CC BY
53
Наука й Образование
МГТУ им. Н.Э. Баумана
Сетевое научное издание
1ЭЗМ
Наука и Образование. МГТУ им. Н.Э. Баумана. Электрон. журн. 2016. № 10. С. 23-38.
Б01: 10.7463/1016.0847736
Представлена в редакцию: 08.09.2016 Исправлена: 22.09.2016
© МГТУ им. Н.Э. Баумана
УДК 621.9.048.4
Назначение рациональных режимов электроэрозионной обработки деталей из стали 12Х18Н10Т на основе решения тепловой задачи о перемещении границы фазового превращения материала
Ставицкий И. Б.1'*, Наумов А. П.1
1МГТУ им. Н.Э. Баумана, Москва, Россия
В статье представлены результаты теоретических исследований обрабатываемости стали 12Х18Н10Т методом электроэрозионной обработки, основанные на решении тепловой задачи о перемещении границы фазового превращения материала. Предложены рекомендации по назначению рациональных режимов электроэрозионной обработки стали 12Х18Н10Т; определены минимальные плотность теплового потока и его длительность, необходимые для реализации процесса электроэрозионной обработки стали 12Х18Н10Т. Установлена зависимость минимальных значений длительностей импульсов теплового потока, при которых происходит электроэрозионная обработка стали 12Х18Н10Т, от плотности этого теплового потока. Определены максимальные значения длительностей импульсов тепловых потоков, действующих на сталь 12Х18Н10Т, обеспечивающие максимальный съем материала за один импульс, а также эффективные длительности тепловых потоков, обеспечивающие максимальную производительность процесса электроэрозионной обработки стали 12Х18Н10Т, соответствующие используемой плотности теплового потока.
Ключевые слова: электроэрозионная обработка, режимы электроэрозионной обработки, обрабатываемость стали 12Х18Н10Т, длительность электрического импульса, плотность теплового потока
Введение
В настоящее время в авиационной, ракетно-космической и в ряде других отраслей промышленности для изготовления деталей топливной арматуры широко применяют сталь 12Х18Н10Т. Как правило, детали из этого материала имеют небольшие габаритные размеры, содержат отверстия малого диаметра или являются сложнопрофильными. Обработка таких деталей традиционными механическими методами часто затруднительна или невозможна. В связи с этим все большее применение при изготовлении таких деталей находят электрофизические методы обработки, в частности электроэрозионная обработка (ЭЭО). Этот метод, как правило, применяют для изготовления сложнопрофильных малогабаритных деталей и отверстий малого диаметра. Несомненными преимуществами ЭЭО
являются возможность получать отверстия, в том числе пересекающиеся, практически без заусенцев, использование непрофилированного электрода-инструмента (ЭИ), отсутствие силового воздействия инструмента на заготовку и др. Эффективность метода ЭЭО обуславливает заметное увеличение номенклатуры выпускаемого и внедряемого оборудования, в том числе специализированных станков для изготовления отверстий малого диаметра. Однако, несмотря на все более широкое применение этого метода в промышленности, его возможности реализуются далеко не полностью. Часто это вызвано необоснованным выбором и назначением режимов обработки, что приводит не только к значительному снижению производительности обработки, а в случае прошивания отверстий и к увеличению износа ЭИ, но и уменьшению точности получаемых отверстий.
На практике рациональные режимы ЭЭО, как правило, определяют по эмпирическим зависимостям. Однако эти зависимости установлены только для небольшой номенклатуры традиционных для ЭЭО материалов - как правило, наиболее широко используемых инструментальных сталей, меди и некоторых других. Расчетные зависимости для назначения рациональных режимов ЭЭО многих материалов, в том числе стали 12Х18Н10Т, еще не разработаны. Традиционно их получают в результате проведения большого количества экспериментальных исследований, что связано с большими затратами времени и средств [1 - 6]. А поскольку такие зависимости получают без учета физических особенностей процесса ЭЭО, по ним далеко не всегда можно назначить оптимальные режимы, обеспечивающие максимально возможную производительность процесса формообразования. Поэтому проблема определения и назначения рациональных режимов ЭЭО весьма актуальна.
