TEMPERATURA NA POWIERZCHNI NATARCIA OSTRZA Badania

TEMPERATURA NA POWIERZCHNI NATARCIA OSTRZA Badania

KOMISJA BUDOWY MASZYN PAN – ODDZIAŁ W POZNANIU
Vol. 26 nr 2
Archiwum Technologii Maszyn i Automatyzacji
2006
ADAM MIERNIKIEWICZ *
TEMPERATURA NA POWIERZCHNI NATARCIA OSTRZA
BADANIA TEORETYCZNE
Własne badania doświadczalne skrawania [13, 14], a także innych badaczy [10] wskazują, że
reklamowane trendy skrawania HSM, HSC w zastosowaniu do obróbki stali nie potwierdzają
zapowiadanych korzyści związanych z możliwością zwiększenia prędkości skrawania ze względu
na zużywanie się ostrza narzędzia skrawającego. Podjęto próbę oszacowania wartości temperatury
na powierzchni natarcia ostrza w funkcji wybranych parametrów skrawania. Wybrano: prędkość
skrawania vc, głębokość skrawania ap oraz posuw na obrót f podczas toczenia lub grubość warstwy
skrawanej h w innych sposobach obróbki. W warunkach zwiększonej prędkości skrawania wartość
temperatury na powierzchni styku wióra z ostrzem jest wartością temperatury topnienia materiału
obrabianego i może się zwiększać do wartości temperatury wrzenia.
Słowa kluczowe: strumień energii, gęstość mocy, temperatura ostrza, hipoteza skrawania
1. WSTĘP
Badania teoretyczne i doświadczalne [13, 14] dotyczące wartości temperatury
w strefie skrawania nie obejmowały temperatury narzędzia. Wykazały one jedynie, że wartość temperatury wióra zależy głównie od właściwości materiału obrabianego, nie zależy od prędkości skrawania i jest mniejsza od temperatury
topnienia materiału obrabianego. Badania te pozostawiły pewien niedosyt, wynikający z faktu, że wiór na powierzchni stykającej się z powierzchnią natarcia
ostrza ma warstwę o właściwościach materiału stopionego i powtórnie zastygłego. Grubość tej warstwy jest różna w zależności od warunków obróbki. Spostrzeżenia te skłoniły do podjęcia dalszych badań teoretycznych nad wartością
temperatury w strefie styku wióra z ostrzem na powierzchni natarcia. Pomiary
wartości temperatury w strefie skrawania lub próby obliczenia jej wartości [1, 2,
6, 7, 8, 17, 18, 19] dają wyniki dalekie od wartości temperatury topnienia materiału obrabianego. W tej sytuacji podjęto próbę analitycznego rozwiązania tego
problemu.
*
Dr hab. inż. – Instytut Technologii Maszyn i Automatyzacji Produkcji Politechniki Krakowskiej.
46
A. Miernikiewicz
Prace [13, 14] przyniosły wzory pozwalające na obliczenie wartości temperatury wióra. Uwzględniono wartość gęstości mocy działającej na powierzchni
ścinania oraz prędkość przepływania materiału obrabianego, wyznaczono wartość temperatury wióra na powierzchni swobodnej (1):
TchP =
kc
+ T0
ρ⋅c
(1)
Przy powyższych założeniach wartość temperatury w punkcie styku wióra z
powierzchnią natarcia wyraża zależność (2):
TchD =
k c ⋅ Λ ⋅ sin(Φ )
+T
ρ ⋅ c ⋅ cos(Φ − γ n ) 0
(2)
Wzory (1) oraz (2), pozwalające na obliczenie wartości temperatury tylko w
dwóch punktach, wskazują, że wartość temperatury wióra rozpoczynającego
kontakt z ostrzem jest mniejsza od temperatury topnienia jego materiału.
