電火花搖動(dòng)加工高彈性合金雙孔撓性薄壁的變形仿真分析

劉 洋，杜云龍，郭永豐，李威峰

（ 哈爾濱工業(yè)大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，黑龍江哈爾濱150001 ）

3J33B 高彈性合金，是以無碳（或微碳）馬氏體為基體，在時(shí)效時(shí)產(chǎn)生金屬間化合物沉淀硬化的超高強(qiáng)度鋼，其彈性模量大且有超高強(qiáng)度，是一種典型的難加工材料[1]。 由3J33B 高彈性合金制作的微小型結(jié)構(gòu)零件，已被廣泛應(yīng)用于航空、航天等軍事尖端領(lǐng)域[2]。 雙孔撓性薄壁結(jié)構(gòu)的零件是其中的代表，其薄壁細(xì)頸處僅有數(shù)十微米，支撐剛度低，易受外力影響變形。 由于雙孔薄壁的結(jié)構(gòu)特殊、尺寸為微米級(jí)，如何加工出低變形量、成品率高的雙孔薄壁，一直是精加工領(lǐng)域的研究重點(diǎn)[3-4]。

對(duì)于雙孔薄壁加工，目前主要采用機(jī)械加工方法，但存在的宏觀切削力和殘余應(yīng)力會(huì)對(duì)薄壁造成損傷，使薄壁在加工和使用過程中易破損、成品率低。 電火花加工可避免刀具和工件直接接觸而產(chǎn)生的切削力，可用于雙孔薄壁的加工[5-6]。 其中，利用電火花搖動(dòng)加工進(jìn)行雙孔薄壁的擴(kuò)孔加工，還可通過計(jì)算材料蝕除量，保證加工的孔徑尺寸和兩孔之間薄壁的厚度。 擴(kuò)孔加工示意圖如圖1 所示，實(shí)心電極高速自轉(zhuǎn)， 同時(shí)機(jī)床繞著電極中心做圓周運(yùn)動(dòng)，加工孔類型為盲孔。

圖1 旋轉(zhuǎn)電極電火花搖動(dòng)擴(kuò)孔加工示意圖

但是在電火花加工過程中，若未能及時(shí)將工件因高溫蝕除產(chǎn)生的電蝕產(chǎn)物及時(shí)排出，會(huì)導(dǎo)致二次放電現(xiàn)象， 加之瞬時(shí)高溫直接作用于薄壁表面，對(duì)薄壁的整體質(zhì)量和均勻一致性產(chǎn)生巨大影響。 雖然電極自身的高速旋轉(zhuǎn)、機(jī)床的搖動(dòng)和加大沖液等方法有利于顆粒排出，但是間隙內(nèi)流體的劇烈擾動(dòng)也可能導(dǎo)致厚度僅為數(shù)十微米的薄壁出現(xiàn)變形。 此外，由于高速旋轉(zhuǎn)電極電火花搖動(dòng)加工的加工間隙小、流場(chǎng)分布復(fù)雜，操作人員很難直接觀測(cè)到電蝕顆粒的分布、運(yùn)動(dòng)情況以及薄壁的微觀變形情況。

因此，為了實(shí)現(xiàn)厚度均勻、一致性高且變形小的3J33B 高彈性合金高品質(zhì)雙孔撓性薄壁電火花加工，本文針對(duì)加工中出現(xiàn)的間隙流場(chǎng)顆粒分布情況、沖液導(dǎo)致變形和熱變形問題，進(jìn)行了雙孔撓性薄壁電火花搖動(dòng)加工的間隙流場(chǎng)顆粒運(yùn)動(dòng)仿真、沖液壓力薄壁變形仿真和連續(xù)多脈沖放電薄壁熱變形仿真，為實(shí)際加工提供一定理論基礎(chǔ)。

1 電火花搖動(dòng)加工3J33B 小孔流場(chǎng)仿真分析

為了研究電火花搖動(dòng)加工3J33B 高彈性合金小孔的間隙流場(chǎng)內(nèi)電蝕產(chǎn)物運(yùn)動(dòng)情況，本文以厚度40 μm 的薄壁為研究目標(biāo)，利用Fluent 軟件進(jìn)行流場(chǎng)仿真，分析了機(jī)床搖動(dòng)速度和電極自旋轉(zhuǎn)速度對(duì)流場(chǎng)特性的影響規(guī)律，還分析了電蝕產(chǎn)物在各流場(chǎng)條件下的排出情況。

