購買設計請充值后下載，，資源目錄下的文件所見即所得，都可以點開預覽，，資料完整，充值下載可得到資源目錄里的所有文件。。?！咀ⅰ浚篸wg后綴為CAD圖紙，doc,docx為WORD文檔，原稿無水印，可編輯。。。具體請見文件預覽，有不明白之處，可咨詢QQ:12401814
由電火花加工引起的塑料模具鋼表面完整性的一項對比研究
BULENT EKMEKCI, OKTAY ELKOCA, 和 ABDULKADIR ERDEN
極端的電火花加工（EDM）過程導致了加工表面上一種獨特結構的變化。在研究的過程中，我們對電極材料和液體介質(zhì)類型對塑料模具鋼樣品表面完整性的影響均進行了實驗研究。結果表明，無論工具電極和絕緣液體如何變化，白層上總可以形成機加工表面。這一層是由分布在保留的滲碳體和馬氏體基體層上形成的樹突結構奧氏體，由于熔融金屬的快速凝固，在碳介質(zhì)液體中使用。高強度裂紋的長度增加引起低脈沖的電流脈沖。此時已發(fā)現(xiàn)電火花加工表面產(chǎn)生裂紋，閉合環(huán)路凹陷與徑向裂紋交叉直立仍然繼續(xù)，另一個放電反應在附近發(fā)生。白層樣品中加工去離子水混合溶液液體介質(zhì)，保留的殘余奧氏體相的數(shù)量有所減少，裂紋強度有所變化。小球體附屬物的數(shù)量在增加，表面碳工具電極材料或介電質(zhì)液體被用于加工中。
1 引言
電火花加工（EDM）提供一個有效地制造工藝，使生產(chǎn)的硬質(zhì)材料構件具有復雜的幾何形態(tài)，它很難用于常規(guī)加工航空航天、汽車、工具、模具等行業(yè)。
電火花加工可以描述為利用浸在工作液中的兩極間脈沖放電時產(chǎn)生的電蝕作用，蝕除導電材料的特種加工方法。因此，電能的形式以持續(xù)時間短脈沖指向電極。進行電火花加工時，工具電極和工件分別接脈沖電源的兩極，并浸入工作液中，或?qū)⒐ぷ饕撼淙敕烹婇g隙。當兩極間的間隙達到一定距離時，兩電極上施加的脈沖電壓將工作液擊穿，產(chǎn)生火花放電。眾所周知，在電極表面的腐蝕主要是由熱效應的放電引起的，通過火花電極感應，發(fā)電機制造出強烈的電場。在這一領域，最強的電極發(fā)揮作用。在這兩個電極之間，液體介質(zhì)中的分子和離子極化。當介電強度液的差距超過自然條件限制，則是一種低阻放電通道形成由于電子放射引起的陰極陽極的變化。這種碰撞過程以熱的形式轉化動能。熱產(chǎn)生的放電通道預計高達1017w/平方米左右。因此，甚至可以提高局部電極溫度到20000k。因此，被電離的電極材料發(fā)生溶解、汽化。不被人了解的是在相似的高溫下可以得到如此小的尺寸。等離子體放電通道擴張導致壓力增加，邊界電流密度差距降低。大多情況下，壓力升高可以防止兩電極表面過熱。當脈沖電壓消失時，急劇下降的壓力會引發(fā)劇烈侵蝕過程。過熱的電解質(zhì)液體會使熔巖洞劇烈爆炸。最后，在表面冷卻的瞬間，在液體介質(zhì)中，形狀不規(guī)則的熔融材料或中空球形顆粒汽化。其最終結果就是在正負電極上都形成小坑，那里其余部分的熔融材料飛濺。應用連續(xù)高頻率驅(qū)動一個電極，逐漸侵蝕形成互補的工具電極形成電火花放電。
明確表征電火花加工表面形貌和質(zhì)量的功能是必不可少的。圖（2）（3）試圖定義一個單一的放電隕石坑的形狀和放點條件之間的關系。它發(fā)現(xiàn)，間隙距離引起放電隕石坑大小的多樣性。勞埃德和沃倫表明，陽極隕石坑晶體取向是一個獨立的圓形凹陷的形式和凸起的環(huán)狀在液體分散時間金屬動蕩造成的。此外，他們還發(fā)現(xiàn)，這個隕石坑的直徑在一定的條件下是一個常數(shù)。另一方面，