Определение рациональных режимов ЭЭО стали 12Х18Н10Т
Получение эмпирических зависимостей для назначения оптимальных режимов ЭЭО связано с проведением большого объема экспериментальных исследований, а значит, большими затратами времени и средств. Для сокращения таких исследований, а также учета физических особенностей процесса ЭЭО при установлении рациональных режимов обработки стали 12Х18Н10Т была использована тепловая задача о перемещении границы фазового превращения материала - задача Стефана [7,8]. Решение задачи позволяет определить глубину проплавления материала, исходя из его физических свойств, плотности теплового потока q и времени его действия (рис.1).
Рис 1. Схема для определения границы фазового превращения материала: 1 - жидкая фаза; 2 - твердая фаза
1
2
Задача Стефана для двухфазной системы описывается системой дифференциальных уравнений второго порядка, представляющих собой основное уравнение теплопроводности для случая нестационарной теплопроводности в полубесконечном твердом теле [7, 9]:
дТг д2Тг _
т1 = а1 , 0 < X <ц; дг 1 дх2 ' ''
дТ2 д2Т2
— = а1—,Ц<Х<™ (1)
где а1,2, Т1,2 - температуропроводность и температура жидкой и твердой фаз соответственно; Ц - координата границы фазового превращения.
В рассматриваемой задаче тело считают полубесконечным, так как размеры интересующей нас области формообразования много меньше размеров электрода-заготовки. Начальные и граничные условия зададим в следующем виде:
Т1(х,0) = Тэф = Тпл ; Т2(х, 0) = Т0 ;
Т\(у], г) = т2(г], г) = гпл;
ту«>, 0 = То; (2)
дТ1 I
q = -\
~ x=0'
ox
к
ОТ. +л T = „ Or
ox
x= 2 dx
X=R Г 1пл
р- qm-z- •
ot
Здесь Тэф - эффективная температура центра источника теплоты; Тпл, - температура плавления обрабатываемого материала; Т0 - начальная температура (20 °С); qnjl - скрытая
теплота плавления; К - теплопроводность; р - плотность твердой фазы.
Поскольку интенсивность источника теплоты есть функция времени, в расчетах использовано некоторое ее эффективное значение и соответствующая ему температура Тэф. Если пренебречь переходным процессом (нагревом поверхности до температуры плавления) и считать появление жидкой фазы мгновенным, то можно принять Тэф = Тпл.
Пятое уравнение в системе (2) представляет собой закон теплопроводности Фурье, а шестое - условие сопряжения тепловых потоков (знак минус означает, что на границе фазового превращения происходит поглощение теплоты).
Учитывая, что время действия источника теплоты для рассматриваемого диапазона режимов мало (?и =1.. .100 мкс), примем допущение, что тепловой поток постоянен:
q(t) = q0 = const , 0 < t < tH , (3)
где tH - время действия импульса тока.
Для решения системы уравнений (1) с учетом начальных и граничных условий (2) использовали специальную программу Erosion, позволяющую анализировать процессы удаления материала при ЭЭО [7 - 14]. Чтобы для стали 12Х18Н10Т получить решение задачи (определить глубину проплавления материала, исходя из плотности теплового потока и времени его действия), необходимо ввести следующие ее физические свойства: плотность рж жидкой фазы при Тпл, плотность рт твердой фазы при Т0 , удельную теплоемкость Ср 14 1 2 жидкой фазы при Тпл, удельную теплоемкость ср2о твердой фазы при Т0 , температуру плавления Тпл , скрытую теплоту плавления дпл , теплопроводность Я 1 4 1 2 жидкой фазы при Тпл , теплопроводность Я2 о твердой фазы при Т0 , т.е. теплофизические константы материала. В литературных источниках указанных данных для стали 12Х18Н10Т недостаточно. Поэтому были найдены соответствующие величины для составляющих сталь 12Х18Н10Т элементов, а затем по правилу аддитивности Коппа - Неймана [15] определены значения указанных констант для рассматриваемой стали.
