Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса и постановка задач исследования 10
1.1. Характеристика объекта исследования 10
1.2. Анализ существующих методов обработки отверстии 12
1.3. Особенности электрохимического формообразования отверстий 16
I.3.I. Анализ схем электрохимической обработки отверстий 25
1.4. Электрохимическая обрабатываемость титановых, ниобиевых и жаропрочных сплавов 31
1.5. Цель и задачи исследования 40
2. Теоретические исследования процесса электрохими ческого формообразования высокоточных отверстий комбинированншл электродом-шстрзжнтом 43
2.1.Разработка способа электрохимического формооб разования высокоточных отверстий комбинирован ным электродом-инструментом 43
2.2. Зависимость производительности и точности обра ботки от формы трепанирующей части комбиниро ванного электрода-инструмента 50
2.2.1. Исследование распределения зазоров в межэлектродном промежутке 53
2.2.2. Влияние изменения температуры электролита и концентрации продуктов электродных реакций по пути его течения на точность формообразования отверстий 60
2.3. Зависимость точности обработки от формы калибрующей части комбинированного электрода-инструмента 68
2.4. Основы проектирования комбинированного электрода-инструмента 72
2.4.1. Требования к конструкции комбинированного электрода-инструмента 72
2.4.2. Проектирование калибрующей части комбинированного электрода-инструмента 75
2.4.3. Проектирование трепанирующей части комбинированного электрода-инструмента 83
3. Эксперименталъное исследование жктрохимической обработки цилиндрических отверстий 95
3.1. Методика исследований, аппаратура и оборудование 95
3.2. Влияние основных технологических параметров на производительность процесса и шероховатость обработанной поверхности 105
3.3. Взаимосвязь между торцевым и боковым межэлектродными зазорами.Влияние погрешностей установки на производительность и точность обработки . ИЗ
3.4. Исследование влияния длительности паузы мевду імпульсами тока на обрабатываемость титановых сплавов 123
3.5. Экспериментальное исследование технологических возможностей различных схем обработки цилиндрических отверстий и конструкций электродов-инструментов 128
3.5.1. Влияние констругадии электрода-инструмента на показатели электрохимической трепанации отверстий 129
3.5.2. Влияние конструкции электрода-инструмента на показатели процесса электрохимического калибрования отверстий 141
3.5.3. Влияние конструкции комбинированного электрода-инструмента на показатели процесса 151
4. Реализация результатов исследований процесса электрохимической обработки высокоточных отверстий комбинированным электродом 158
4.1. Выбор рациональной схемы обработки отверстий. 158
4.2. Методика расчета параметров процесса и электродов-инструментов 161
4.2.1. Методика расчета параметров процесса электрохимической трепанации отверстий и электродов-инструментов 161
4.2.2. Методика расчета параметров двухоперационной электрохимической обработки отверстий и электродов-инструментов 162
4.2.3. Методика расчета параметров процесса электрохимической обработки высокоточных отверстий комбинированным электродом-инстрзгментом 173
4.3. Внедрение результатов исследований процесса электрохимической обработки высокоточных отверстий комбинированным электродом-инструментом в промышленность 178
Основные выводы 186
Литература
- Анализ существующих методов обработки отверстии
- Зависимость производительности и точности обра ботки от формы трепанирующей части комбиниро ванного электрода-инструмента
- Взаимосвязь между торцевым и боковым межэлектродными зазорами.Влияние погрешностей установки на производительность и точность обработки
- Методика расчета параметров процесса и электродов-инструментов
Введение к работе
В материалах ХХУІ съезда КПСС отражены основные направления развития народного хозяйства СССР за 1981 - 1985 годы и на период до 1990 года, предусматривающие дальнейшее развитие науки и техники, ускорение научно-технического прогресса. В частности, намечено расширение использования электрохимических, электрофизических, лазерных и других высокоэффективных методов обработки [ij . Развитие этого направления особенно важно для авиастроения и специальных областей машиностроения, где широко и в большом количестве используются современные труднообрабатываемые металлы и сплавы.
Большое разнообразие отверстий по размерам и точности, мел-косерийность их производства, а также особые требования,предъявляемые к деталям в этих областях народного хозяйства обусловили в большинстве случаев изготовление отверстий лезвийным инструментом в цельных исходных заготовках из титановых, жаропрочных, ниобиевых и других труднообрабатываемых сплавов.
