極間介質(zhì)模式對放電誘導(dǎo)燒蝕銑削影響

穆宏鵬，劉志東,*，周順程，韓云曉，邱明波,2

1. 南京航空航天大學(xué) 機(jī)電學(xué)院，南京 210016v2. 南京航空航天大學(xué) 直升機(jī)傳動(dòng)技術(shù)國家級(jí)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210016

航空航天領(lǐng)域結(jié)構(gòu)件采用的性能優(yōu)異的先進(jìn)材料越來越多，且零件毛坯多為整體鍛件，材料去除量超過80%，加工難度大，特種加工是該類型零件加工的重要手段。特種加工領(lǐng)域的電火花加工利用兩極間的電腐蝕現(xiàn)象蝕除材料，沒有宏觀切削力，非常適合難加工材料的加工，但傳統(tǒng)電火花加工材料去除率低的問題制約了其推廣應(yīng)用。為提高其材料去除率，提出了一系列高效放電加工方法，包括高速電弧銑削技術(shù)、電弧電火花復(fù)合加工技術(shù)、放電誘導(dǎo)燒蝕加工技術(shù)、短電弧加工技術(shù)等。高速電弧銑削、電弧電火花復(fù)合銑削、短電弧銑削加工均能獲得較高的材料去除率，甚至在某些情況下可以超過機(jī)械切削的水平。劉志東等提出的放電誘導(dǎo)燒蝕加工技術(shù)，其材料去除率能夠達(dá)到電火花加工的數(shù)十倍，而且加工表面質(zhì)量更好，熱影響層更薄，為進(jìn)一步提高放電誘導(dǎo)燒蝕銑削加工技術(shù)的材料去除率，許俊等采用功能電極供應(yīng)氣(氧氣)液(去離子水)到極間進(jìn)行放電誘導(dǎo)燒蝕銑削加工，材料去除率達(dá)到96.3 mm/min。張凱嘗試采用霧化介質(zhì)作為加工介質(zhì)進(jìn)行放電誘導(dǎo)燒蝕銑削加工，霧化介質(zhì)的引入一定程度上改善了燒蝕加工的放電狀態(tài)，但材料去除率仍未到100 mm/min。

放電誘導(dǎo)燒蝕加工借助火花放電來活化工件表面材料，并主要依靠燃燒作用蝕除材料，但其燃燒過程中氧氣利用率的問題并未得到重視?？琢罾傺芯堪l(fā)現(xiàn)內(nèi)噴霧燒蝕成形加工的氧氣利用率不足1%，而針對放電誘導(dǎo)燒蝕銑削加工，還未有學(xué)者研究過其氧氣利用率的大小。陳煥杰等進(jìn)行過液中噴氣電火花加工的性能研究，其對加工后的表面(45#鋼)進(jìn)行分析后發(fā)現(xiàn)，相比于液中加工以及氣中加工，采用去離子水中噴空氣進(jìn)行電火花加工后表面的氧化程度更高，其認(rèn)為這得益于放電區(qū)域周圍液體介質(zhì)對加工區(qū)域空氣的壓縮作用。由此可以推斷液中噴氣加工模式對放電誘導(dǎo)燒蝕銑削加工氧氣利用率的提升有益，從而提升其材料去除率。

為探究不同極間介質(zhì)模式對于放電誘導(dǎo)燒蝕銑削的材料去除率、相對電極損耗率及氧氣利用率等其他工藝性能的影響，設(shè)計(jì)了內(nèi)噴霧、液中噴霧、液中噴氣3種極間介質(zhì)模式的對比試驗(yàn)。

1 加工原理

試驗(yàn)采用凝華NH850F型電火花成形機(jī)床經(jīng)改造而成的放電誘導(dǎo)燒蝕高效復(fù)合加工機(jī)床，如圖1所示。圖1右邊所示為液中噴氣加工所用裝置，加工時(shí)直接將氧氣通過中空管電極通入液體介質(zhì)中的加工區(qū)域。

圖1 試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.1 Test system

圖2 不同極間介質(zhì)模式加工原理圖Fig.2 Schematic diagram of different gap dielectric mode

3種模式的加工原理如圖2所示。其中內(nèi)噴霧和液中噴霧模式均采用氣助霧化噴嘴將氧氣與工作液霧化，二者的差異在于內(nèi)噴霧模式是將氣液混合介質(zhì)流噴入空氣氛圍中的加工區(qū)域，后者則是噴入工作液當(dāng)中。而液中噴氣模式是將氧氣通過管電極直接噴入工作液當(dāng)中。3種加工模式均采用正極性加工，即工件接正極，電極接負(fù)極。加工時(shí)電極高速旋轉(zhuǎn)，按照數(shù)控程序進(jìn)給。