Согласно ГОСТ5632-2014, химический состав стали 12Х18Н10Т следующий, % (мас.):
С < 0,12 ± 0,01; Si < 0,8+0'5; Мп < 2,0 ± 0,05; Сг (17,0 ... 19,0) ± 0,20;
Ni (9,0 ... 11,0) ± 0,15; S < 0,020+°'005; Р < 0,04+°'005; Ti = (0,6 ... 0,8) ± 0,05;
остальное
Согласно работе [16] плотность стали 12Х18Н10Т рт = 7900^ . На основании того,
м ^
что плотность всех металлов при температуре плавления уменьшается в среднем на 5 %
(за исключением Bi, Sb, As, которые уплотняются на 1...1,5 %), можно достаточно точно
определить плотность исследуемой стали при ее температуре плавления:
кг
рж = р ( 1 - 0,0 5) = 7900 ( 1 - 0,0 5) = 7 50 5^т
м
В результате анализа значений теплофизических констант для сталей 12Х18Н10Т [15 - 23] и проведенных вычислений были получены следующие значения теплофизических констант для расчетов по программе Erosion:
рж = 7505- , рт = 7900- , СрЖ = 5 58,2 ,Ср т = 406,8 ,Тпл = 1 6 8 5
К, ^л = 3 00 7 16 ^ , Яж = 3 4, 2 -Щ- , Ят = 1 4, 7 -Щ- .
1пл кг ж м ■ К Т м ■ К
После ввода этих данных в программу Erosion были определены зависимости глубины проплавления 77 от длительности импульса t при действии различных тепловых потоков q, по которым для различных значений теплового потока q были получены минимально необходимая для осуществления обработки стали 12Х18Н10Т длительность импульса , максимальная глубина проплавления материала и соответствующая ей длительность импульса .
Одним из важных режимных параметров ЭЭО является длительность импульсов тока. Известно [2], что этот параметр оказывает существенное влияние на производитель-
ность процесса обработки. Как правило, его значение выбирают, используя эмпирические зависимости, которые известны для относительно небольшой номенклатуры обрабатываемых материалов, или проведя экспериментальные исследования. Часто найденное значение этого параметра оказывается далеко не оптимальным. Проведенные с использованием описанной выше программы исследования позволили определить зависимость ^м и н(Ч) , при которой сталь 12Х18Н10Т начинает плавиться, а значит, обрабатываться, т.е. процесс ЭЭО этого материала становится возможным (рис.2). При меньшей длительности импульсов названный материал в зоне действия теплового потока не успевает нагреться до температуры плавления и не удаляется.
iminr МКС
Н
24
20
15
10
S
0 о
10 —«— 10 —*■— 30 —«— -* 40 q, ГВг/м 6 г
Рис.2. Зависимость минимальной длительности импульсов /т1П, от плотности теплового потока q
Известно [2, 7], что при увеличении плотности теплового потока глубина проплав-ления обрабатываемого материала и соответственно объем образующейся на поверхности лунки возрастают, что при обеспечении эффективного удаления продуктов эрозии и газов из межэлектродного промежутка приводит к росту производительности процесса ЭЭО.
Проведенные с использованием программы Erosion исследования показали, что при обработке стали 12Х18Н10Т максимальная глубина ^max ее проплавления при увеличении плотности теплового потока q возрастает до некоторого максимального значения ^max (рис.3). Превышение этого значения возможно только при существенном увеличении плотности теплового потока, что соответствует режимам неразмерной обработки.
Рис.3. Зависимость максимальной глубины проплавления щтах от плотности теплового потока q
Также очевидно, что каждому значению цтах соответствует определенное значение длительности импульса ¿тах, превышение которого не приведет к увеличению съема материала, но уменьшит частоту следования импульсов, а значит, производительность процесса ЭЭО (рис.4).