Высокая стоимость этих сплавов, большой расход режущего инструмента, трудоемкость, наличие значительного дефектного слоя при механической обработке диктуют необходимость применения новых методов обработки. Существенными преимуществами при изготовлении отверстий в этих сплавах обладает электрохимический метод, который позволяет повысить производительность обработки, уменьшить величину дефектного слоя и шероховатость поверхности, сэкономить металл в виде нераствореиного керна и режущий инструмент.
Однако процесс электрохимического формообразования отверстий недостаточно изучен, что не позволяет определить условия
эффективного получения требуемой точности обработки, затрудняет разработку соответствующих технологических процессов, препятствует его широкому применению в промышленности, в частности, в производстве деталей летательных аппаратов. Поэтому исследования по определению условий получения высокой точности (до 0,03 мм) электрохимического формообразования отверстий являются актуальными.
Настоящая работа посвящена разработке, исследованию и внедрению в производство способа электрохимического формообразования высокоточных отверстий диаметром 30...120 мм, длиной до 250 мм в сплошном материале.
Преимуществом этого процесса по сравнению с известными процессами электрохимической обработки отверстий является то, что в заготовке, не имеющей предварительного отверстия, за один проход формируется высокоточная поверхность. Это стало возможным благодаря теоретическому и экспериментальному исследованию влияния разнородных явлений в межэлектродном промежутке. В работе предложен и реализован способ электрохимической обработки отверстий, при котором трепанирующее и калибрующее воздействия совмещены во времени (параллельная концентрация) посредством использования комбинированного электрода-инструмента с автономным снабжением током и электролитом его трепанирующей и калибрующей частей. При этом за счет установленной взаимосвязи между трепанирующим и калибрующим воздействиями по скорости подачи инструмента обеспечено управление точностью обработки в зоне приложения калибрующего воздействия. Разработана математическая модель электрохимического формообразования цилиндрических отверстий, позволяющая рассчитать параметры формообразующих элементов электрода-инструмента в зависи-
мости от режимов, глубины и требуемой точности обработки.
Результаты исследований позволили разработать машиноори-ентированную методику проектирования процесса электрохимической обработки отверстий, включающую выбор рациональной схемы и режимов обработки, расчет параметров процесса и электродов-инструментов для переходов трепанации и калибрования при их раздельном и совмещенном выполнении, обеспечивающую экономичное достижение требуемой точности формообразования (до 0,03 мм) с заданной производительностью.
Автор работы выражает благодарность коллективам кафедры "Производство машин и аппаратов" и 0НШІ-4 им.Ф.В.Седыкина Тульского политехнического института за помощь, оказанную при выполнении работы.
Анализ существующих методов обработки отверстии
Большое разнообразие отверстий по размерам и точности, применяемых в специальных областях машиностроения, обусловило различие способов их изготовления. Широкое применение в технологических процессах изготовления отверстий диаметром до 30 мм в труднообрабатываемых металлах и сплавах нашла размерная ЭХО, где достигнуты высокие показатели по производительности и точности обработки [81] . В то же время технологические процессы, применяемые для обработки деталей с отверстиями диаметром свыше 50 мм и длиной 100...250 мм в ниобиевых, титановых и жаропрочных сплавах, как уже указывалось,в большинстве случаев полностью основаны на механической обработке.
Механическая обработка этих деталей связана с высокой трудоёмкостью и большим расходом режущего инструмента. Так, высокая химическая активность титана выражается и при обработке резанием в его способности к активному взаимодействию с окружающей средой. Низкая теплопроводность титановых сплавов приводит к увеличению температуры в зоне резания, вследствие чего происходит сильное поглощение кислорода и азота воздуха, что вызывает повышенное окисление, интенсивное окалинообразование и охрупчивание металла [64] . Кроме того, основная часть дорогостоящего металла превращается в стружку, так как трудоёмкость выполнения кольцевого вырезания лезвийным инструментом возрастает с увеличением глубины обработки. Например, при механической обработке отверстия 0 88Н7 в детали "корпус заслонки" из титанового сплава ВТ5Л около 90 % металла превращается в стружку.