1.1 參數(shù)設(shè)置和仿真模型建立

本仿真采用的重整化 k-ε 模型 （RNG k-ε 模型），考慮了渦流對(duì)湍流的影響，提高了漩渦流動(dòng)的精度，是適用于本文研究的流體模型，其方程如下：

在實(shí)際電火花加工3J33B 高彈性合金的過程中發(fā)現(xiàn)，多數(shù)電蝕產(chǎn)物為如圖2 所示的熔化再冷凝形成的球形顆粒。 本研究利用Fluent 軟件的DPM模型進(jìn)行電蝕顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡計(jì)算，煤油工作液為連續(xù)相，將加入的球形顆粒設(shè)置為離散型；工作液流動(dòng)形式為湍流，在計(jì)算連續(xù)相的運(yùn)動(dòng)速度時(shí)取工作液的平均流速值；假設(shè)顆粒釋放初速度為0 m/s，設(shè)仿真觀察時(shí)間為3 s； 為方便觀察小孔最深處電蝕產(chǎn)物的排出情況，選擇在電極底面釋放顆粒。

圖2 工件表面的電蝕產(chǎn)物顆粒

本研究建立的物理模型見圖3。 通過實(shí)驗(yàn)觀測(cè)和理論計(jì)算，取工具電極與工件之間的放電間隙為50 μm，另設(shè)電極直徑為1 mm、小孔直徑為2 mm、小孔深度為8 mm， 并設(shè)工作液液面比工件上表面高1 mm。 仿真的具體參數(shù)設(shè)置見表1。 小孔區(qū)設(shè)置為定速自旋轉(zhuǎn)，電極區(qū)設(shè)置為高速自旋轉(zhuǎn)的同時(shí)跟隨小孔區(qū)旋轉(zhuǎn)，靜液區(qū)設(shè)置為固定。 為提高顆粒運(yùn)動(dòng)的真實(shí)性，將模型的上端面和側(cè)端面邊界條件為逃逸邊界（escape），其余各壁面的邊界條件均為完全反彈邊界（reflect），反彈系數(shù)設(shè)定為1.0。

表1 仿真參數(shù)設(shè)置表

圖3 浸液式電火花搖動(dòng)加工仿真模型

1.2 搖動(dòng)速度和自轉(zhuǎn)速度對(duì)電蝕產(chǎn)物排出的影響

1.2.1 機(jī)床搖動(dòng)速度對(duì)電蝕產(chǎn)物排出的影響

在電極轉(zhuǎn)速為500 r/min，機(jī)床搖動(dòng)速度分別為5、10、15、20、25 r/min 時(shí)，進(jìn)行了機(jī)床搖動(dòng)速度對(duì)電蝕產(chǎn)物排出影響仿真分析，結(jié)果見圖4。 可見，隨著機(jī)床搖動(dòng)速度的加快，電極底端和盲孔底端被蝕除的電蝕產(chǎn)物排出效果有少許增強(qiáng)，上述五種速度條件下的電蝕產(chǎn)物分布情況類似， 改善效果不明顯，由此可看出搖動(dòng)加工的搖動(dòng)速度對(duì)流場(chǎng)內(nèi)顆粒運(yùn)動(dòng)影響較小。

圖4 搖動(dòng)速度對(duì)電蝕產(chǎn)物排出的影響

在YZ 平面上電極和孔壁中間距離電極20 μm處，依次選擇Z 軸方向上、深度區(qū)間為6~8 mm 的孔底之間的五個(gè)點(diǎn)，統(tǒng)計(jì)工作液在Z 軸方向的速度分布，結(jié)果見圖5。 可見，該區(qū)域內(nèi)整體速度方向?yàn)閆軸正方向，且速度集中于0.183~0.207 mm/s，搖動(dòng)速度對(duì)間隙流場(chǎng)內(nèi)工作液在Z 軸方向上的流速影響較小，說明該范圍內(nèi)搖動(dòng)速度的變化對(duì)電蝕產(chǎn)物由孔深處向外排出作用很小。