350 Гнил. МКС
МО
2 50
200
150
100
50
0
1С го з 0 ■н? 50 Ю ц, ГВт/м:
Рис.4. Зависимость максимальной длительности импульса Iтах от плотности теплового потока q
Из анализа графиков ц({), полученных для различных тепловых потоков q, следует, что глубина проплавления материала значительно возрастает в течение времени ¿эф, названным эффективной длительностью импульса. При этом материал проплавляется до эффективной глубины цэф. При дальнейшем повышении длительности импульса до ¿тах происходит лишь незначительное увеличение глубины проплавления материала до цтах. В качестве примера на рис.5. представлена зависимость для стали 12Х18Н10Т при q=l,7 ГВт/м . На рис.5 видно, что при увеличении длительности импульса с 141 до 225 мкс, т.е. на 60 % глубина проплавления материала возрастает лишь на 0,56 мкм , т.е. на 7,9 %.
Рис.5. Зависимость глубины проплавления ц от длительности импульса / при q=1,7 ГВт/м для стали
12Х18Н10Т
Таким образом, значительное увеличение длительности импульса от ¿эф до Iтах приводит лишь к незначительному росту глубины проплавления материала, удаляемого за один импульс, но при этом существенно ограничивает возможность повышения максимальной частоты следования импульсов. В результате производительность процесса ЭЭО с увеличением длительности импульса от ¿эф до ¿тах возрастает незначительно. Следовательно, ЭЭО целесообразно проводить при значениях близких к ¿эф. При этом, несмотря
на незначительное снижение объема удаляемого за один импульс материала, можно существенно увеличить частоту следования импульсов, а значит, количество образующихся в единицу времени лунок, т.е. производительность процесса ЭЭО.
На рис.6 и рис.7 представлены зависимости эффективной глубины проплавления стали 12Х18Н10Т и эффективной длительности импульса tэф от плотности теплового потока д.
20 Г]*, мим
19
16
14
12
10
в
-6 {
10 20 30 40 50 ч. ГВг/ма бО
Рис. 6. Зависимость эффективной глубины проплавления ^эф от плотности теплового потока д
1ЕЬ0 Ы, мне
1-Ю *
120
100
_ _
60
ю
20
л
0 10 20 50 40 50 ц, ГВт/мг 0
Рис. 7. Зависимость эффективной длительности импульса ^ф от плотности теплового потока д
Известно [7], что причиной электрической эрозии материала является его плавление и испарение в локальной зоне, вызванные энергией Жи, которая выделяется на электродах за время существования электрического разряда:
Жи = /> I а t (4)
где и - напряжение на электродах; I - ток разряда.
Таким образом, энергия Жи однозначно определяется режимом обработки.
В свою очередь, энергия Жи выделяется в столбе разряда (Жс), а также на катоде (Жк) и аноде (Жа), являющимися электродом-заготовкой и ЭИ , т.е.
Жи = Ж + Жк + Жа . (5)
При этом распределение энергии Жи между тремя ее составляющими Жс , Жк и Жа в настоящее время аналитическими методами расчета определить невозможно. Следовательно, не установлена точная корреляция между режимными параметрами обработки и тепловым потоком, возникающим вследствие прохождения электрического разряда.
Для определения рациональных режимов ЭЭО предлагается установить связь между обрабатываемостями исследуемого материала и материалов, для которых в настоящее время рациональные режимы определены [11]. Можно утверждать, что материалы, имеющие совпадающие или близкие кривые следует обрабатывать на одних и тех же или близких режимах.
Зависимости для стали 12Х18Н10Т и зависимости для других материалов,
2
сравнивали при трех значениях теплового потока q=2, 10 и 50 ГВт/м , соответствующих чистовой, получистовой и черновой ЭЭО соответственно.
Для теплового потока q=2 ГВт/м и длительности импульса ¿=0...300 мкс корреляции кривой для стали 12Х18Н10Т с кривыми для других исследуемых материалов (медь, титан, серебро, сталь 45, сплав ВТ14 и др.) не наблюдается. В связи с этим можно заключить, что обрабатываемость этой стали при малых плотностях теплового потока, соответствующих чистовым режимам ЭЭО, существенно отличается от обрабатываемости других материалов, а значит, и рациональный режим ее обработки также будет отличаться. Для его назначения необходимо провести дополнительные экспериментальные исследования с учетом рекомендаций, представленных в настоящей работе.