Жаропрочные и ниобиевые сплавы также характеризуются рядом специфических особенностей при обработке резанием. В частности, им свойственны наклеп металла в процессе резания, пластичность, низкая теплопроводность, вызывающая повышение температуры на контактных поверхностях, повышенное схватывание этих поверхностей и разрушение режущей части инструмента, наличие интерметаллоидных или карбидных включений, повышающих истирающую способность жаропрочных сплавов.
Точение ниобиевых сплавов характеризуется большой усадкой стружки, образованием на ней характерных утолщений налипов. При этом резко возрастает сила резания, что приводит к возникновению большого дефектного слоя (0,8...1 мм) и к большой глубине распространения относительно небольших (до 15-10 Н/м ) остаточных напряжений растяжения [64] .
Одним из недостатков механической обработки деталей летательных аппаратов является также то, что на обработанной поверхности остаются наклеп, налипы и микрозаусенцы, которые в процессе эксплуатации, отрываясь от основы, засоряют гидропроводы, чем порой существенно уменьшают надежность изделия. Кроме того, известно, что покрытие плохо сращивается с наклещой поверхностью, вследствие чего резко уменьшается долговечность деталей. Поэтому изыскиваются пути замены механической обработки другими, более эффективными методами.
Титановые, ниобиевые и жаропрочные сплавы сравнительно легко обрабатываются электроэрозионным методом (ЭЭО), однако обработка глубоких отверстий этим методом имеет ряд недостатков: в частности, резкое уменьшение производительности с увеличением глубины обработки и снижением шероховатости поверхности (ниже Ra - 5 мкм), наличие износа инструмента и значительного дефектного слоя на обработанной поверхности [52] .
В промышленности нашел применение также совмещенный элект-роэрозионно-химический метод обработки, который обеспечивает высокую производительность (скорость внедрения электрода-инструмента в металл достигает 40 мм/мин). Однако данному методу свойственны недостатки ЭЭО. Так, глубина дефектного слоя достигает до 250 мкм [39] .
Значительными преимуществами при изготовлении подобных деталей обладает электрохимический метод, который позволяет обрабатывать металлы и сплавы независимо от их механических свойств и структурного состояния. ЭХО цилиндрических отверстий обычно осуществляется с вращением одного из электродов, что позволяет значительно повысить производительность и точность обработки и снизить шероховатость обработанной поверхности. При обработке отверстий сравнительно больших размеров ЭХО, помимо отмеченных преимуществ, позволяет применить схему кольцевого вырезания (трепанации), чем обеспечивается значительная экономия металла.
На графике (рис. I.I) приведены зависимости производительности, точности и качества поверхности при обработке отверстия 0 88 в сплошной заготовке из титанового сплава БТ5Л при различных способах обработки, а также сравнительная обрабатываемость некоторых сплавов (при ЭЭО и ЭХО использована схема трепанации с последующей чистовой обработкой).
Зависимость производительности и точности обра ботки от формы трепанирующей части комбиниро ванного электрода-инструмента
Согласно принятой схеме обработки трепанирующая часть ЭИ должна обеспечивать максимальную производительность и предварительные размеры обрабатываемого отверстия с тем, чтобы калибрующая часть могла повысить точность до требуемой величины. Поэтому возникает необходимость выбора оптимальной формы рабочей поверхности трепанирующей части ЭИ. Принципиально ей можно придать в осевом сечении несколько форм: плоскую, плоскую с щілиндрическим буртом, трапециевидную, полукруглую (торообразную), параболическую (рис.2.2) или их комбинации.
Известно, что производительность процесса ЭХО зависит, в частности, от гидродинамики потока электролита в МЭИ. Поэтому полукруглая и параболические формы трепанирующей части ЭИ, обеспечивающие наименьшее местное гидросопротивление, обладают преимуществом по сравнению с остальными формами. Однако при этих формах рабочей части ЭИ при одинаковой его ширине значительно увеличивается путь течения электролита через МЭП. Учитывая, что потери давления при течении электролита через МЭП равны сумме потерь на местных сопротивлениях и потерь по длине трассы [ 84 ] где - гидравлический коэффициент местного сопротивления, оптимальной по гидравлическим условиям будет та форма рабочей поверхности ЭИ, при которой гидродинамические потери наименьшие. Из таблицы 2.2 видно, что наименьшие гидродинамические потери обеспечиваются при полукруглой форме трепанирующей части, следовательно, при ее использовании можно достичь наибольшую производительность.