圖5 搖動(dòng)速度對(duì)工作液Z 軸方向流速的影響

1.2.2 電極自轉(zhuǎn)速度對(duì)電蝕產(chǎn)物排出的影響

在機(jī)床搖動(dòng)速度為20 r/min， 工具電極轉(zhuǎn)速分別為 0、500、1000、2000、3000、4000 r/min 時(shí)， 進(jìn)行了電極自轉(zhuǎn)速度對(duì)電蝕產(chǎn)物排出影響的仿真分析。從圖6 所示電蝕產(chǎn)物的排出情況可見，隨著電極轉(zhuǎn)速的增加， 粒子積聚在孔底端的數(shù)量越來越少，孔內(nèi)整體粒子數(shù)也在逐漸減少，電極自轉(zhuǎn)速度對(duì)粒子排出的情況影響較大。

圖6 電極轉(zhuǎn)速對(duì)粒子排出影響

不同電極轉(zhuǎn)速時(shí)，工作液在Z 軸方向上、深度區(qū)間為6~8 mm 時(shí)的速度分布統(tǒng)計(jì)結(jié)果見圖7。 整體上，Z 軸方向上的流速隨著電極轉(zhuǎn)速增加而增大，電極轉(zhuǎn)速對(duì)電蝕產(chǎn)物排出的作用比搖動(dòng)速度更明顯；當(dāng)電極轉(zhuǎn)速超過2000 r/min，Z 軸方向上的流速變得不均勻，說明電極高速旋轉(zhuǎn)帶來的渦流效應(yīng)明顯增強(qiáng)，更有利于電蝕產(chǎn)物排出。 因此，選擇電極轉(zhuǎn)速在2000 r/min 以上時(shí)，排屑效果增強(qiáng)，有利于提升雙孔撓性薄壁電火花加工的小孔質(zhì)量。

圖7 電極轉(zhuǎn)速對(duì)工作液Z 軸方向流速的影響

1.3 沖液流速對(duì)電火花搖動(dòng)加工電蝕產(chǎn)物排出的影響

電火花搖動(dòng)加工小孔外沖液仿真模型如圖8所示，在原有的浸液式電火花搖動(dòng)加工仿真模型基礎(chǔ)上增加了沖液入口。 分別設(shè)置入口處沖液速度為1、3、5、8、10 m/s，電極轉(zhuǎn)速為 2000 r/min，搖動(dòng)加工速度為20 r/min， 其余仿真參數(shù)與1.1 小節(jié)的設(shè)置相同，利用此仿真模型分析了沖液速度對(duì)電蝕產(chǎn)物排出的影響。

圖8 單孔電火花搖動(dòng)加工外沖液仿真模型

圖9 是入口流速為3 m/s 的外沖液對(duì)間隙流場(chǎng)和顆粒分布的影響。 由圖9a 所示縱向截面流場(chǎng)分布圖可見，由于加工間隙較小，工作液沖入之后電蝕產(chǎn)物較難排出，所影響的流場(chǎng)深度只有孔深的約1/3，對(duì)底端的電蝕產(chǎn)物排出作用不明顯。

圖9 外沖液速度3 m/s 時(shí)對(duì)間隙流場(chǎng)和顆粒分布的影響

在XZ 平面上、孔深2 mm 處，依次沿著X 軸方向距離電極每隔0.1 mm 選取9 個(gè)點(diǎn)進(jìn)行沖液速度對(duì)工作液Z 軸方向流速的影響分析， 結(jié)果見圖10。仿真結(jié)果表明，在孔深2 mm 處，工作液沿著豎直Z軸方向的流速方向均為Z 軸的負(fù)向，且隨著沖液速度的增大，流速也在逐漸增大，因此這相當(dāng)于在深度2 mm 處設(shè)置了一道屏障， 阻止了電蝕產(chǎn)物的排出。 由此可見，選取合理的沖液壓力對(duì)小孔入孔的質(zhì)量可能起到改善作用，但對(duì)于深度較大的小孔加工，外沖液方式起到的幫助有限。

圖10 沖液速度對(duì)工作液Z 軸方向流速的影響

2 沖液壓力對(duì)雙孔撓性薄壁變形影響的仿真分析

雙孔撓性薄壁的薄壁細(xì)頸處厚度僅有數(shù)十微米，電火花搖動(dòng)加工中沖液造成的間隙流場(chǎng)擾動(dòng)可能會(huì)使其產(chǎn)生變形，因此本文進(jìn)行了沖液壓力對(duì)雙孔撓性薄壁細(xì)頸處變形影響的仿真分析。 由于實(shí)際產(chǎn)生的變形量相比于工件整體尺寸很小，工件變形對(duì)流場(chǎng)的影響極小，本次仿真采用了單向流固耦合模型，既可滿足研究要求，也可提高運(yùn)算速度。