2 „
Для теплового потока q=10 ГВт/м кривая для стали 12Х18Н10Т близка к кривой
для сплава ВТ14 в диапазоне ¿=0.12 мкс (рис.8). Исходя из этого можно утверждать, что обрабатываемость стали 12Х18Н10Т при тепловых потоках q~10 ГВт/м близка к обрабатываемости сплава ВТ14. Однако, сплав ВТ14 имеет специфические особенности ЭЭО и рациональные режимы для его обработки не определены. Поэтому для назначения рациональных режимов ЭЭО стали 12Х18Н10Т на получистовых режимах соответствующим тепловым потокам q~10 ГВт/м также необходимо провести дополнительные экспериментальные исследования с учетом вышеназванных рекомендаций.
2 1 3
Л
\ \ 1 \ \ \
10
О
\
\
25 50 £ тс
Рис.8 Зависимость глубины ц проплавления стали 12Х18Н10Т от длительности импульса / при плотности
теплового потока q=10 ГВт/м2: 1 - сталь 12Х18Н10Т, 2 - Т^ 3 - ВТ14.
->
Для теплового потока q=50 ГВт/м кривая ц(¿) для стали 12Х18Н10Т близка к кривым ц(^) для меди и платины (рис.9). Исходя из того, что ЭЭО меди в настоящее применяется достаточно широко и ее рациональные режимы известны, можно утверждать, что для ЭЭО стали 12Х18Н10Т на черновых режимах при коротких импульсах ¿= 0.5 мкс целесообразно использовать режимы, применяемые для обработки меди.
Рис.9 Зависимость глубины ц проплавления стали 12Х18Н10Т от длительности импульса / при плотности теплового потока q=50 ГВт/м2: 1 - сталь 12Х18Н1010, 2 - П, 3 - Fe, 4 - Ag, 5 - ЗлСрМ375-160, 6 - Рг,
7 - Си, 8 - Вт14.
Следует отметить, что значения длительности импульса, соответствующие глубине проплавления материала ц >10 мкм, в работе не рассмотрены, так как глубина проплавления ц>10 мкм соответствует крайне грубому качеству обрабатываемой поверхности и не является размерной обработкой.
Заключение
Таким образом, в работе представлены результаты исследований, связанные с изучением электроэрозионной обрабатываемости стали 12Х18Н10Т и назначением рациональных режимов ее обработки этим методом. В ходе работы был проведен сбор справочных данных по теплофизическим параметрам стали 12Х18Н10Т и ее составляющих. В результате был подготовлен комплект исходных данных (теплофизические параметры) для решения задачи Стефана с помощью программы Erosion.
В результате решения задачи Стефана с использования программы Erosion были получены следующие зависимости: глубины проплавления стали 12Х18Н10Т от времени действия теплового потока (импульса тока), а также необходимой для начала плавления материала минимальной длительности импульса теплового источника, максимальных глубины проплавления и длительности импульса, эффективных глубины проплавления и длительности импульса от плотности теплового потока.
Также было показано, что при небольших и средних плотностях теплового потока, соответствующих чистовым и получистовым режимам ЭЭО, обрабатываемость стали 12Х18Н10Т существенно отличается от обрабатываемости других материалов, а значит, рациональный режим ее обработки также будет отличаться. При высоких плотностях теплового потока, соответствующих черновым режимам ЭЭО, обрабатываемость стали 12Х18Н10Т при коротких импульсах t менее 5 мкс схожа с обрабатываемостью меди и для обработки стали 12Х18Н10Т целесообразно использовать режимы, применяемые для обработки меди. Кроме того, показано, что обработку стали 12Х18Н10Т целесообразно проводить на коротких импульсах (t = 1...150 мкс), причем с увеличением плотности теплового потока длительность импульсов целесообразно уменьшать.
Представленные на основе решения тепловой задачи о перемещении границы фазового превращения материала результаты работы можно использовать для назначения рациональных режимов ЭЭО стали 12Х18Н10Т.