2 試驗(yàn)設(shè)置

2.1 試驗(yàn)參數(shù)

對比試驗(yàn)參數(shù)如表1所示。霧化量指的是單位時(shí)間內(nèi)采集的霧化介質(zhì)中液相冷凝的體積，采用70～80 mL/min的霧化量是為了使2種噴霧模式獲得較優(yōu)加工性能而進(jìn)行優(yōu)選的結(jié)果。試驗(yàn)中采用紫銅管電極，工件采用Cr12模具鋼。采用純凈水稀釋JR1A線切割工作液。對加工前后的工件和電極采用酒精中超聲清洗，干燥后稱重求差。3種模式的材料去除率(Material Removal Rate, MRR)用單位時(shí)間內(nèi)工件材料體積蝕除量(mm/min)計(jì)量，按式(1)計(jì)算，相對電極損耗率(Relative Electrode Wear Rate, REWR)用電極體積損耗量與工件體積蝕除量的百分比計(jì)量，按式(2)計(jì)算。

(1)

(2)

式(1)、(2)中：和分別為加工過程中工件蝕除的體積(mm)和電極損耗的體積(mm)；為加工時(shí)間(min)。

表1 不同模式對比試驗(yàn)參數(shù)

2.2 氧氣利用率計(jì)算

為了考察在表1參數(shù)時(shí)3種模式加工中氧氣利用程度的相對差異，利用式(3)進(jìn)行燃燒反應(yīng)氧氣利用率的計(jì)算：

(3)

式(3)中：為放電誘導(dǎo)燒蝕銑削加工中參與燃燒反應(yīng)消耗氧氣物質(zhì)的量(mol)；為加工前后氧氣瓶中消耗氧氣物質(zhì)的量(mol)。

為便于計(jì)算，假設(shè)在放電誘導(dǎo)燒蝕銑削加工過程中，僅存在放電蝕除和燃燒蝕除兩種材料蝕除方式，且二者相對獨(dú)立。楊曉冬研究發(fā)現(xiàn)，電火花加工過程中放電蝕除率不到10%，將放電誘導(dǎo)燒蝕銑削加工過程中的放電蝕除率作10%考慮，因此該過程的燃燒蝕除率為90%。稱重得到工件加工前后的質(zhì)量差后，加權(quán)考慮此比例以計(jì)量燃燒蝕除量。試驗(yàn)中采用Cr12模具鋼作為工件材料，其成分如表2所示，為便于計(jì)算，將其成分簡化為：88%的鐵元素及12%的鉻元素。

表2 Cr12模具鋼材料元素組分Table 2 Element composition of Cr12 mold steel material

采用化學(xué)反應(yīng)式(4)、式(5)分別進(jìn)行鐵元素燃燒及鉻元素燃燒氧氣消耗量的計(jì)算，考慮到放電通道溫度達(dá)到10 000 ℃的數(shù)量級(jí)，同時(shí)極間通入了高純氧氣，故假設(shè)Fe均轉(zhuǎn)換成了FeO，而后采用式(6)計(jì)算。

3Fe+2O=FeO

(4)

4Cr+3O=2CrO

(5)

=+

(6)

式(6)中：、分別為Fe、Cr燃燒反應(yīng)消耗的氧氣量(mol)。

試驗(yàn)中采用15.6 L容積的高純氧氣作為氧氣來源，3種模式均以消耗1 MPa(氧氣瓶瓶壓減少1 MPa)為試驗(yàn)停止節(jié)點(diǎn)。試驗(yàn)時(shí)室溫15 ℃左右，計(jì)為15 ℃，結(jié)合不同模式加工前后的氧氣瓶壓力數(shù)值，利用Redlich-Kwong方程計(jì)算出對應(yīng)壓力及溫度下的氧氣壓縮系數(shù)(表3)，而后采用實(shí)際氣體狀態(tài)方程(式(7))計(jì)算室溫15 ℃、不同壓力時(shí)瓶中氧氣物質(zhì)的量，不同模式加工前后該量之差即為。

表3 溫度15 ℃、不同壓力時(shí)對應(yīng)的氧氣壓縮系數(shù)Z

1 000=

(7)

式(7)中：為瓶中氧氣壓力(MPa)；為氧氣瓶容積(L)；為氧氣壓縮系數(shù)；為氧氣瓶中氧氣的物質(zhì)的量(mol)；=8.314(L·kPa)/(K·mol)為理想氣體常數(shù)；為熱力學(xué)溫度(K)。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 試驗(yàn)結(jié)果