建立的雙孔撓性薄壁外沖液的流固耦合模型見圖11。 設(shè)置薄壁細(xì)頸處厚度為40 μm，沖液入口方向沿已加工孔向未加工孔的方向，避免沖液直接沖擊薄壁造成變形；設(shè)置電極轉(zhuǎn)速為2000 r/min，搖動(dòng)加工速度為20 r/min； 設(shè)置沖液入口壓力分別為1、3、5、8、10 MPa。 工件材料為 3J33B 高彈性合金，其部分物理參數(shù)見表2。

表2 高彈性合金3J33B 部分物理參數(shù)表

圖11 電火花加工雙孔撓性薄壁外沖液流固耦合仿真模型

外沖液壓力對(duì)薄壁X 方向變形的影響情況見圖12。其中，圖12a 是入口處沖液壓力為10 MPa 時(shí)的薄壁變形情況，可見外沖液方向避免了對(duì)入口處薄壁的直接沖擊，薄壁受到的液體沖擊力來自于被小孔側(cè)壁反彈回來的工作液， 沖擊力相對(duì)減小較多，其最大變形量為0.423 μm；圖12b 是不同沖液壓力下得到的薄壁水平最大變形量折線圖，可見隨著外沖液壓力的增強(qiáng)， 薄壁的變形量也在不斷增大，二者呈現(xiàn)正相關(guān)的趨勢(shì)，但從總體上看薄壁在X方向的變形量較小，變形量均小于0.5 μm，故認(rèn)為外沖液對(duì)薄壁變形的影響較小。

圖12 外沖液壓力對(duì)薄壁X 方向變形的影響

3 電火花加工雙孔撓性薄壁熱變形仿真分析

在電火花加工過程中，由于火花放電瞬時(shí)升溫和沖液降溫共同作用于工件表面，工件的受熱區(qū)域會(huì)發(fā)生熱變形。 對(duì)于厚度較小的薄壁件，高溫可能會(huì)由加工側(cè)傳遞到未加工側(cè)， 引起薄壁整體變形，因此， 為實(shí)現(xiàn)高品質(zhì)的雙孔撓性薄壁電火花加工，需對(duì)薄壁的受熱變形情況進(jìn)行分析。

考慮到實(shí)際電火花搖動(dòng)加工中充滿隨機(jī)性、加工過程十分復(fù)雜、加工機(jī)理尚未完全明了，本文對(duì)仿真模型做出如下假設(shè)：①加工過程中只考慮熱傳導(dǎo)和熱對(duì)流兩種主要換熱方式；②一次放電擊穿時(shí)只存在一個(gè)放電通道，且放電通道形狀為理想圓柱體；③工件的材料為各向同性的均勻物質(zhì)；④在加工過程中事先留出蝕除余量，不考慮其余部位的材料蝕除問題；⑤放電位置隨機(jī)分布，工件表面區(qū)域相較于放電加工產(chǎn)生的凹坑區(qū)域會(huì)優(yōu)先和電極間產(chǎn)生放電加工；⑥忽略電極自轉(zhuǎn)，放電時(shí)間較短，電極和工件相對(duì)位置近似不變；⑦環(huán)境溫度為22 ℃。

3.1 電火花加工薄壁連續(xù)多脈沖放電模型

電火花連續(xù)多脈沖放電加工的放電點(diǎn)分布具有一定隨機(jī)性， 并且由多個(gè)單脈沖放電組合產(chǎn)生，其施加方式為重復(fù)單脈沖放電。 本研究采用Gauss分布方程計(jì)算電火花加工放電通道分布。 放電通道能量來自于脈沖電源，其能量方程如下：