Другим условием при выборе формы рабочей части ЭИ является достижение наибольшей точности обработки с целью уменьшения влияния наследственных погрешностей на точность калибрования, а следовательно, для минимизации.припуска на калибрование. Известно, что точность ЭХО в основном определяется величиной ЮЗ, поэтому естественно предположить, что наибольшую точность обработки можно достигнуть при использовании такой формы рабочей части ЭИ, которая обеспечивает меньшие МЭЗ. В этой связи рассмотрим зависимость распределения межэлектродных зазоров в МЭИ. Исследование распределения зазоров в межэлектродном промежутке
Предполагая, что ЭХО цилиндрических отверстий в основном осуществляется в стационарном режиме и при постоянстве формы ЭИ, задачу формообразования можно свести к определению поверхности, по которой должно происходить растворение металла. Для решения этой задачи воспользуемся методом конформного отображения, временно пренебрегая другими факторами, влияющими на величину МЭЗ. Рассмотрим схему, когда растворение металла происходит по эквипотенциальной поверхности, а МЭЗ определяется как расстояние между точками анода и катода, расположенными на одной силовой линии поля, то есть линии тока. Так как при сопряжении рабочих поверхностей ЭИ всегда имеются радиусы закругления, то наиболее характерным для всех форм его рабочей части является распределение МЭЗ при обработке сферическим электродом.
Согласно теории электрических полей эквипотенциальные линии такого электрода представляют собой окружности, центры которых находятся на оси абсцисс (23J . Следовательно, задача сводится к отысканию расстояния между геометрической осью ЭИ и плоскостью нулевого потенциала И . Поскольку при ЭХО плоскостью нулевого потенциала является плоскость, за которой процесс протекает в стабильных условиях, то есть п = 0 , то стабилизация процесса для всех точек ЭИ наступит после полного его внедрения в металл и прохождения некоторого пути Hi , зависящего от рассеивающей способности электролита и установочного зазора Sy , который с достаточной степенью точности определяется из уравнения изменения динамики МЭЗ (рис.2.3).
Представив рабочую часть ЭИ в виде ступенчатой поверхности и решив уравнение изменения динамики МЭЗ при условии, что установочный МЭЗ в лимитирующей точке стремится к стабилизированному, а наибольший зазор между электродами Rt (/-cosoL) + Sy стремится к к So , определим путь, пройденный самой отдаленной точкой катодной поверхности до стабилизации процесса: И, - RK (f- cosol) sy -ks0 +Sob P (HsS0fl-ff S 2-5 Тогда расстояние между геометрической осью ЭИ и плоскостью нулевого потенциала будет Н= R«(2-cos l)+s!,-se(k t)+Sotn (f COst(k4)S (2-6)
Для большого интервала радиусов ЭИ (0,1...100 мм), стабилизированных (0,03...0,3 мм) и установочных МЭЗ (0,05...1 мм) при условии, что к = 1,1 ( ввиду малости So погрешность 10 % от его величины значительно меньше допуска на изготовление отверстия), сумма двух последних слагаемых уравнения (2.6) не превышает I мм, то есть её можно принять равной I мм, при этом расстояние между геометрической осью ЭИ и плоскостью нулевого потенциала определяется с точностью до 5 %.
Взаимосвязь между торцевым и боковым межэлектродными зазорами.Влияние погрешностей установки на производительность и точность обработки
При этом определялось также влияние высоты цилиндрического бурта в формообразуищей части ЭИ на величину бокового зазора. Заготовка - анод имела форму толстостенного стакана размерами 0 35x15 мм.
Эксперименты проводились при следующих режимах обработки: напряжение на электродах 12, 14, 16 В, температура и давление электролита на входе в МЭИ (35+1) С и 1,4 МПа соответственно. Скорость подачи ЭИ при прошивании с приложением постоянного и импульсного тока ( f= 150 Гц, п= 2) составляла 1,8; 2,5 ; 3; 3,2 мм/мин и 0,9; 1,2; 1,5; 1,6 мм/мин соответственно, а для калибрования 3,5; 4,5; 6,5; 10; 17 мм/мин при постоянном токе и 1,8; 2,2; 3,3; 5,5; 9 мм/мин при импульсном токе, соответственно. Угол наклона образующей рабочей части ЭИ соответственно составлял 40, 30, 25, 20, 14, 7 .