在陰極的隕石坑上并沒有發(fā)現(xiàn)真正的循環(huán)，但可以發(fā)現(xiàn)它們晶面的對稱性。格林和阿爾瓦雷斯在不同的電極材料作用下、采用了輪廓成像技術準確的測量了隕石坑電極的體積。他們的發(fā)現(xiàn)說明了徑向流線附近的邊緣上的隕石坑受高壓的影響。拉達克里西南發(fā)現(xiàn)，利用定位技術，不同的材料形成的隕石坑，除了其規(guī)模和深度的不同，外觀則幾乎相同。他們報告說，這是由于隕石坑口熔融材料的沉積。Wong等人用微細電火花加工，其中有一個單一的火花發(fā)生器工作，發(fā)現(xiàn)在較低的能量下，隕石坑的形狀更均勻。更好的界定以較低的能量（<50?PJ）與不規(guī)則的直徑的統(tǒng)一使其達到更高的水平。
由于連續(xù)放電現(xiàn)象，隕石坑隨機疊加。在各種不同的操作類型和實驗條件下，各種不同的實驗結果和經(jīng)驗模型的表面光潔度均被發(fā)表。（7-25）中已觀察到許多過程變量表面光潔度的影響，如峰值電流、電流脈沖的持續(xù)時間、電壓間隙、電極極性、雜物濃度、工具電極、工件、介質(zhì)液體的熱性能。一般來說，電源功能趨勢曲線表明了脈沖能量的增加引起表面粗糙度的增加。大的粗糙度值可以說明大隕石坑具有高能量。經(jīng)過較大的努力，我們使用了超精密加工，已經(jīng)改善了電火花加工的精度和表面粗糙度。材料的去除是在靜電作用力作用下發(fā)生在發(fā)生在金屬表面，短脈沖持續(xù)時間較短。在這種情況下，可能得到小于0.2的表面粗糙度值（RA），還可以得到1鏡面表面。（26、27、28）
在電鏡下，對各種加工面（2、5、10、11、14、22、23、29、30）的研究表明，表面觀察到的可溶性物質(zhì)是滯留氣體逃逸后形成的殘骸。很明顯，流量停止的瞬間表面是冷凍的。然而，根據(jù)凹痕一周的形狀，告訴了我們其突然破裂的同時，壓力也大幅度降低。
另一個特點是電火花加工表面上出現(xiàn)大量的裂紋。工件開裂的出現(xiàn)和熱能的大小決定了加工表面。由于熱應力導致電火花加工的表面形成裂紋。他們通常是先在材料的表面形成閉合回路，在冷卻的過程中，受應力的影響，殘余內(nèi)應力導致融化的材料比未受母材影響的材料更容易產(chǎn)生裂縫。（22、29、32）
早期的對純鐵和鐵合金在放電加工表面的研究表明，對白層的影響遠比對基材的影響大。在合金電極材料白層的表面上發(fā)現(xiàn)了無規(guī)律的飛濺物。（2、4、33、35），從這些可以觀察電極材料如何影響工件表現(xiàn)的質(zhì)量。因此，研究表明，該合金應減少一個合適的合金元素來降低殘余應力，從而提高表面質(zhì)量。（2、4、35）經(jīng)過淬火可以獲得更高的硬度值。這一層是在機加工的條件下，以水為介質(zhì)觀察的。（2、4、33、34）
勞埃德和沃倫發(fā)現(xiàn)，當在石蠟介質(zhì)條件下用石墨電極加工時得到一種枝晶奧氏體和滲碳奧氏體共融的表面結構；當在正常條件下用銅電極加工時得到一種滲碳奧氏體表面結構。?歐普 [33]報道在共晶再鑄層上加工熱鍛造鋼。?馬斯瑞林和馬爾基奧尼[36]報道了在碳化物基體上的奧氏體的結構相似，但其指出，不同的電極下白層形態(tài)有所改變;并且碳化物和奧氏體相的比例各不相同。然而，思茅等[24]曾報道在電火花加工時，當采用粉末冶金（PM）的生坯和燒結的碳化鈦 、碳化鎢、鈷時，白層的硬度增加。他們用輝光放電發(fā)射光譜對改性火花紋輥面的變化進行分析，并觀察發(fā)現(xiàn)，當鈦和鎢一起包含在電極電介質(zhì)中時，觀察到粉末冶金電極中含有的鈦和鎢和電火花液分解出的碳一起轉移到其表面。同樣，蔡等人[37]報道了加工表面上以復合電極為基礎的銅和鉻的遷移。?