式中：q（r）為熱流密度，W/m2；i 為峰值電流，A；u 為火花維持電壓，V；R（t）為放電通道的半徑，m。

通過大量實(shí)驗(yàn)可發(fā)現(xiàn)，放電擊穿之后的兩極間維持電壓的大小僅與材料和工作液種類有關(guān)，和加工時(shí)的電參數(shù)大小基本無關(guān)。 利用示波器檢測(cè)穩(wěn)定放電時(shí)兩極間的電壓波形可知， 當(dāng)發(fā)生放電擊穿時(shí)，空載電壓由280 V 迅速下降到約20 V，并基本保持不變，因此在仿真中設(shè)定加工穩(wěn)定時(shí)的維持電壓為20 V。

正常加工放電擊穿后，放電通道內(nèi)能量會(huì)有部分傳遞到工件表面，熱量持續(xù)不斷加載在工件表面相當(dāng)于表面熱源， 故根據(jù)Fourier 熱傳導(dǎo)理論可得3J33B 高彈性合金電火花加工的熱傳導(dǎo)方程[7]為：

式中：T 為溫度，K；t 為時(shí)間，s；c 為比熱容，J/（kg·K）；ρ 為密度，kg/m3；λ 為熱導(dǎo)率，W/（m·K）；（r，z）為放電區(qū)域坐標(biāo)，m。

圖13 為建立的3J33B 高彈性合金電火花搖動(dòng)加工放電物理模型。 在加工過程中，一次放電時(shí)只存在一個(gè)放電通道，且隨著加工的進(jìn)行，放電點(diǎn)位置隨機(jī)生成，放電通道也相應(yīng)轉(zhuǎn)移；絕大多數(shù)在兩極間放電擊穿形成的放電通道內(nèi)產(chǎn)生的能量通過熱傳導(dǎo)的方式傳遞到工件和電極上，少部分通過對(duì)流換熱和熱輻射的方式傳遞到煤油介質(zhì)中。

圖13 連續(xù)多脈沖放電的放電通道轉(zhuǎn)移物理模型

圖14a 為雙孔撓性薄壁物理模型，由于電火花放電通道半徑是微米尺度，而實(shí)際加工的孔是毫米尺度，對(duì)于熱變形分析而言，設(shè)置的模型過大既不利于計(jì)算也不便于觀察結(jié)果，同時(shí)電火花加工雙孔薄壁最大變形往往發(fā)生在厚度最薄的細(xì)頸處，變形受熱影響也最為顯著，故將仿真模型由圖14a 簡(jiǎn)化為圖14b 所示模型，只在薄壁的細(xì)頸區(qū)域施加隨機(jī)的多脈沖熱源，并且預(yù)留蝕除部分，以此分析薄壁部分變形。

圖14 雙孔撓性薄壁電火花加工溫度場(chǎng)仿真模型

脈沖放電的維持時(shí)間極短，而載有工件的工作臺(tái)搖動(dòng)速度較慢，故本文將電極與工件近似看作相對(duì)位置不變，同時(shí)為使傳遞至工件的熱量對(duì)薄壁最薄處變形影響最大，在細(xì)頸0.4 mm×0.6 mm 范圍內(nèi)劃分出帶狀熱源施加區(qū)域（圖15），并在該區(qū)域加載14 個(gè)連續(xù)多點(diǎn)隨機(jī)分布的高斯熱源進(jìn)行研究。

圖15 隨機(jī)熱源施加區(qū)域

由于雙孔薄壁的小孔屬于深小孔，薄壁在軸向方向的跨度較大，在進(jìn)行電火花加工時(shí)孔口和孔內(nèi)的薄壁變形也不相同，故本文將薄壁劃分為兩個(gè)區(qū)域：入孔處薄壁和孔內(nèi)薄壁，分別對(duì)其進(jìn)行了邊界條件的設(shè)定和分析。 兩個(gè)區(qū)域通用的簡(jiǎn)化物理模型見圖14b。對(duì)入口處的薄壁，只設(shè)置側(cè)面和底面為固定約束，其上表面、加工側(cè)和未加工側(cè)設(shè)置為煤油的強(qiáng)制對(duì)流區(qū)；對(duì)孔內(nèi)的薄壁，設(shè)置側(cè)面、底面和上表面為固定約束，其加工側(cè)和未加工側(cè)設(shè)置為煤油的強(qiáng)制對(duì)流區(qū)。 兩個(gè)區(qū)域的對(duì)流換熱系數(shù)取值為700 W/（m2·℃）。