2. WYKAZ WAŻNIEJSZYCH OZNACZEŃ UŻYTYCH W PRACY
a
AD
ap
c
f
h
H
kc
lr
t
T
T0
vc
λ
Λ
Φ
γn
ρ
– współczynnik wyrównywania temperatury [m2·s–1]
– pole przekroju poprzecznego warstwy skrawanej [m2, mm2]
– głębokość skrawania [m, mm]
– ciepło właściwe [J·kg–1·K–1]
– posuw [mm·obr–1]
– grubość warstwy skrawanej
– gęstość mocy [W·m–2]
– opór właściwy powierzchniowy skrawania [Pa]
– długość styku wióra z ostrzem [m, mm]
– czas, czas działania źródła [s, μs]
– temperatura [oC, K]
– temperatura otoczenia [oC, K]
– prędkość skrawania [m·min–1, m·s–1]
– współczynnik przewodzenia ciepła [W·m–1·K–1]
– współczynnik spęczenia wióra
– kąt ścinania [o]
– kąt natarcia normalny [o]
– gęstość [kg·m–3]
Temperatura na powierzchni natarcia ostrza. Badania teoretyczne
47
3. STRUMIENIE ENERGII DZIAŁAJĄCE W STREFIE SKRAWANIA
Wartość energii dostarczanej do ciała przez dowolną powierzchnię A
w punkcie P, obliczaną na jednostkę powierzchni w jednostce czasu, nazywamy
gęstością mocy lub powierzchniową gęstością strumienia energii i oznaczamy
przez H. Przyjmijmy, że rozpatrywane ciało stałe jest ciałem izotropowym. Jeżeli w punkcie P ciała stałego działa strumień energii (moc), to temu punktowi
można przyporządkować wektor H o składowych Hx, Hy, Hz, którego moduł jest
następujący:
H m = H x2 + H y2 + H z2
(3)
Wektor ten jest skierowany wzdłuż prostej, wyznaczonej przez kosinusy
kierunkowe równe:
Hx H y Hz
,
,
Hm Hm Hm
(4)
Wektor o takich właściwościach nazywamy wektorem powierzchniowej gęstości strumienia energii lub wektorem gęstości mocy w punkcie P. Wartość
strumienia energii przechodzącego przez płaszczyznę wyznaczoną przez kosinusy kierunkowe (4) jest równa Hm. Wartość strumienia energii w punkcie P leżącym na płaszczyźnie wyznaczonej przez normalną usytuowaną pod kątem ζ do
prostej wyznaczonej przez wzory (4) wynosi Hm·cos(ζ).
Rys. 1. Schemat usytuowania obszarów związanych
z dystrybucją energii w strefie skrawania; WW – obszar związany z przedmiotem obrabianym, Wch –
obszar związany z powstawaniem wióra, WN – obszar
związany z powstawaniem i odprowadzaniem wióra
ze strefy skrawania
Fig. 1. The diagram showing the positions of areas
connected with energy distribution in the cutting
zone; WW – the area connected with a workpiece,
Wch – the area connected with chip formation, WN –
the area connected with chip formation and chip flow
from the cutting zone
48
A. Miernikiewicz
Rys. 2. Schemat strefy styku wióra z ostrzem narzędzia – źródło o stałej gęstości mocy H działające
w strefie styku wióra z ostrzem
Fig. 2. The diagram showing the contact zone between the chip and the tool wedge. The source of a constant power density H is operating within the zone
mentioned above
Przyjęcie uproszczonego schematu powierzchniowej gęstości strumienia
energii (rys. 2) wynika ze złożoności zjawisk występujących w strefie skrawania. Pozwoli to na stosunkowo łatwe obliczenie oczekiwanej wartości temperatury osiąganej na skutek działania źródła energii o założonej charakterystyce.
Pozwoli to także na oszacowanie wpływu warunków obróbki na kształtowanie
się wartości temperatury na powierzchni natarcia ostrza narzędzia skrawającego.
Założono także, że wartości kąta natarcia i kąta pochylenia krawędzi skrawającej
wynoszą 0o. Sprawia to, że gęstość strumienia energii działającego na powierzchni natarcia może być następująca:
H = kc·vc
(5)
Przyjęto, że wszystkie inne składowe pochodzące od sił tarcia na tak usytuowanej powierzchni natarcia dają zerowe wartości składowych wektora gęstości
mocy prostopadłe do powierzchni natarcia. Uzasadnia to przyjęcie wartości gęstości strumienia energii działającego na powierzchni styku wióra z powierzchnią natarcia. Rysunek 1 wskazuje jednak, że ze względu na pewien stopień odkształcenia wióra nie styka się on z powierzchnią natarcia na grubości warstwy
skrawanej h, lecz na większej długości [7, 8, 9, 17, 18, 19], zwanej długością
styku wióra lr z powierzchnią natarcia. Ta właściwość skrawania sprawia, że
mniejsza jest nieco wartość gęstości mocy źródła rzeczywiście działającego na
powierzchni styku wióra z powierzchnią natarcia ostrza. Wartość tę wyraża zależność:
H = k c ⋅ vc ⋅
h
lr
(6)
Burzenie spójności materiału obrabianego w strefie oznaczonej Wch (rys. 1)
następuje na skutek oporu, jaki stawia powstającemu wiórowi powierzchnia
natarcia ostrza. Deformacja plastyczna wióra powoduje, że wytwarza się przestrzenny twór (nasada wióra) przenoszący na ostrze obciążenie niezbędne do
dekohezji przy usuwaniu naddatku obróbkowego. Nasada wióra decyduje o
kształcie i rozmiarach źródła oznaczonego WN (rys. 1).