Список литературы
1. Елисеев Ю.С., Саушкин Б.П. Электроэрозионная обработка изделий авиационно-космической техники / под ред. Б.П. Саушкина. М.: Изд-во МГТУ им Н.Э. Баумана, 2010. 437 с.
2. Золотых Б.Н., Любченко Б.М. Инженерные методы расчета технологических параметров электроэрозионной обработки. М.: Машиностроение, 1981. 52 с.
3. Sharanya S. Nair, Nehal Joshi. Trends in wire electrical discharge machining (WEDM): A review // Int. J. of Engineering Research and Applications. 2014. Vol. 4. № 12. Pt.1. P. 71-76.
4. Chandramouli S., Shrinivas Balraj U., Eswaraiah K. Optimization of electrical discharge machining process parameters using Taguchi method // Int. J. of Advanced Mechanical Engineering. 2014. Vol. 4. № 4. Spec. iss. P.425-434.
5. Dhirendra nath mishra, Aarti Bhatia, Vaibhav rana. Study on electro discharge machining (EDM) // Int. J. of Engineering and Science (IJES). 2014. Vol. 3. № 2. P. 24-35.
6. Белов И.И., Груздев А.А., Саушкин Б.П. Влияние параметров режима на технологические характеристики операции электроэрозионной прошивки отверстий в форсунках // Изв. Моск. гос. техн. ун-та МАМИ. 2012. Т. 2. № 2. С. 77-83.
7. Золотых Б.Н. Основные вопросы теории электрической эрозии в импульсном разряде в жидкой диэлектрической среде: Автореф. дис. ... д-ра техн. наук. М., 1968. 52 с.
8. Халдеев В.Н., Макаров М.Н. О тепловом действии электрического импульса // Металлообработка. 2016. № 1. С. 23-28.
9. Крейт Ф., Блэк У. Основы теплопередачи: пер. с англ. М.: Мир, 1983. 512 с. [Kreith F., Black W.Z. Basic heat transfer. N.Y., 1980].
10. Ставицкий И.Б., Хапаев М.М. Особенности электроэрозионной обработки композиционных поликристаллических сверхтвердых материалов на основе алмаза // Вестник МГТУ. Сер.: Машиностроение. 1997. № 2. С. 95-102.
11. Ставицкий И.Б. Определение рациональных режимов электроэрозионной обработки на основе решения тепловой задачи о перемещении границы фазового превращения материала // Вестник МГТУ. Сер.: Машиностроение. 2011. Спец. выпуск «Энергетическое и транспортное машиностроение». С. 164-171.
12. Калиткин Н.Н., Корякин П.В. Численные методы. Кн.2: Методы математической физики. М.: Академия, 2013. 302 с.
13. Окулов Н.А. Об одном численном методе решения одномерных задач типа Стефана // Вычислительные методы и программирование. 2011. Т.12. № 1. С. 238-246.
14. Gupta S.C. The classical Stefan problem: basic concepts, modelling and analysis. Amst.; Boston: Elsevier, 2003. 385 p.
15. Физические величины: Справочник /А.П. Бабичев и др.; под ред. И.С. Григорьева, Е.З. Мейлихова. М.: Энергоатомиздат, 1991. 1231 с.
16. Бородулин Г.М., Мошкевич Е.И. Нержавеющая сталь. М.: Металлургия, 1973. 319 с.
17. Коррозионностойкие, жаростойкие и высокопрочные стали и сплавы: Справочник / Шлямнев А.П. и др. М.: Интермет инжиниринг, 2000. 232 с.
18. Лившиц Б.Г., Крапошин В.С., Линецкий Я.Л. Физические свойства металлов и сплавов. 2-е изд. М: Металлургия, 1980. 320 с.
19. Новицкий Л.А., Кожевников И.Г. Теплофизические свойства материалов при низких температурах: Справочник. М.: Машиностроение, 1975. 216 с.
20. Зиновьев В.Е. Теплофизические свойства металлов при высоких температурах: Справочник. М.: Металлургия, 1989. 382 с.
21. Свойства элементов: Справочник / под ред. М.Е. Дрица. М.: Металлургия, 1985. 672 с.