雷貝洛等[14]報道了其表面的碳強度增加了9倍，大于探針分析的散裝物料的強度。加內(nèi)姆等[23]也發(fā)現(xiàn)碳和氫富集在外層。一些研究人員把表層和亞表層含碳量的增加歸因為電解質(zhì)的熱解,而另一些研究人員認為是由于快速從石墨電極吸收了碳而非電解質(zhì)熱解出的碳.湯姆森總結出，碳是從介質(zhì)中吸收的，而不是從電極中吸收的[29]。近表面硬化現(xiàn)象在奧氏體結構中比在鐵素體結構中更為嚴重，由于在此結構中碳溶解度更低[23]。雷貝洛眾議長等人[14]表明，F(xiàn)e3C在滲碳馬氏體鋼的表面上形成，而Cabanillas等已發(fā)現(xiàn)形成碳化物的兩種不同的方式：第一種是E-碳化物，由奧氏體，馬氏體低于0.5焦耳的能量電火花加工形成[39];第二種是滲碳體，由奧氏體，F(xiàn)e7C3，或Fe5C2純鐵中的烴類介質(zhì)的更高的電火花加工形成。
利姆等人可視化的管理是通過使用非傳統(tǒng)的金相試劑使鑄層顯示各種微觀結構。因此，他們根據(jù)各種意見，根據(jù)重鍍層厚度可分為三類。第一類被認為是20微米至50微米左右，有結構類似的微觀層次重疊；第二類被發(fā)現(xiàn)介于10微米和20微米之間，主要是柱狀性質(zhì)的樹突結構。最后一類被發(fā)現(xiàn)其厚度小于10微米，是最耐腐蝕的。因此，它不能被準確的描述是毋庸置疑的。
在大多數(shù)情況下，在鑄層可以發(fā)現(xiàn)受碳限定的熱影響層。（2、4、33、36、41、42）這層通常是鋼化的微觀結構。可以發(fā)現(xiàn)這一層的硬度值小于潛在的硬化材料。在大量的研究中可以觀察到一個中間隔層重鑄的鋼化層。（2、4、33、36）通過工具電極發(fā)現(xiàn)這層是存在碳梯度的材料。在嚴峻的加工條件下，這層包括部分熔融層和另外一個區(qū)域，且發(fā)生了固態(tài)擴散。厚度的增加導致熱影響層電荷能量的增加。這層包含了一個高密度二相粒子，比其母材具有更大的尺寸和更全面的碳化物粒子。（11）這層的硬度也略高于鑄層。（40）已經(jīng)報道過塑料變形區(qū)的材料由于是單相材料，且其在電火花加工時不發(fā)生復雜階段的變化，因此這層會引起潛在的金屬變厚幾十到幾百微米，發(fā)生塑性變形。在機加工條件嚴峻時，脆性材料會出現(xiàn)裂縫，大部分超出此地帶的材料將不會被加工。（4、11、33）
科技進步已經(jīng)促進高強度、高硬度的材料在制造業(yè)中的逐步使用。由于電火花加工有處理復雜的機械加工硬質(zhì)材料的能力，因此，本工藝加工方法逐步被使用。研究斷裂、疲勞失效、快速加熱和冷卻、表面缺陷對材料強度的影響。這些特性最終決定了機加工件的操作特性。在這項研究中，我們對電極材料和介質(zhì)液體類型對塑料模具鋼表面完整性的影響進行了實驗研究。
2 實驗過程
塑料模具鋼材（DIN1.2738）樣品在電火花加工時應去除應力，確保良好的條件。先將其加熱到600°C緩慢冷卻一小時。其中一個表面用FURKAN*電火花加工。（FURKAN是土耳其的技術公司，伊斯坦布爾）。工作面積是10×50毫米。發(fā)電機產(chǎn)生的平均電流在其脈沖為1、2、4、8、16和長度為6、12、25、50、100、200、400、800、1600等。以商業(yè)煤油和去離子水作為電介質(zhì)液體。鋼和石墨被選為工具電極。材料的化學成分如樣品材料表中所示。
表1，組成塑料模具鋼材（質(zhì)量百分數(shù)）
JEOL*進行了地形考試。
JEOL*日本電子光學有限公司、東京。
JSM-5600掃描電子顯微鏡（SEM）。樣品用傳統(tǒng)金相技術提取，可以觀察到熱影響層通常在一個奧林匹斯金相微觀的范圍。此部分加入一種試劑，以便于觀察熱影響區(qū)。顯微硬度測量深度文件由FUTURE-TECH*FM-700公司制作。