Temperatura na powierzchni natarcia ostrza. Badania teoretyczne
49
4. TEMPERATURA OSTRZA NARZĘDZIA
Jeżeli ciągłe płaskie źródło energii jest usytuowane wewnątrz ciała nieskończonego [3] w płaszczyźnie x’ i zaczyna działać od czasu t = 0, wydzielając w
jednostce czasu na jednostkę powierzchni energię o wartości ρ·c·ξ(t), to wartość
temperatury w momencie czasu t wyraża zależność:
T (x, t ) =
t
⎡ ( x − x ' )2 ⎤ ξ (t ' )dt '
1
⋅ exp ⎢ −
⎥⋅
(
)
4
⋅
a
⋅
t
−
t
'
2⋅ π⋅a 0
⎣
⎦ t − t'
∫
(7)
Jeżeli ξ(t) = σ = const, rozwiązanie powyższego równania przyjmie postać:
T (x, t ) = σ ⋅
⎡ ( x − x ' )2 ⎤ σ ⋅ x − x '
⎡ x − x' ⎤
t
⋅ exp ⎢ −
⋅ i ⋅ erfc ⎢
⎥−
⎥
π⋅a
2⋅a
⎣2⋅ a ⋅t ⎦
⎣ 4⋅a ⋅t ⎦
(8)
Jeżeli płaskie źródło energii działa w płaszczyźnie styku dwóch ciał o wartościach współczynnika przewodzenia ciepła odpowiednio λ1 i λ2, to powierzchniowa gęstość strumienia energii wnikającego przez powierzchnie tych ciał jest
następjąca:
λ1 ⋅
∂T1
∂T
= λ2 ⋅ 2
∂n
∂n
(9)
Jeżeli powierzchnie obu stykających się ciał dostatecznie dobrze do siebie
przylegają, to można założyć, że wartości temperatury T1 i T2 tych powierzchni
są równe.
Przyjęcie do obróbki skrawaniem schematu dwóch stykających się płaszczyzn jest dalekie od rzeczywistości. Bardziej zbliżony jest schemat, w którym
do ciała półnieskończonego doprowadzana jest energia przez prostokąt o wymiarach ap·lr [3]:
⎡
⎛l ⎞
⎛ ap ⎞ ⎤
2
2
⎢lr ⋅ a p ⋅ asinh⎜ r ⎟ + a p ⋅ lr ⋅ asinh⎜⎜ ⎟⎟ + ⎥
⎜a ⎟
⎢
⎝ lr ⎠ ⎥
⎝ p⎠
2⋅ H ⋅⎢
⎥
3
⎢ 1 ⎛⎜ 3
⎥
2
2
2 2⎞
⎟
⎢ + 3 ⋅ ⎜ a p + lr − l r + a p ⎟
⎥
⎝
⎠
⎣
⎦
Tśr =
λ ⋅ π ⋅ a p ⋅ lr
(
Tmax
)
⎡
⎛l ⎞
⎛ a ⎞⎤
2 ⋅ H ⋅ ⎢a p ⋅ asinh ⎜ r ⎟ + lr ⋅ asinh ⎜⎜ p ⎟⎟⎥
⎜ ap ⎟
⎢
⎝ lr ⎠⎦⎥
⎝ ⎠
⎣
=
λ ⋅π
(10)
(11)
50
A. Miernikiewicz
W takim przypadku wartość temperatury powierzchni przedmiotu określają
wzory (10, 11) [3]. Wzór (10) pozwala na obliczenie średniej wartości temperatury na powierzchni prostokąta, na której działa źródło, a wzór (11) służy do
obliczenia maksymalnej wartości temperatury na tej powierzchni.
Podczas skrawania występują dwa stykające się ciała: ostrze narzędzia i wiór.
Przyjmując jednakowe ich właściwości, obliczono wartości temperatury na powierzchni styku tych ciał (rys. 3).
Obróbka stali ostrzem SW18:
9
lr = 4·f, kc = 1·10 Pa, vc = 0,25 m/s,
0
Temperatura ostrza Tmaks.