22. Desai P.D. Thermodynamic properties of iron and silicon // J. of Physical and Chemical Reference Data. 1986. Vol. 15. № 3. P. 967-984. DOI: 10.1063/1.555761
23. Thermophysical properties of materials for water cooled reactors. Vienna: Int. Atomic Energy Agency (IAEA), 1997. 280 p.
Science ¿Education
of the Baumail MSTU
Science and Education of the Bauman MSTU, 2016, no. 10, pp. 23-38.
DOI: 10.7463/1016.0847736
Received: 08.09.2016
Revised: 22.09.2016
© Bauman Moscow State Technical Unversity
Electrical Discharge 12X18H10T Steel Machining Process Optimization Based on the Task Solution of Moving a Boundary of the Material Phase Change
I.B. Stavitskiy1*, A.P. Naumov1
Yat559@majlju
bauman Moscow State Technical University, Moscow, Russia
Keywords: electro-discharge machining, electrical discharge machining (EDM); EDM modes,
machinability of steel, duration electrical pulses, density of heat flow
The article presents the theoretical study results of the 12X18H10T steel machinability by electrical discharge machining (EDM), based on the solution of the heat problem on moving a boundary of material phase change, i.e. the Stephen problem. The solution allows us to determine the material melt penetration when exposed to the heat flow based on the time of action of this heat flow and the physical properties of machined material.
The article also presents a dependence of the minimum duration of current pulses, at which 12X18H10T steel starts melting and, respectively, an EDM process becomes possible, on the density of heat flow. Shows that it is expedient to proceed 12X18H10T steel processing with pulse durations corresponding to values, called the effective pulse duration. Exceeding these values does not lead to a substantial increase in the removed material per pulse, but significantly reduces the maximum pulse repetition frequency and hence the EDM performance. Describes dependence of the effective pulse duration on the heat flow density. Shows also the curves of maximum melt penetration of 12X18H10T steel and corresponding pulse duration versus a density of heat flow.
To determine the rational EDM modes of 12X18H10T steel the article offers to find a relationship between its workability and machinability of materials, for which rational EDM modes are, currently, defined. It is shown that at low and medium densities of heat flow that correspond to the finishing and semi-finishing EDM modes, machinability of 12X18H10T steel differs significantly from the workability of other materials, so its rational treatment mode will also differ. Before making decision to use it further pilot studies with regard to the recommendations, presented in the article, are necessary. At high heat flow densities (for instance, 50 GW / m ), corresponding to rough EDM modes, machinability of 12X18H10T steel at fast pulses t = 0 ... 5 p,s is similar to the machinability of copper, and to treat the 12X18H10T steel it is advisable to use copper processing modes. In addition, the article shows that the fast pulses are advisable for pro-
cessing of 12X18H10T steel, and with increasing heat flow density is expedient to reduce pulse duration.
Results obtained by solving the heat problem of Stephen can be useful when defining the rational EDM modes for processing of 12X18H10T steel.
References
1. Eliseev Yu.S., Saushkin B.P. Elektroerozionnaia obrabotka izdelij aviatsionno-kosmicheskoj tekhniki [Electrical discharge machining of aerospace engineering objects]. Moscow: Bauman MSTU Publ., 2010. 437 p.
2. Zolotykh B.N., Lubchenko B.M. Inzhenernye metody rascheta tekhnologicheskikh parametrov elektroerozionnoj obrabotki [Engineering calculation methods of technological parameters for electrical discharge machining]. Moscow: Mashinostroenie, 1981. 52 p.
3. Sharanya S. Nair, Nehal Joshi. Trends in wire electrical discharge machining (WEDM): A review . Int. J. of Engineering Research and Applications, 2014, vol. 4, no. 12, pt.1, pp.71-76.
4. Chandramouli S., Shrinivas Balraj U., Eswaraiah K. Optimization of electrical discharge machining process parameters using Taguchi method . Int. J. of Advanced Mechanical Engineering, 2014, vol. 4, no. 4, spec.iss., pp. 425-434.
5. Dhirendra nath mishra, Aarti Bhatia, Vaibhav rana. Study on electro discharge machining (EDM) . Int. J. of Engineering and Science (IJES), 2014, vol. 3, no.2, pp. 24-35.