奧林匹斯是一個商標*日本奧林匹斯有限公司、東京。
FUTURE-TECH是一個商標*日本FUTURE-TECH有限公司、東京。
用維氏硬度indenter 10,或負載的時間縮進15秒。通過帕特?x射線衍射，利用島津萬能試驗機* XRD – 6000，得出以下數(shù)據(jù)。
*島津萬能試驗機是一個商標，日本島津萬能試驗機有限公司《京都議定書》
3 結果
A、表面形貌
眾所周知，通過控制電源的設置功能，使釋放出的能量導致表面粗糙度的變化。峰值電流越高，脈沖持續(xù)時間越長，則表面的粗糙度越大。相反，峰值電流越低，脈沖持續(xù)時間越短，則表面粗糙度越小。因為電極材料的能量和脈沖能量成正比。掃描電子顯微照片（圖1和2）表明，觀察電火花加工表面，重疊隕石坑，碎片球體，由逃逸的再沉積材料的煙囪狀滯留氣體形成可溶性物質(zhì)。
介質(zhì)液體和工具電極表面形貌的影響在文獻中沒有明確規(guī)定。已報道過他只引起表面粗糙度產(chǎn)生微小的變化。類似的操作條件下產(chǎn)生的表面，通過使用不同的液體介質(zhì)和電極材料的組合（圖1和2），顯示了圖形各種不同的特點。改變球狀或不規(guī)則形狀的附屬物的表面特征，被納入隕石坑外緣。銅作為工具電極，去離子水作為液體介質(zhì)（圖1（a））使用時，沒有或很少有附屬物可被觀察到。因此可以改變工具電極材料，或增加石墨等附屬物的數(shù)量（圖1（b））。已發(fā)現(xiàn)表面密集時，使用煤油作為電介質(zhì)液體。然而，在圖2（a）（b）的情況下，在表面地形不斷變化時，工具電極材料的變化并非必不可少。這些結果準確表明碳來自電介質(zhì)液體或工具電極。
脈沖持續(xù)時間增長，可以極大地提高表面損傷的數(shù)量。尤其是在高脈沖寬度和低電流設置且使用煤油作為電介質(zhì)液體時，最有可能產(chǎn)生裂紋。在這種情況下，一個明確的裂紋網(wǎng)絡在800?ps和平均電流為8 A增加兩倍的脈沖電流可以清晰顯示（圖3（a））。這樣一個網(wǎng)絡里，脈沖持續(xù)的時間變短（圖3（b））。
用水做電解液時，高脈沖寬度時加工狀態(tài)不穩(wěn)定，當采用正常脈沖電流16A，脈沖寬度低于400ps時，加工穩(wěn)定，當采用8A脈沖電流時，脈沖寬度要低于200ps，加工狀態(tài)才穩(wěn)定。在不穩(wěn)定的加工條件下，可視化的深腔（圖4（a）項）以煤油作為液體介質(zhì)（圖3（a）），此時在加工過程中產(chǎn)生電弧。在相似加工條件下?lián)Q做銅電極加工時，會出現(xiàn)一個從穩(wěn)定到不穩(wěn)定加工的過渡型面，在此區(qū)域由不穩(wěn)定放電而產(chǎn)生的深坑會被穩(wěn)定加工時產(chǎn)生的熔融材料部分填平（圖4（b））。
（左）圖1。1-SEM電火花加工塑料模具鋼材表面。Iav = 16、tp = 25 p；介質(zhì)液體:去離子水；電極(a)和(b)：銅、石墨。
（右）圖2。2-SEM電火花加工塑料模具鋼材表面。Iav = 16、tp = 25 ps；介質(zhì)液體：煤油；、電極(a)和(b)：銅、石墨。
（左）圖3。3-SEM電火花加工塑料模具鋼材表面。電極:石墨； 800 ps；介質(zhì)液體：煤油；1，Iav = 8 ,；2，Iav = 16。
（右）圖4。4-SEM電火花加工塑料模具鋼材。Iav = 8 時，電極:(a)石墨、(b)銅；tp = 800 ps；液體介質(zhì)：水。