, C
maks.
f = 0.50 mm/obr
4000
f = 0.40 mm/obr
3000
f = 0.30 mm/obr
2000
f = 0.20 mm/obr
1000
f = 0.10 mm/obr
f = 0.05 mm/obr
0
0
0,5
1,0
1,5
2,0
Głębokość skrawania ap , mm
Rys. 3. Zależność ustalonej maksymalnej wartości temperatury ostrza w ciągłej obróbce stali
miękkiej ostrzem ze stali szybkotnącej; przyjęto długość styku wióra z ostrzem lr = 4·f,
vc = 0,25 m/s, kc = 109 Pa
Fig. 3. The dependence of a set maximum value of temperature in the tool wedge during continuous machining of soft steel with a high speed steel (HSS) tool; assumed contact length of chip with
wedge lr = 4·f, vc = 0.25 m/s, kc = 109 Pa
Przedstawione na rys. 3 wykresy maksymalnej wartości temperatury wskazują, że wyniki badań teoretycznych są zbieżne z empirycznymi zależnościami
opisującymi charakter wpływu poszczególnych parametrów obróbki na wartość
temperatury w strefie skrawania [5, 7, 8, 11].
Uzyskane wartości temperatury powierzchni styku wióra z ostrzem na pierwszy rzut oka szokują. Sygnalizowana w pracy [12, 14] obecność stopionej
i powtórnie zastygłej warstwy materiału po stronie wióra mającej kontakt z powierzchnią natarcia ostrza znajduje w tej symulacji potwierdzenie. Symulacja,
której wyniki przedstawiono na rys. 3–6, wyjaśnia obecność stopionej warstwy
na wiórze, a także rzuca nowe światło na proces skrawania.
Temperatura na powierzchni natarcia ostrza. Badania teoretyczne
10
0
Temperatura T, C
-2
4
10
3
10
2
WC-Co
10
1
10 -8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3
10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10
Czas działania źródła t, s
Rys. 4. Zależność temperatury powierzchni
WC-Co od gęstości mocy źródła i od czasu
działania na ciało według wzoru (8)
Fig. 4. The dependence of WC-Co surface
temperature on a power density of a source and
on contact time, according to formula (8)
0
f = 0,35 mm/obr
f = 0,05 mm/obr
20000
Mat. obr.:Stal 55, HRC38±2
9
kc=3·10 Pa, vc=1 m/s, lr=4·f
15000
Ostrze: WC-Co
10000
5000
0
0,0
0,5
1,0
1,5
Głębokość skrawania ap , mm
2,0
Rys. 5. Zależność ustalonej maksymalnej wartości temperatury na powierzchni natarcia ostrza
WC-Co w kontakcie z wiórem stalowym od
głębokości skrawania i posuwu
Fig.5.The dependence of a determined maximum temperature value on the rake face of the
WC-Co wedge in contact with a steel chip on
depth of cut and federate
Obróbka stali ostrzem WC-Co:
9
vc = 1 m/s, kc = 10 Pa, lst = 4·f
14000
Temperatura ostrza Tmaks. , C
f = 0,5 mm/obr,
f = 0,2 mm/obr,
25000
0
Temperatrura ostrza Tmaks. , C
9
H = 1·10 W·m
8
-2
H = 1·10 W·m
7
-2
H = 1·10 W·m
5
51
12000
f = 0,50 mm/obr
f = 0,40 mm/obr
10000
f = 0,30 mm/obr
8000
f = 0,20 mm/obr
6000
f = 0,10 mm/obr
4000
f = 0,05 mm/obr
2000
0
0
0,5
1,0
1,5
2,0
Głębokość skrawania ap , mm
Rys. 6. Zależność temperatury ostrza od parametrów skrawania, WC-Co – stal miękka
Fig. 6. The dependence of the temperature in the tool wegde on cutting parameters,
WC-Co – soft steel
Wykorzystując wzór (8), obliczono wartość temperatury powierzchni styku
stali z węglikami spiekanymi WC-Co w celu oszacowania czasu potrzebnego na
osiągnięcie temperatury topnienia przez stal. Zakładając, że wartość temperatury
topnienia stali 55 wynosi około 1400oC, z rys. 4 można odczytać, iż po upływie
0,01 s od rozpoczęcia działania źródła o gęstości mocy 109 W/m2 temperatura na
powierzchni WC-Co osiągnie wartość około 7000oC i stal zacznie się topić. Ponieważ temperatura topnienia kobaltu wynosi 1490oC, może topić się także kobalt. Nie uwzględniono wartości temperatury wióra osiągniętej w strefie burzenia spójności materiału obrabianego.
