniej  prę dkoś ci  skrawan ia lub  rodzaju  cieczy  m oż na  uzyskać  optym alne  warun ki  chł odzenia. Literatura  cytowana  w  tekś cie 1.  H .  S. CARSLAW,  J.  C .  JAEG ER,  Conduction of  heat  in solids,  Wyd.  2, tł um . ros.  I zd.  N au ka, M oskwa  1964, s.  264. 2.  M .  I I .  IIlATyHOB,  B.  .  C OBKH H ,  Hccjiedoecmue  KowmaKmuou  tneMnepamypu npu  lujiuffioeamm  ua omoee  ecmecmeemux  ipammuux ycnosuu,  B e d .  M am ro io crp.,  6,  1962,  67. 3.  A.  K.  H C AE B,  C .  C .  C H JI H H ,  Memoduna pacuema  mejunepamyp npu  wuiu^ oeamiu,  B e d . M aium iocT p., 5,  1957,  55. 4.  A.  H .  P E3H H KOB,  T en/ ioo6MeH npu peaamu  u  oxAaxcdeuue  ucmpyMemnoe,  M ainrora,  1963,  9. ROZKŁAD Y  TEMPERATURY  NA  POWIERZCH N I  CHŁODZONEJ  131 P  e 3 io  M e P AC H P EflEJI EH H E  TEM XIEPATYPBI  H A  OXJIAKflAEM OH   I I OBE P XH OC TH ,  T 10R flEftCTBH EM   nOflBPD KH LIX  H C TOH H H KOB T E I D I A,  B  ITPH M EH EH H H   K  IIP OU ECCAM OBPABOTKH   P E 3AH H E M H a  ocHOBe  Teopm- i  TO^eia- iBix  TermoBBix  H C TOIJH H KOB,  cm pe^ejin eicH   B qepBOM   npn6jH f>Keiam  pac- qpeflejreH H e  TeiuiiepaTypBi  Ha  nosepxH OCTH   n ojiyn pocTpan cTBa,  B  KOTopofi flBH >KeTCH  c  nocTOHHHoii CKopocTbio  njiocKH ił   H CTO^H PJK  Teijjia,  B  BHfle  6ecKOHe^Hott  nojiocM   — b  <  x  <  b,  —  co  <  y  <  co. oxJia>KflaeTcn  weflKOCTHMH   c  pa3HBiMH   TeinnepaTypaMM   n ep Bo ro  Kpn3nca  KanerniH .  P ac- BO3MO>KH OCTŁ  npH MeneH H n  noityqeH i- itix  pe3ynbTaT0B  npi- i oKpy>t