（左）圖5。5-Cross電火花加工部分塑料模具鋼樣品。介質(zhì)液體：煤油；tp = 400、Iav = 16； 電極（a）和(b)：石墨、銅。電極:銅;當Iav = 8 時,電極:石墨;當Iav = 8 a,電極:銅。
（右）圖6。6-Cross電火花加工部分塑料模具鋼樣品。介質(zhì)液體:去離子水；tp = 400 ps、（a）Iav = 16 ；電極:石墨。(b)Iav = 16,電極:銅。(c)Iav = 8 ,電極:石墨。(d)Iav = 8 a,電極:銅。
B、熱影響層
在電火花加工的表面產(chǎn)生熱影響層。在所有情況下，研究發(fā)現(xiàn)脈沖持續(xù)時間最長，白層厚度最高。重疊的隕石坑基地和輪輞在輪輞層較厚的地方形成白色層（圖5）。分析加工過程中的介質(zhì)液體和工具電極，從中發(fā)現(xiàn)，白層堆積在隕石坑外緣。當使用石墨作為工具電極和煤油作為電介質(zhì)液體時，形成白色層是顯而易見的。銅作為工具電極使用時，推斷出在此形成的白層數(shù)量略有下降。當水被用來作為電介質(zhì)液體時，白色層的減少是顯而易見的（圖6）。尤其是當使用銅作為工具電極時，白層的數(shù)量最少。但由于高的熱度梯度對熱影響區(qū)有所影響，在大多數(shù)情況下，一個黑暗的熱影響中間層是可見的。我們發(fā)現(xiàn)這層比白層薄得多。
C、硬度深度百分比
我們至少10次測量各個熱影響層。閱讀資料10-G，塑料模具鋼樣品的壓痕時間15秒，在一定的負載下，觀察顯微硬度讀數(shù)的變化（見表二）。在白色層的硬度值比其母材的硬度值更高。位于白層下的熱影響區(qū)域硬度急劇降低（由外至里）直至降低到未受影響的材料硬度值。我們發(fā)現(xiàn)一個有趣的結果：工具電極和電介質(zhì)液體，會略微受到影響層內(nèi)的硬度變化的影響。
D. x射線衍射模式
塑料模具鋼樣品的X射線衍射圖樣顯示基本上是兩個不同的趨勢（圖7）。當樣品以煤油為介質(zhì)加工時，無論工具電極材料有什么變化，均會形成Fe3C。?Fe3C不能在加工表面用去離子水檢測。因此，可以得出結論，在表面層中的含碳量的增加可以歸因于液體介質(zhì)的裂解產(chǎn)物，而不是工具電極。以去離子水作為液體介質(zhì)時，殘余奧氏體也對所有樣品的檢測量有一定的影響。
圖7。在衍射模式下電火花加工塑膠模鋼樣品。（a）Iav = 16、tp = 800 。(b)以銅為電極，以煤油為液體介質(zhì)。(c)以石墨為電極，以煤油為液體介質(zhì)。(d)以銅為電極，以去離子水為液體介質(zhì)。 (e)以石墨為電極，以去離子水為液體介質(zhì)。
附表二 顯微鏡下測量硬度的結果
4 討論結果
在機加工條件下，我們發(fā)現(xiàn)，最外層就是我們熟知的白層。白層表面的厚度是不均勻的。這是由于連續(xù)重疊層電火花作用的結果。因此，預計類似的微結構組成的多層結構應在白層上出現(xiàn)。?利姆等人[40]在可視化的粗加工條件下，通過有效地試劑，發(fā)現(xiàn)了層狀結構。白層厚度從幾微米開始變化。由于熔化的金屬被驅(qū)逐到現(xiàn)有的白層，隨后凝固，因此白層就在這部分形成。減小脈沖寬度和電流也可以減少白層的厚度，但在較厚的部分可以看見多層結構。對較薄的單層結構進行觀察，該部分主要是柱狀或樹突狀組織。這可能是單層類型，保留了熔融金屬的凝固組織（圖8（a））。熔融金屬顆粒形成球形附屬物，被驅(qū)逐在電火花加工的工件的表面固化。這種附屬物一般可分為兩組。第一組的球形物只會粘結在白層上。他們呈小球形，與基體在一個或兩個接觸點結合?；瘜W蝕刻可以輕松的去除這組球形物。仔細觀查發(fā)現(xiàn)，在有些情況下，沒有明確的證據(jù)可以檢測這些小球準確的脫落位置[40]。第二組的球形物牢牢地融合再鑄層，并且具有較大的接觸面積圖8（b）。在多層基板加工過程中，工具電極材料和絕緣液體周圍，可以看到一個個球形附屬物。雖然沒有確鑿的證據(jù)表明石墨電極的白色層和熱影響層中有大量德爾碳富集，但球形附屬物數(shù)量的增加是顯而易見的（圖1（b））。顯微圖像表明與電解質(zhì)和電極都有反應，如果沒有電解質(zhì)或者電極生成碳，工件表面的氣化過程會得到抑制。這表明碳在工具電極、電介質(zhì)液體沸騰的過程中被同化。