3.2 放電位置對(duì)薄壁變形的影響分析

本文在脈寬為 60 μs、脈間為 80 μs、峰值電流為2 A 的條件下觀察了薄壁每隔392 μs 的變形情況。 不同時(shí)間未加工孔一側(cè)入口處薄壁的變形情況見圖16。 可發(fā)現(xiàn)，隨著時(shí)間的增加，放電點(diǎn)發(fā)生轉(zhuǎn)移，不同放電點(diǎn)引起的薄壁變形疊加，使得薄壁的最大變形量隨著時(shí)間增加而增加，且最大變形發(fā)生在薄壁入口最上端，此時(shí)變形量為0.906 μm；薄壁最大變形位置和變形受放電點(diǎn)位置影響較小。

圖16 不同時(shí)間未加工孔一側(cè)入口處薄壁的變形情況

圖17 為不同時(shí)間未加工孔一側(cè)孔內(nèi)薄壁的變形情況。 與入口處薄壁的變形情況不同，此處薄壁的最大變形量隨著放電點(diǎn)位置的轉(zhuǎn)移而轉(zhuǎn)移，且在1.56810-4s 時(shí)的薄壁變形量達(dá)到最大，為0.397 μm；經(jīng)過392 μs 后，薄壁變形量反而減小，這說明孔內(nèi)薄壁的變形情況受放電點(diǎn)位置影響較大。

圖17 不同時(shí)間點(diǎn)未加工孔側(cè)孔內(nèi)薄壁的變形情況

3.3 電參數(shù)對(duì)薄壁變形的影響分析

電流和脈寬不僅會(huì)改變熱源的熱流密度q（r）的大小，而且會(huì)影響放電通道半徑的尺寸，最終導(dǎo)致薄壁受熱變形量發(fā)生變化，而脈間會(huì)影響電火花加工時(shí)消電離和工件加工處散熱冷卻的充分程度，因此分析電參數(shù)對(duì)薄壁變形的影響對(duì)于選擇合適的電參數(shù)有較高的參考價(jià)值。

設(shè)置脈寬為 60 μs、脈間為 80 μs，分別取峰值電流為 0.64、2、3.3、5.6、9.6 A，進(jìn)行了峰值電流對(duì)薄壁變形的仿真分析，結(jié)果見圖18。可見，薄壁在Z 軸方向的最大變形量隨著電流增大而逐漸增大，這是因?yàn)殡娏鞯脑龃髸?huì)使放電通道半徑增大，讓工件更大范圍在短時(shí)間的溫度增加，而電流的增大也會(huì)讓熱源單位時(shí)間內(nèi)所包含的能量變大，從而使工件內(nèi)產(chǎn)生的熱應(yīng)力更大，變形程度也更大。 在相同電流強(qiáng)度下，入口處薄壁的Z 軸方向變形量要比孔內(nèi)薄壁的變形量更大。

圖18 峰值電流對(duì)薄壁Z 軸方向變形的影響

設(shè)置峰值電流為2 A、脈間為80 μs，分別取脈寬為 5、10、20、40、60 μs，進(jìn)行脈寬對(duì)薄壁變形的仿真分析，結(jié)果見圖 19。 可見，在脈寬 10 μs 時(shí)，薄壁變形出現(xiàn)拐點(diǎn)，可能是兩個(gè)放電點(diǎn)產(chǎn)生的熱變形重疊，導(dǎo)致局部變形量突然增大；但從整體上而言，薄壁在Z 方向的最大變形量隨著脈寬增大而逐漸增大；在相同的脈寬條件下，入口處薄壁的變形量要比孔內(nèi)薄壁的變形量更大。

圖19 脈寬對(duì)薄壁Z 軸方向變形的影響

設(shè)置峰值電流為2 A、脈寬為60 μs，分別取脈間為 15、25、50、80、120 μs，進(jìn)行脈間對(duì)薄壁變形的仿真分析，結(jié)果見圖20?？梢?，薄壁在Z 軸方向的變形隨著脈間增大而改變不明顯，可能是間隔時(shí)間較短，放電點(diǎn)的散熱冷卻不充分，導(dǎo)致薄壁在Z 方向上的變形量變化不大；在相同脈間條件下，入口處薄壁在Z 方向上的變形量要比孔內(nèi)薄壁在Z 方向上的變形量更大。