52
A. Miernikiewicz
Rys. 7. Fotografia zgładu metalograficznego
wióra; warunki obróbki: vc = 2,07 m/s, f = 0,05
mm/obr, ap = 2 mm, kc = 3·109 Pa
Fig. 7. The photograph of a chip microsection;
machining conditions: vc = 2.07 m/s, f = 0.05
mm/obr, ap = 2 mm, kc = 3·109 Pa
Rys. 8. Fotografia zgładu metalograficznego
wióra; warunki obróbki: vc = 2,07 m/s, f = 0,1
mm/obr, ap = 2 mm, kc = 3·109 Pa
Fig. 8. The photograph of a chip microsection;
machining conditions: vc = 2.07 m/s, f = 0.1
mm/obr, ap = 2 mm, kc = 3·109 Pa
Wartość temperatury na powierzchni styku może wzrastać aż do wartości
około 1500oC, tj. do roztopienia wszystkich kryształów austenitu. W tej sytuacji
wartość temperatury cieczy na powierzchni styku wióra i ostrza narzędzia powinna przyjmować wartości od temperatury topnienia do temperatury wrzenia,
bez względu na właściwości materiału ostrza. Zatem można przyjąć, że ostrze
będzie chłodzone ciekłym materiałem obrabianym, oczywiście, od pewnej war-
Rys. 9. Fotografia czynnego naroża płytki używanej do badań opisanych w pracy [12]; na widoczny krater naniesiono rzeczywiste wymiary: f =
= 0,1 mm/obr, ap = 2 mm, vc = 2,07 m/s
Fig. 9. The photograph of a corner of the plate used
in research in [12]. The dimensions vc = 2.07 m/s,
f = 0.1 mm/rev, ap = 2 mm, are put on a visible
crater
Rys. 10. Fotografia zgładu metalograficznego płytki z widocznym kraterem na
powierzchni natarcia i starciem od strony
powierzchni przyłożenia
Fig. 10. The photograph of a plate microsection with a visible crater on the rake face
and wear on the side of the flank face
Temperatura na powierzchni natarcia ostrza. Badania teoretyczne
53
tości prędkości skrawania i po upłynięciu pewnego czasu od rozpoczęcia skrawania. Potwierdzają to przestawione na rys. 5 wykresy sporządzone dla stali
o wartości kc = 3·109 Pa oraz fotografie zgładów metalograficznych wiórów
uzyskanych podczas obróbki takiej stali (rys. 7 i 8). Podobne wykresy sporządzono i przedstawiono na rys. 6 dla stali miękkiej, o wartości kc = 109 Pa. Wskazują one, że podczas skrawania stali miękkiej także będzie osiągnięta wartość
temperatury topnienia stali. Na rysunkach 9 i 10 przedstawiono płytki po kilkudziesięciu sekundach pracy podczas toczenia stali 55 obrobionej cieplnie, dla
której kc = 3·109 Pa.
5. PODSUMOWANIE
Zaprezentowane w artykule podejście do określenia wartości temperatury w
strefie styku wióra z powierzchnią natarcia ostrza pozwoliło na przeprowadzenie
komputerowej symulacji wpływu parametrów technologicznych skrawania
i wybranych warunków obróbki na jej obliczenie. Takie podejście pozwala na
przedstawienie skrawania w nowym świetle. Można zaryzykować postawienie
hipotezy, iż w zakresie „zwiększonej” prędkości skrawania ostrze skrawające
jest chłodzone przez roztopiony materiał obrabiany. Jednakże hipotezę tę postawiono na podstawie wyników fragmentarycznych badań skrawania. Dla jednoznacznego sprecyzowania tej hipotezy skrawania niezbędne jest przeprowadzenie pełnego cyklu doświadczeń laboratoryjnych bądź przemysłowych oraz dalszej symulacji komputerowej z wykorzystaniem właściwości współczesnych
materiałów narzędziowych [16, 20]. Na podstawie wyników takich badań będzie
można racjonalniej dobierać warunki toczenia, frezowania lub szlifowania.
LITERATURA
[1] Balaji A.K., Sreeram G., Jawahir I. S., Lenz E., The Effects of Cutting Tool Conductivity
on Tool-Chip Contact Length and Cyclic Chip Formation in Machining with Grooved Tools,
Annals of the CIRP, 1999, vol. 48, 1, s. 33–38.