塑料模具鋼樣品的X射線衍射圖樣顯示，在使用煤油作為電介質(zhì)液體時在加工表面上形成Fe3C。因此，白層由滲碳體和馬氏體組成，分布在保留的奧氏體基體中。使用去離子水為液體介質(zhì)時，保留的殘余奧氏體相的數(shù)量減少、強度降低。改變電極材料結果仍然不會改變。據(jù)推測，僅相的數(shù)量可能會有所不同。在放電過程中破獲的烴類介質(zhì)的裂解產(chǎn)物形成滲碳體。顯微硬度測試表明，白層硬度在不同情況下是不同的，因為它由不同的微型元件組成。
在所有情況下，電火花加工塑料模具鋼，熱影響層產(chǎn)生導致白層的變化。我們發(fā)現(xiàn)，在最外層區(qū)域白層硬度值較高，然后逐步減少在內(nèi)部部分母材硬度。
大多數(shù)研究人員報道說,在較高的脈沖寬度下，裂縫逐漸增多，能量逐漸增加 [11,32]。根據(jù)他們的說法,在機加工時應按比例增加脈沖能量，則更容易裂紋。然而,李和泰[22]聲明,在最小電流脈沖下，這個裂縫密度最大，持續(xù)時間最長。這些結果證實這一結論。在同一脈沖下，裂縫在高能級密度下持續(xù)時間最長。如果降低脈沖能量,在閉合環(huán)路裂縫處出現(xiàn)凹陷(圖3(a))。裂縫形成的隕石坑繼續(xù)蔓延時,在附近繼續(xù)產(chǎn)生電火花放電。可以指出，在垂直角度的交點處，常常形成裂紋(圖9)。通過區(qū)分附屬物和球狀體也可以區(qū)分樣品。有時在加工表面發(fā)現(xiàn)的小隕石坑大概是由于泡沫崩潰形成的。在這種情況下，可以清晰地看見馬氏體的痕跡(如圖9(b)。在相同的能量下，當脈沖持續(xù)時間減少時，裂縫的數(shù)量也相應減少。尤其是在隕石坑外緣，產(chǎn)生一個更高的熱徑向應力，徑向裂縫產(chǎn)生(如圖10)。改變工具電極不能改變表面裂紋的結構。已經(jīng)發(fā)現(xiàn)當金屬材料達到熱影響層時，裂縫穿透白層繼續(xù)蔓延。
當石墨被用作工具電極和去離子水被用作電介質(zhì)液體時，在高脈沖條件下，一場激烈的、非同尋常的的開裂在熱影響層產(chǎn)生(圖11)。這種不穩(wěn)定的運行情況常見于工業(yè)應用中。在這種情況下，與其他情況相比，其隕石坑更深，且其形狀更不規(guī)則(圖4(a))。裂縫是隨機分布的,通常是在隕石坑口基體上,并擴展到其母材上。當用去離子水做電火花液時產(chǎn)生的這些缺陷與電解液被石墨電極加工時產(chǎn)生的廢物污染有關，污染的增加降低了電火花液的性能并導致加工過程中產(chǎn)生電弧。
(左)圖9-劇烈電火花加工塑料模具鋼材。 (a)放大200倍,(b)放大550倍。介質(zhì):煤油,tp = 1600 ps;Iav = 8。
(右)圖10-劇烈電火花加工塑料模具鋼材。(a)放大200倍,(b)放大550倍。工具電極:銅；介電材料:煤油,tp = 400 ps;Iav = 8。
圖11-邊界裂解塑料模具鋼材。工具電極:石墨；介電材料:去離子水；tp = 1600 ps;Iav = 8。
5 結論
通過以上實驗可以得出以下結論。
1、電火花加工時，無論選用任何一種電介質(zhì)液體和工具電極材料，在加工表面上均可形成白層。