3種模式加工的材料去除率以及相對電極損耗率如圖3所示。

圖3 3種模式的材料去除率及相對電極損耗率Fig.3 MRR and REWR of three modes

由圖3中可以看出，液中噴氣燒蝕銑削加工的材料去除率最高，相比內(nèi)噴霧燒蝕銑削提高了7.10%，相比液中噴霧燒蝕銑削提高了27.42%，達(dá)到131.86 mm/min，同時(shí)其相對電極損耗率是3種模式中最小的，相比內(nèi)噴霧燒蝕銑削降低了72.11%，相比液中噴霧燒蝕銑削降低了74.64%。液中噴霧加工的材料去除率是3種模式中最低的，同時(shí)其相對電極損耗率超過7%。

放電誘導(dǎo)燒蝕銑削加工過程中，主要依靠燃燒反應(yīng)來蝕除材料，氧氣作為燃燒化學(xué)反應(yīng)的反應(yīng)物，其參與式(4)、式(5) 2種反應(yīng)的比例對其材料去除率具有重要影響。經(jīng)計(jì)算得到3種加工模式的氧氣利用率如圖4所示。

圖4 3種模式的氧氣利用率Fig.4 Oxygen utilization rate of three modes

從圖4中看出，液中噴氣加工的相對氧氣利用率最高，達(dá)到0.81%，相比內(nèi)噴霧燒蝕銑削，氧氣利用率提高約44.64%，液中噴霧模式的氧氣利用率最低?？梢钥闯觯捎跓g銑削加工中極間存在氧氣的泄漏，3種模式中大部分氧氣未直接參與燃燒反應(yīng)，對于極間主要起到了冷卻、促進(jìn)排屑等作用。

3.2 試驗(yàn)分析

3.2.1 加工穩(wěn)定性

由3.1節(jié)試驗(yàn)結(jié)果可知，液中噴氣模式表現(xiàn)出高效率低損耗的性能特點(diǎn)，尤其這一模式的相對電極損耗率相比內(nèi)噴霧模式降低72.11%。而放電狀態(tài)對于電火花加工的材料去除率影響重大。為反映加工時(shí)的放電狀態(tài)，采集了3種模式加工時(shí)的放電波形，如圖5～圖7所示。

從圖5(a)、圖6(a)、圖7(a)對比可知，相比于內(nèi)噴霧模式和液中噴霧模式存在大量的短路拉弧狀態(tài)，液中噴氣模式的短路拉弧幾率大幅減小，這是液中噴氣模式相對電極損耗率遠(yuǎn)低于前兩者的根本原因，而且液中噴氣模式中有一定擊穿延時(shí)的放電波形占有相當(dāng)比重，說明該模式極間介質(zhì)狀態(tài)良好。從圖5(b)、圖6(b)、圖7(b)中可以看出，內(nèi)噴霧模式、液中噴霧模式、液中噴氣模式的擊穿電壓分別達(dá)到了200、82、99 V。

為探究極間介質(zhì)狀態(tài)，在其他參數(shù)相同的條件下采集了液中以及氧氣中電火花銑削加工的放電波形，如圖8所示，二者擊穿電壓分別為70 V以及200 V。結(jié)合圖5(b)以及圖8(b)分析可知，內(nèi)噴霧的擊穿電壓與氣中加工非常接近，可認(rèn)為內(nèi)噴霧近似是在氣中加工。而液中噴霧加工和液中噴氣加工的擊穿電壓都高于液中加工(70 V)，王祥志等研究了混氣電火花加工中的氣泡現(xiàn)象，發(fā)現(xiàn)氣體的通入能夠提高液體介質(zhì)的擊穿電壓，同時(shí)介質(zhì)的放電間隙隨著氧氣壓力的增大而不斷減小。故認(rèn)為液中噴霧加工和液中噴氣加工極間均是處于氣液混合的狀態(tài)，同時(shí)其放電間隙小于液中加工，這與陳煥杰等的試驗(yàn)結(jié)果是一致的。

圖5 內(nèi)噴霧燒蝕銑削放電波形Fig.5 Discharge wave form of near-dry EDM ablation milling

圖6 液中噴霧燒蝕銑削放電波形Fig.6 Discharge wave form of submerged mist-jetting EDM ablation milling

圖7 液中噴氣燒蝕銑削放電波形Fig.7 Discharge wave form of submerged gas-jetting EDM ablation milling