圖20 脈間對(duì)薄壁Z 軸方向變形的影響

通過分析電流、脈寬和脈間對(duì)薄壁變形的影響可知，電流對(duì)薄壁變形影響最大，其次是脈寬，而脈間的影響作用很小；在相同的電參數(shù)條件下，入口處的薄壁變形量大于孔內(nèi)中間薄壁的變形量。 此外， 與沖液壓力為10 MPa 時(shí)造成的薄壁最大變形量（0.423 μm）相比，熱變形對(duì)薄壁的影響大于沖液壓力引起的變形。

4 電火花搖動(dòng)加工雙孔撓性薄壁工藝路線的初步設(shè)計(jì)

根據(jù)仿真結(jié)果， 在電火花搖動(dòng)加工薄壁過程中，電極轉(zhuǎn)速對(duì)電蝕產(chǎn)物排出影響較大，電參數(shù)的組合對(duì)薄壁熱變形和表面質(zhì)量影響較大，沖液壓力對(duì)薄壁整體變形影響較小。 因此，在電火花搖動(dòng)加工雙孔薄壁過程中， 可采用如圖21 所示的分步加工方法，并根據(jù)各步的加工需求設(shè)定各加工目標(biāo)并選取相應(yīng)參數(shù)，具體是：

圖21 薄壁加工工藝流程圖

（1）在小孔加工的前期，可利用高速內(nèi)沖液小孔加工機(jī)，選擇材料去除率最大的電參數(shù)進(jìn)行預(yù)孔粗加工。

（2）在對(duì)預(yù)孔進(jìn)行擴(kuò)孔、錐度修整以及去除步驟1 中小孔加工留下的底部凸臺(tái)時(shí)，可選用孔壁錐度最小的最優(yōu)參數(shù)，進(jìn)行高速旋轉(zhuǎn)電極電火花搖動(dòng)加工。

（3）對(duì)錐度修整后達(dá)到尺寸要求的預(yù)孔，采用最小翻邊寬度參數(shù)進(jìn)行半精加工。

（4）精加工時(shí)，選擇小電流、小脈寬的表面粗糙度最優(yōu)參數(shù)進(jìn)行小孔薄壁的表面質(zhì)量修整加工。

基于高速旋轉(zhuǎn)電極分步電火花搖動(dòng)加工方法，可使電火花加工對(duì)雙孔撓性薄壁細(xì)頸處的熱變形影響降低，有助于減少雙孔撓性薄壁的變形并提高其整體均勻性。

5 結(jié)論

本文以3J33B 高彈性合金為加工對(duì)象，進(jìn)行了雙孔撓性薄壁電火花搖動(dòng)加工的間隙流場(chǎng)電蝕產(chǎn)物運(yùn)動(dòng)仿真分析、沖液壓力對(duì)薄壁變形的影響仿真分析和連續(xù)多脈沖放電對(duì)薄壁熱變形的影響仿真分析，初步設(shè)計(jì)了電火花搖動(dòng)加工雙孔撓性薄壁的加工路線，得到以下結(jié)論：

（1）進(jìn)行旋轉(zhuǎn)電極電火花搖動(dòng)加工3J33B 高彈性合金小孔時(shí)，電極的自轉(zhuǎn)速度對(duì)流場(chǎng)分布影響較大，且該轉(zhuǎn)速的增加有利于電蝕產(chǎn)物的排出，而機(jī)床的搖動(dòng)速度則對(duì)流場(chǎng)分布影響較小；外沖液可改善小孔的入孔質(zhì)量，但對(duì)于深小孔加工而言，其對(duì)電蝕產(chǎn)物的排出作用有限。

（2）薄壁的變形量與外沖液壓力呈現(xiàn)正相關(guān)的關(guān)系趨勢(shì)。 當(dāng)外沖液壓力為10 MPa 時(shí)，薄壁的變形量為0.423 μm，可知外沖液壓力對(duì)薄壁變形的影響較小。

（3）薄壁的變形量基本隨著電流和脈寬的增加而增大，而脈間對(duì)薄壁變形的影響較小。 在脈寬為60 μs、 脈間為 80 μs、 峰值電流為 2 A 的條件下，1.96×10-4s 時(shí)的薄壁入口上端最大變形量達(dá)到0.906 μm，可知熱變形的影響大于沖液壓力引起的變形影響。