2、在烴類電火花液中加工的樣品白層中含有比母材多的碳，是由于放電過程中電火花液熱解的產(chǎn)物所致.因此白層含有滲碳體和馬氏體分布在殘留奧氏體中，由于熔融金屬的快速固化而形成枝晶狀結構.
3、加工樣品的白層若以去離子水為液體介質(zhì)時，殘余奧氏體相的數(shù)量會更少，裂紋強度會更低。在這種情況下，白層硬度與母材硬度的增加是馬氏體作用的結果。
4。雖然目前還沒有確鑿的證據(jù)證明白層的碳富集，從石墨電極的研究來看，在機加工表面球形附屬物的數(shù)量增加了。這表明，不僅是工具電極的碳同化，而且電介質(zhì)液體沸騰的過程也導致碳同化。
5。當另一個放電反應發(fā)生在附近時，電火花加工表面上的裂縫按照閉環(huán)方式穿越徑向裂紋繼續(xù)傳播。在高脈沖寬度和低脈沖電流時，開裂強度增加。
嗚謝
這項研究受中東技術大學研究基金的支持。作者對材料研究實驗室、埃雷利鋼鐵廠有限公司的設備支持表示感謝。作者同時感謝來自科尼亞，塞爾庫克大學（肯尼亞，土耳其）機電工程系的Halkaci先生在樣品制備過程中的幫助。
參考文獻
1. J.A. McGeough and H. Rasmussen: Int. J. Mach. Tool Design Res., 1982, vol. 22 (4), pp. 333-39.
2. J.R. Crookall and B.C. Khan: Proc. 15th Int. MTDR Conf., Birmingham, England, 1974, pp. 373-84.
3. N. Saito: Mitsubishi Denki Lab. Rep., 1962, pp. 375-90.
4. H.K. Lloyd and R.H. Warren: J. Iron Steel Inst., 1965, vol. 203,pp. 238-47.
5. J.E. Greene and J.L. Guerrero-Alvarez: Metall. Trans., 1974, vol. 5,pp. 695-706.
6. V. Radhakrishnan and B.T. Achyutha: IE(I) J.-ME, 1980, vol. 60, pp. 217-22.
7. Y.S. Wong, M. Rahman, H.S. Lim, H. Han, and N. Ravi: J. Mater. Process. Technol., 2003, vol. 140, pp. 303-07.
8. R. Ramaswami and R.S. Louis: Wear, 1973, vol. 24, pp. 153-60.
9. M.L. Jeswani: Wear, 1978, vol. 51, pp. 227-36.
10. P.V. Rama Rao and M.A. Faruqi: Precision Eng., 1982, vol. 4, pp. 111-13.
11. L.C. Lee, L.C. Lim, V. Narayanan, and V.C. Venkatesh: Int. J. Mach.Tools Manuf., 1988, vol. 28, pp. 359-72.
12. C. Cogun and M. Savsar: Int. J. Mach. Tools Manuf., 1990, vol. 30, pp. 467-74.
13. D.K. Aspinwall, M.L.H. Wise, K.J. Stout, T.H.A. Goh, F.L. Zhao, and M.F.Menshawy: Int. J. Mach. Tools Manuf., 1992, vol. 32, pp. 183-93.