圖8 液中、氣中電火花銑削放電波形Fig.8 Discharge wave form of EDM milling in liquid medium and gas medium

有學(xué)者認(rèn)為采用氣助霧化噴嘴產(chǎn)生的霧化介質(zhì)進(jìn)行電火花加工時(shí)，因?yàn)槠洚a(chǎn)生的霧化介質(zhì)顆粒比較大，容易出現(xiàn)霧滴將兩極間連通的現(xiàn)象，所以加工中短路率比較高。因?yàn)樵囼?yàn)中同樣采用氣助霧化噴嘴作為霧化介質(zhì)產(chǎn)生裝置(圖2), 2種噴霧模式中霧化介質(zhì)顆粒大小或許超過放電間隙，使得兩極間聯(lián)通(圖9(a)和圖9(b))，促使短路率比較高，而且線切割工作液粘度遠(yuǎn)高于氣體介質(zhì)，放電之后，蝕除產(chǎn)物在飛濺排除時(shí)容易黏附在大顆粒液滴上，排出比較困難，容易堆積在極間，使得短路現(xiàn)象頻繁出現(xiàn)，另外，線切割工作液具有一定的導(dǎo)電性(經(jīng)實(shí)際測試，試驗(yàn)所用稀釋后的線切割工作液的導(dǎo)電率為2 646 μS/cm)，這也加劇了在液中噴霧及內(nèi)噴霧加工中短路拉弧現(xiàn)象的產(chǎn)生，從而導(dǎo)致電極損耗比較大。

圖9 3模式加工極間介質(zhì)狀態(tài)示意圖Fig.9 Dielectric condition schematic diagram under different modes in discharge gap

而在液中噴氣加工時(shí)極間混入了大量氣體，致使極間部分空間被氣泡占據(jù)，如圖9(c)所示，極間呈現(xiàn)出氣液介質(zhì)分層的狀態(tài)，氣泡在電極運(yùn)動(dòng)的離心力和浮力作用下具有向四周運(yùn)動(dòng)和向上浮動(dòng)的趨勢，能夠黏附并帶走極間產(chǎn)生的顆粒物，使得排屑順暢，因此短路拉弧現(xiàn)象遠(yuǎn)少于液中噴霧模式和內(nèi)噴霧模式，故其相對電極損耗遠(yuǎn)低于液中噴霧和內(nèi)噴霧。

3.2.2 加工表面微觀形貌

為考察不同模式加工后表面的形貌，對3種模式加工后的工件表面進(jìn)行了顯微分析。圖10(a)、圖10(b)、圖10(c)分別為內(nèi)噴霧、液中噴霧、液中噴氣3種模式加工后的工件表面掃描電子顯微鏡(Scanning Electron Microscope, SEM)圖像。

從圖10(a)、圖10(b)、圖10(c)對比可得，液中噴氣模式加工的表面相比內(nèi)噴霧模式和液中噴霧模式熔化凝固物黏附得比較少，表面更為平整，經(jīng)表面粗糙度檢測發(fā)現(xiàn)液中噴氣模式的表面粗糙度為=6.311 μm，而內(nèi)噴霧、液中噴霧表面粗糙度分別為=8.257 μm、=7.500 μm。將液中噴氣加工后的截面進(jìn)行金相觀察，其熔化凝固層厚度在17 μm左右，如圖11所示。

圖10 不同模式加工表面微觀形貌Fig.10 Micromorphology of machined workpiece surface under different modes

圖11 液中噴氣加工后的橫截面金相顯微圖Fig.11 Metallographic observation of cross section after submerged gas-jetting EDM ablation

對不同模式加工表面的成分進(jìn)行了能譜分析，結(jié)果如圖12～圖14所示。

由于燒蝕加工的燃燒反應(yīng)由放電蝕除坑邊緣誘發(fā)，故選擇不同加工表面放電坑周圍熔化凝固物所在區(qū)域進(jìn)行能譜分析，以分析三者燃燒反應(yīng)的差異?？梢钥闯?，液中噴氣模式掃描區(qū)域的氧元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)到8.61%，明顯高于內(nèi)噴霧加工(5.58%)和液中噴霧加工(6.90%)。由于液中噴氣模式和液中噴霧模式加工區(qū)域存在液體的壓縮作用，二者的氧化燃燒反應(yīng)更為劇烈。液中噴氣模式的正常放電狀態(tài)比較多，放電活化作用范圍更大，更能促進(jìn)燃燒反應(yīng)發(fā)展，而后者則因?yàn)榭蛰d以及短路拉弧現(xiàn)象頻繁出現(xiàn)(圖6(a))，導(dǎo)致放電活化作用受限，燃燒反應(yīng)的規(guī)模較小，因此其氧氣利用率更低。內(nèi)噴霧模式不如液中噴氣加工中存在液體對于氧氣的聚集壓縮作用(圖9(c))，同時(shí)也存在較多的非正常放電狀態(tài)，放電活化作用受到限制，導(dǎo)致其氧氣利用率也比較低，因此其材料去除率低于液中噴氣加工。