[2] Blau J., DeVore C.E., Machining and wear relationships in an ordered intermetallic alloy,
Wear, 1991, vol. 149, s. 27–40.
[3] Carslaw H.S., Jaeger J.C., Conduction of heat in solids, Oxford, Oxford Press 1959.
[4] Chou Y.K., Evans C.J., White layers and thermal modeling of hard turned surfaces, International Journal of Machine Tools & Manufacture, 1999, 39, s. 1863–1881.
[5] Gawlik J., Prognozowanie stanu zużycia ostrzy narzędzi w procesie skrawania, Kraków,
Wydawnictwo Politechniki Krakowskiej 1988.
[6] Gente A., Hoffmeister H.W., Chip Formation in Machining Ti6Al4V at Extremely High
Cutting Speeds, Annals of the CIRP, 2001, vol. 50, 1, s. 49–52.
[7] Grzesik W., Podstawy skrawania materiałów metalowych, Warszawa, WNT 1998.
54
A. Miernikiewicz
[8] Grzesik W., An Investigation of the Thermal Effects in Orthogonal Cutting Associated with
Multilayer Coatings, Annals of the CIRP, 2001, vol. 50, 1, s. 53–56.
[9] Jawahir I.S., van Lutterwelt C.A., Recent Developments in Chip Control Research and
Aplications, Annals of the CIRP, 1993, vol. 42, 2.
[10] Kawalec M., Rybicki M., Kształtowanie powierzchni podczas dokładnego frezowania czołowego zahartowanych stali, Archiwum Technologii Maszyn i Automatyzacji, 2003, vol. 23,
nr 2, s. 61–66.
[11] Kaczmarek J., Podstawy obróbki wiórowej ściernej i erozyjnej, Warszawa, WNT 1970.
[12] Miernikiewicz A., Hipotezy dotyczące erozji elektrycznej w warunkach obróbki elektroerozyjnej, Warszawa, PAN, KBM, Sekcja Podstaw Technologii, SNOE, 2001, zeszyt nr 7,
s. 55–81.
[13] Miernikiewicz A., Przybylski L., Temperatura skrawania. Część I. Badania teoretyczne,
Archiwum Technologii Maszyn i Automatyzacji, 2004, vol. 24, nr 2, s. 40–48.
[14] Miernikiewicz A., Przybylski L., Temperatura skrawania. Część II. Temperatura wióra.
Badania doświadczalne, Archiwum Technologii Maszyn i Automatyzacji, 2004, vol. 24, nr 2,
s. 49–60.
[15] Miernikiewicz A., Paśko R., Struzikiewicz G., Opór właściwy skrawania przy frezowaniu
walcowym stali WCL, Czasopismo Techniczne, 2005, Wydawnictwo Politechniki Krakowskiej.
[16] Oczoś K.E., Kształtowanie ceramicznych materiałów technicznych, Rzeszów, Oficyna Wydawnicza Politechniki Rzeszowskiej 1996.
[17] Qi H.S., Mills B., Chip formation of a transfer layer at the tool-chip interface during machining, Wear, 2000, vol. 245, s. 136–147.
[18] Shirakashi T., New Trend on Machining Theory, Int. J. Japan Soc. Prec. Eng., 1993, vol. 27,
no. 4, s. 299–301.
[19] Vyas A., Shaw M.C., Mechanics of Saw-Tooth Chip Formation in Metal Cutting, Journal of
Manufacturing and Engineering, 1999, vol. 121, s. 163–172.
[20] Wysiecki M., Nowoczesne materiały narzędziowe, Warszawa, WNT 1997.
Praca wpłynęła do Redakcji 3.04.2006
Recenzent: prof. dr hab. inż. Hubert Latoś
TEMPERATURE IN THE TOOL RAKE FACE WEDGE
THEORETICAL RESEARCH
S u m m a r y
Experimental research, both my own [13, 14] and of other researchers [10] show that advertised HSM, HSC trends in steel machining do not confirm predicted advantages connected with the
possibility for applying higher cutting speeds, considering the wear of a tool wedge. An attempt to
assess the value of temperature in the tool wedge as a function of chosen cutting parameters has
been made. Those chosen parameters are as follows: cutting speed vc, depth of cut ap and feed per
revolution f in turning or thickness of cut h with other methods of machining applied. With a higher cutting speed the temperature value on the face of contact between a chip and a wedge equals
the work material or the wedge melting temperature values.
Key words: energy flux, power density, wedge temperature, cutting hypothesis