14. J.C. Rebelo, A.M. Diaz, D. Kremer, and J.L. Lebrun: J. Mater. Process. Technol., 1998, vol. 84, pp. 90-96.
15. Y. Chen and S.M. Mahdivan: Wear, 1999, vol. 236, pp. 350-54.
16. Y. Chen and S.M. Mahdivan: J. Mater. Process. Technol., 2000, vol. 104, pp. 150-57.
17. K.M. Tsai and P.J. Wang: Int. J. Mach. Tools Manuf., 2001, vol. 41, pp. 1455-77.
18. M. Rozenek, J. Kozak, L. Dabrowski, and K. Lubkowski: J. Mater.Process. Technol., 2001, vol. 109, pp. 367-70.
19. S.H. Lee and X.P. Li: J. Mater. Process. Technol., 2001, vol. 115, pp. 344-58.
20. S.H. Halkaci and A. Erden: Proc. Engineering Systems Design and Analysis (ESDA), Istanbul, Turkey, 2002.
21. C.C. Liu and J.L. Huang: Ceram. Int., 2003, vol. 29, pp. 679-87.
22. H.T. Lee and T.Y. Tai: J. Mater. Process. Technol., 2003, vol. 142, pp. 676-83.
23. F. Ghanem, C. Braham, and H. Sidhom: J. Mater. Process. Technol., 2003, vol. 142, pp. 163-73.
24. J. Simao, H.G. Lee, D.K. Aspinwall, R.C. Dewes, and E.M. Aspinwall: Int. J. Machine Tools Manuf., 2003, vol. 43, pp. 121-28.
25. Y.H. Guu, H. Hocheng, C.Y. Chou, and C.S. Deng: Mater. Sci. Technol., 2003, vol. 358, pp. 37-43.
26. Y.F. Luo and C.G. Chen: Precision Eng., 1990, vol. 12, pp. 97-100.
27. N. Mohri, N. Saito, T. Takawashi, and K. Kobayashi: Proc. 26th Int. MTDR Conf., Manchester, England, 1985, pp. 329-36.
28. Y.F. Luo, Z.Y. Zhang, and C.Y. Yu: Ann. CIRP, 1988, vol. 37, pp. 179-81.
29. P.H. Thomson: Mater. Sci. Technol., 1989, vol. 5, pp. 1153-57.
30. S.H. Lee and X. Li: J. Mater. Process. Technol., 2003, vol. 139, pp. 315-21.
31. Report of AGIE: Am. Machinist Automated Manufacturing, 1987, vol. 9, pp. 80-83.
32. A.G. Mamalis, N.M. Vosniakos, N.M. Vacevanidis, and X. Junzhe: Ann. CIRP, 1988, vol. 37 (1), pp. 531-35.
33. H. Opitz: Met. Treat. Drop Forging, 1960, vol. 27, pp. 237-51.
34. M.M. Barash and M.G. Sri-Ram: Proc. 3rd Int. MTDR Conf., Birmingham, England, 1962, pp. 85-91.
35. M. Ramulu and J.L. Garbini: J. Eng. Mater. Technol., 1991, vol. 113, pp. 437-42.
36. L. Massarelli and M. Marchionni: Mater. Technol., 1977, vol. 4, pp. 100-05.
37. H.C. Tsai, B.H. Yan, and F.Y. Huang: Int. J. Mach. Tools Manuf., 2002, vol. 43, pp. 245-52.
38. J.P. Kruth, L. Stevens, L. Froyen, and B. Lauwers: Ann. CIRP, 1995, vol. 44, pp. 169-72.
39. E.D. Cabanillas, J. Desimoni, G. Punte, and R.C. Mercader: Mater. Sci. Eng., 2000, vol. A276, pp. 133-40.
40. L.C. Lim, L.C. Lee, Y.S. Wong, and H.H. Lu: Mater. Sci. Technol.,1991, vol. 7, pp. 239-48.
41. I.A. Bucklow and M. Cole: Metall. Rev., 1969, vol. 3, pp. 103-18.
42. J. Wallbank: Metallurgia, 1980, vol. 47, pp. 356-62.
附件：(外文資料原文)
16