Результаты экспериментальных исследований приведены на рис. 3.7 ... 3.14.
Как и следовало ожидать, с увеличением скорости обработки уменьшается как торцевой, так и боковой зазоры, причем интенсивность уменьшения бокового МЭЗ при обработке постоянным током больше, чем торцевого. Это объясняется как уменьшением удельного расхода электролита, а следовательно, снижением электропроводности электролита в зоне формообразующей части ЭИ, так и уменьшением влияния цилиндрического бурта (рис.3.7). Экспериментальные данные дают расхождение с расчетными в пределах 10...20 %. Наилучшее совпадение расчетных и эмпирических данных получено для сплава ЭИ435.
На рис.3.8 приведена зависимость отношения бокового зазора к торцевому от радиуса закругления рабочей части прошивочного и угла наклона образующей калибрующего ЭИ при обработке импульсным током ( f = 150 Гц, = 2). При изменении радиуса закругления рабочей части ЭИ от ОД до 12 мм отношение бокового зазора к торцевому уменьшилось от 1,95 до 2,20, то есть на 12 %, а расхождение с расчетной зависимостью при радиусе закругления до I мм составило около 5 %,при R - 10... ...12 мм - около 10 %. С увеличением утла наклона образующей рабочей части ЭИ с 4 до 30 отношение бокового зазора к торцевому увеличилось с 1,1 до 1,6, то есть на 45 %, а расхождение с расчетной зависимостью составило не более 7 %.
Результаты экспериментов (рис.3.9) показали, что вследствие уменьшения градиента.газосодержання и температуры электролита по длине МЭИ, то есть при равномерной электропроводности межэлектродной среды, распределение ШЗ во время обработки импульсным током приближается к распределению ЮЗ в случае "идеального" процесса, которое описывается уравнением (2.13). Поэтому при равенстве торцевых зазоров боковые ШЗ во время обработки импульсным током больше, чем при постоянном токе. Расхождение между экспериментальными и расчетными значениями боковых зазоров для сплавов ЭИ435 и ВТ5Л составило 5...8 % и 8...12 % соответственно.
При разработке технологического процесса возникает необходимость определения зависимости основных показателей процесса от удельного расхода электролита на единицу тока. Она может быть определена из уравнения (2.27) посредством соответствующих подстановок.
Однако между величиной расчетного и реального расходов электролита существует значительное расхождение. Поэтому были проведены эксперименты по уточнению зависимости (2.57), результаты которых представлены на рис.3.10 и 3.11. Эксперименты показали, что с увеличением скорости подачи ЭИ, то есть с уменьшением торцевого зазора, удельный расход электролита на единицу тока уменьшается, а с увеличением входного давления и уменьшением длины МЭП увеличивается. Экспериментальными исследованиями установлено, что для системы подачи электролита станка 4412 при Л =0,028...0,032, у = 1,1.. .1,19 г/см3, = 0,02 ...0,022 мм.см /(А.мин), = 0,8...0,85 удельный расход электролита на единицу тока с точностью до 10 % определяется по уравнению где /Ґ = 0,9...1,1 м.мм.л/(Н .мин ). Коэффициент Ну, находится экспериментально для каждого станка в зависимости от типа и степени износа насоса для прокачки электролита.
Экспериментальные исследования, проведенные с целью определения степени соответствия расчетных формул учитывающих влияние цилиндрического бурта в формообразующей части ЭИ на величину бокового МЭЗ, показали, что при малой высоте бурта (до 0,3) расчетные формулы описывают это изменение с точностью до 5 %, однако с увеличением длины бурта расхождение между расчетными и экспериментальными данными возрастает и при h = I мм составляет 15...20 %,
Методика расчета параметров процесса и электродов-инструментов
Для выявления возможностей различных конструкций ЭИ, применяемых при трепанации, проводились эксперименты на заготовках из конструкционной стали 45, титановых сплавов ВТ5Л, 0Т4 и жаропрочного сплава ЭИ435. Электролитом служил раствор из компонентов хлористого калия (120 г/л) и бромистого калия (100 г/л).