圖12 內(nèi)噴霧加工工件表面能譜分析Fig.12 Energy spectrum analysis of machined workpiece surface after near-dry EDM ablation

圖13 液中噴霧加工工件表面能譜分析Fig.13 Energy spectrum analysis of machined workpiece surface after submerged mist-jetting EDM ablation

圖14 液中噴氣加工工件表面能譜分析Fig.14 Energy spectrum analysis of machined workpiece surface after submerged gas-jetting EDM ablation

為分析3種介質(zhì)模式對電極損耗的影響，對3種模式加工后的電極表面進(jìn)行分析，能譜分析區(qū)域均選擇電極表面放電坑周圍的熔化凝固區(qū)域。從電極表面能譜分析結(jié)果(圖15～圖17)可以看出，3種模式加工后的電極表面均存在鍍覆現(xiàn)象，而液中噴氣加工模式電極表面工件成分(如鐵元素、鉻元素)含量是最高的，質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)到58.93%，其他2種模式的鐵、鉻元素含量之和分別為56.25%和50.51%，均小于液中噴氣模式。這表明液中噴氣模式時(shí)電極表面的反鍍作用強(qiáng)于液中噴霧和內(nèi)噴霧模式，而反鍍作用一定程度上補(bǔ)償了電極損耗。而液中噴氣模式反鍍作用更強(qiáng)也表明該模式加工時(shí)蝕除產(chǎn)物在反鍍過程中受到的阻力小，考慮到極間處于氣液分層的狀態(tài)，認(rèn)為電極一側(cè)端面近似是在氣體包裹中，如圖9(c)所示。

圖15 內(nèi)噴霧加工電極表面能譜分析Fig.15 Energy spectrum analysis of machined electrode surface after near-dry EDM ablation

圖16 液中噴霧加工電極表面能譜分析Fig.16 Energy spectrum analysis of machined electrode surface after submerged mist-jetting EDM ablation

圖17 液中噴氣體加工電極表面能譜分析Fig.17 Energy spectrum analysis of machined electrode surface after submerged gas-jetting EDM ablation

4 加工樣件

采用表1所示參數(shù)分別進(jìn)行了內(nèi)噴霧、液中噴霧、液中噴氣3種模式的放電誘導(dǎo)燒蝕銑削樣件加工，采用的紫銅電極外徑8 mm，加工出的Cr12模具鋼樣件如圖18所示，數(shù)控程序軌跡為15 mm×15 mm的正方形，加工深度8 mm，加工過程中未進(jìn)行電極補(bǔ)償。3種模式型腔加工所體現(xiàn)的性能規(guī)律與圖3中一致。由圖18所示的實(shí)際加工深度對比可知，相比于內(nèi)噴霧和液中噴霧，液中噴氣模式的放電誘導(dǎo)燒蝕銑削加工具有較低的相對電極損耗率。3種模式加工所用電極如圖19所示。

圖18 不同模式放電誘導(dǎo)燒蝕銑削加工型腔Fig.18 Cavities machined by different EDM ablation milling

圖19 不同模式放電誘導(dǎo)燒蝕銑削加工用電極Fig.19 Electrodes used in different EDM ablation milling

5 結(jié) 論

1) 極間介質(zhì)模式對放電誘導(dǎo)燒蝕銑削工藝指標(biāo)具有很大的影響，液中噴氣模式的擊穿電壓介于液中加工和氣中加工之間，其極間處于氣液介質(zhì)分層狀態(tài)。

2) 液中噴氣模式排屑性能良好，相比于內(nèi)噴霧和液中噴霧加工，短路拉弧現(xiàn)象出現(xiàn)比例很小，因而其相對電極損耗率遠(yuǎn)低于內(nèi)噴霧和液中噴霧加工，達(dá)到1.81%，不到內(nèi)噴霧模式的1/3。

3) 液中噴氣放電誘導(dǎo)燒蝕銑削的加工區(qū)域處于液相包裹中，其氧氣利用率高于內(nèi)噴霧模式，能夠達(dá)到0.81%，其材料去除率達(dá)到131.86 mm/min，較內(nèi)噴霧模式提升7.10%。