6. Belov I.I., Gruzdev A.A., Saushkin B. P. Influence of the mode parameters on the technological characteristics of the injector hole broaching operation. Izvestiia Moskovskogo gosudarstvennogo tekhnicheskogo universiteta MAMI [News of the Moscow State Technical University MAMI], 2012, vol.2, no.2, pp. 77-83 (in Russ.).
7. Zolotykh B.N. Osnovnye voprosy teorii elektricheskoj erozii v impulsnom razriade v zhidkoj elektricheskoj srede [The main issues of the theory of electrical erosion pulsed electrical discharge in liquid environment. Abstr. doct. diss.]. Moscow, 1968. 52 p.
8. Khaldeev V.N., Makarov M.N. On the thermal influence of an electric pulse. Metalloobrabotka. [Metal processing], 2016, no. 1, pp. 23-28 (in Russ.).
9. Kreith F., Black W.Z. Osnovy teploperedachi [Basic heat transfer]. Moscow: Mir, 1983. 512 p.
10. Stavitskij I.B., Khapaev M.M. Features of electrical discharge machining of composite pol-ycrystalline superhard materials based on diamond. Vestnik MGTU. Ser.: Mashinostroenie [Herald of the Bauman Moscow State University. Mechanical engineering and machine science], 1997, no.2, pp. 95-102 (in Russ.).
11. Stavitskij I.B. The definition of rational modes of electrical discharge machining on the basis of the solution of the thermal problem of moving boundaries of phase transformation material. Vestnik MGTU. Ser.: Mashinostroenie [Herald of the Bauman Moscow State Univer-
sity. Mechanical engineering and machine science], 2011, spec.iss. «Power and transport engineering», pp. 164-171 (in Russ.).
12. Kalitkin N.N., Koriakin P.V. Chislennye metody. Kn. 2: Metody matematicheskoj fiziki [Numerical methods. 2: Methods of mathematical physics]. Moscow: Academy Publ., 2013. 302 p.
13. Okulov N.A. On a numerical method for solving one-dimensional Stefan-type problems. Vychislitel'nye metody i programmirovanie [Numerical methods and programming], 2011, vol.12, no. 1, pp. 238-246 (in Russ.).
14. Gupta S.C. The classical Stefan problem: basic concepts, modelling and analysis. Amst.; Boston: Elsevier, 2003. 385 p.
15. Fizicheskie velichiny [Physical quantities.] Moscow: Energoatomizdat, 1991. 1231 p.
16. Borodulin G.M., Moshkevich E.I. Nerzhaveyuschaia stal' [Stainless steel]. Moscow: Metallurgiia, 1973. 319 p.
17. Korrozionnostojkie, zharostojkie i vysokoprochnye stali i splavy [Corrosion-resistant , heat-resistant and high-strength steels and alloys]. Moscow: Intermet Engineering, 2000. 232 p.
18. Livshits B.G., Kraposhin V.S., Linetskij Ia. L. Fisicheskie svojstva metallov i splavov [Physical properties of metals and alloys]. Moscow: Metallurgiia, 1980. 320 p.
19. Novitskij L.A., Kozhevnikov I.G. Teplofizicheskie svojistva materialov pri nizkikh temperaturakh [Thermophysical properties of materials at low temperatures]. Moscow: Mashinostroenie, 1975. 216 p.
20. Zinovjev V.E. Teplofizicheskie svojistva metallov pri vysokikh temperaturakh [Thermophysical properties of metals at high temperatures]. Moscow: Metallurgiia, 1989. 382 p.
21. Svojstva elementov [Properties of elements]. Moscow: Metallurgiia, 1985. 672 p.
22. Desai P.D. Thermodynamic properties of iron and silicon . J. of Physical and Chemical Reference Data, 1986, vol. 15, no. 3, pp. 967-984. DOI: 10.1063/1.555761
23. Thermophysical properties of materials for water cooled reactors. Vienna: Int. Atomic Energy Agency (IAEA), 1997. 280 p.