Во время экспериментов радиальное и торцевое биения ЭИ относительно оси вращения заготовки поддерживались в пределах 0,02...0,03 мм к 0,01...0,02 мм соответственно. Режимы обработки: температура электролита в баке (35 +0,5) С, давление электролита на входе в МЭП (1,4 ±0,05) МПа, напряжение при обработке титановых сплавов 16 В + 5 %, сплава ЭИ435 и стали 45 - 12 В + 5 %. Оценка результатов обработки проводилась по скорости подачи ЭИ, величине бокового ЮЗ и качеству обработанной поверхности. Точность обработки оценивалась повторяемостью размеров в партии заготовок из 30 шт.
Эксперименты с использованием трубчатого ЭИ (см.табл.3.2) проводились при различной величине уступа h, между формообразующей частью и телом ЭИ и ширине рабочей части ат - 3, 4, 6 и 8 мм . Обрабатывались отверстия диаметром 87,100,110, 120 мм. Результаты экспериментов показывают, что при обработке отверстий диаметром до 100 мм с увеличением ширины рабочей части ЭИ скорость обработки и удельный расход электролита на единицу площади уменьшаются, а боковой зазор увеличивается (рис.3.17). Это является следствием ухудшения гидродинамики потока электролита и эвакуации продуктов реакции из МЭИ. При обработке отверстий диаметром свыше 100 мм с увеличением ширины рабочей части скорость обработки возрастает, а боковой зазор уменьшается и достигает своих экстремумов при (2т = 5... ...6 мм. Дальнейшее увеличение ширины рабочей части ЭИ приводит к уменьшению скорости обработки и увеличению бокового зазора. Экстремальный характер изменения выходных параметров процесса связан с тем, что при обработке отверстий больших диаметров уменьшение толщины стенки ЭИ до 1...1,5 мм приводит к резкому снижению продольной жесткости ЭИ. Вследствие этого возникает вибрация технологической системы, которая способствует возникновению коротких замыканий при достаточно больших средних значениях МЭЗ. Кроме того, обнаружено, что при толщине стенки ЭИ менее 2 мм изоляция на его нерабочих поверхностях разрушается из-за значительного перегрева тела, так как она не позволяет достаточно интенсивно отводить тепло, выделяющееся от прохождения тока.
Таким образом, можно считать, что оптимальная ширина рабочей части ЭИ, обеспечивающая его надежную работоспособность, при обработке отверстий диаметром свыше 80 мм составляет 5... 6 мм.
Исследования по изменению геометрии обрабатываемого отверстия по глубине обработки показали, что с увеличением глубины диаметр отверстия увеличивается, причём наиболее резко на глубине до 50 мм, после чего диаметр изменяется практически линейно (рис.3.18). С увеличением сечения электролитоотводящего канала, то есть величины уступа между формообразующей частью и его телом, искажение геометрии отверстия (конусность) уменьшается. Так, увеличение уступа с 0,5 до 3 мм приводит к уменьшению конусности на глубине 240 мм почти в два раза. Это изменение геометрии отверстия, как указывалось в гл.2, связано с увеличением электропроводности электролита в зоне обработки формообразующей частью ЭИ по мере его внедрения в металл.
Для выявления технологических возможностей трепанирующей части комбинированного ЭИ проводились эксперименты электродами двух конструкций рабочей головки. В первом случае выходные электролитоподводящие отверстия на рабочем торце ЭИ не соединены между собой (см.рис.2.13,а),во втором - эти отверстия соединены между собой кольцевой канавкой (см.рис. 2.13,6). Обработка велась ЭИ с шириной рабочей части 6,7,9 мм , длиной 120,170,270 мм.
Экспериментами выявлены зависимости скорости подачи и бокового зазора от способа подвода электролита в МЭП, расстояния между электролитоподводящими отверстиями, ширины и глубины кольцевой канавки, ширины рабочей части и жесткости ЭИ.
Результаты экспериментов подтвердили изложенные в п.2.4.2 выводы о низких технологических показателях ЭИ с круглой областью подвода электролита в МЭП (рис.3.19). Так , например, максимальная скорость подачи при трепанации указанным электродом (давление электролита 1,4 МПа, напряжение 16 В) титановых сплавов составляет всего 0,65 мм/мин (плотность тока не превышает 50 А/см ). При обработке ЭИ с кольцевой канавкой на торце рабочей головки, соединяющей все электролитоподводящие отверстия, производительность резко повышается и достигает 2,8 мм/мин. При этом повышается также и стабильность процесса.
Похожие диссертации на Электромеханическая размерная обработка высокоточных отверстий комбинированным электродом-инструментом
