微孔的磨料水射流拋光CFD模擬及試驗(yàn)

摘要為解決飛秒激光微孔難以?huà)伖獾膯?wèn)題，結(jié)合磨料水射流去除函數(shù)穩(wěn)定、自適應(yīng)性強(qiáng)等特點(diǎn)，采用磨料水射流拋光方法提高飛秒激光微孔質(zhì)量。利用Fluent軟件對(duì)不同工藝參數(shù)下的磨料水射流微孔拋光過(guò)程進(jìn)行計(jì)算流體力學(xué)（computational fluid dynamics，CFD）模擬，分析不同參數(shù)下的流場(chǎng)分布、侵蝕速率及壁面剪切力作用規(guī)律；然后通過(guò)響應(yīng)面法對(duì)射流靶距、射流壓力及磨料粒徑等3因素進(jìn)行優(yōu)化試驗(yàn)，以微孔內(nèi)壁面剪切力均方差為響應(yīng)值，建立其響應(yīng)面方程，獲得最佳拋光參數(shù)組合并進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。結(jié)果表明：射流壓力對(duì)微孔內(nèi)壁面剪切力的影響最大，當(dāng)射流壓力從0.80MPa增至1.50MPa時(shí)，微孔內(nèi)壁面剪切力增大2倍以上。射流的不同結(jié)構(gòu)段因性質(zhì)不同可適用于不同工況。利用響應(yīng)面法分析得到水射流微孔拋光的最佳工藝參數(shù)組合是：射流沖擊角，90°;射流靶距，3.5mm；射流壓力，1.10MPa；磨料粒徑，15.0μm。在該條件下拋光微孔內(nèi)壁面的表面粗糙度Ra降至0.354μm。磨料水射流拋光可顯著改善微孔壁面質(zhì)量，且響應(yīng)面法預(yù)測(cè)的

數(shù)據(jù)模型有較高準(zhǔn)確性。

關(guān)鍵詞磨料水射流；飛秒激光微孔；計(jì)算流體力學(xué)；壁面剪切力；響應(yīng)面法中圖分類(lèi)號(hào)TG58;TG73;TG664文獻(xiàn)標(biāo)志碼A

文章編號(hào)1006-852X（2024）04-0534-10DOI碼10.13394/j.cnki.jgszz.2023.0120

收稿日期2023-05-29修回日期2023-08-24

在工業(yè)制造領(lǐng)域中，由微孔構(gòu)成的微器件是航空航天、醫(yī)療器械、能源動(dòng)力等領(lǐng)域常見(jiàn)部件，如渦輪葉片、醫(yī)用導(dǎo)管、發(fā)動(dòng)機(jī)噴油嘴等[1]。隨著科技的發(fā)展，微器件的結(jié)構(gòu)和功能逐漸向多樣化、復(fù)雜化轉(zhuǎn)變，因此如何提高微器件的制造精度和光整度，完善其整體加工方式，進(jìn)而提升微器件的服役性能也備受關(guān)注。精密制造技術(shù)的發(fā)展推動(dòng)了微孔加工技術(shù)的進(jìn)步，如飛秒激光技術(shù)因具有精度高、能耗小的特點(diǎn)，現(xiàn)已成為微孔加工的主要方法[2]。但其在加工過(guò)程中，加工參數(shù)與工件材質(zhì)的適應(yīng)性不同，導(dǎo)致激光形成的等離子殘?jiān)e存而無(wú)法脫離，增加了微孔重鑄層的厚度，進(jìn)而使微孔產(chǎn)生微裂紋和毛刺缺陷，限制了微孔部件的進(jìn)一步推廣應(yīng)用[3]。因此，采用合理的拋光技術(shù)提高飛秒激光微孔的加工質(zhì)量顯得十分必要。但由于微孔尺寸小、結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性低、耐磨性弱，常規(guī)拋光方法難以對(duì)其進(jìn)行加工[4-5]。

近年來(lái)，適用于微孔拋光的技術(shù)主要包括磁流變拋光、激光拋光、化學(xué)拋光、磨粒流拋光和磁針磁力研磨拋光等，但這些技術(shù)大都存在加工效率低、成本高、污染環(huán)境、磨料利用率低等問(wèn)題[6-10]。磨料水射流加工"""" 技術(shù)因具有自適應(yīng)性強(qiáng)、去除函數(shù)穩(wěn)定、加工區(qū)域集中、無(wú)刀具磨損等優(yōu)點(diǎn)[11-15]，為微孔的高質(zhì)量拋光帶來(lái)""" 了可能。BALASUBRAMANIAM等[16]分析了工件被射"""" 流沖蝕的凹坑形貌，發(fā)現(xiàn)射流中心磨料較少，射流邊緣磨料的拋光能力較強(qiáng)，并對(duì)磨料的作用原理進(jìn)行了歸納。MATSUMURA等[17]將磨料水射流引入玻璃器件"" 的拋光中。KOWSARI等[18]對(duì)射流的噴嘴流場(chǎng)進(jìn)行了" 數(shù)值模擬，總結(jié)出噴嘴位置和射流沖擊角對(duì)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)影響較大。張文超等[19]對(duì)磨料水射流加工45#鋼進(jìn)行" 了試驗(yàn)研究，分析了磨料粒徑、噴嘴進(jìn)給速度、射流靶距、射流壓力對(duì)材料去除效率的影響，并對(duì)各因素的交互作用進(jìn)行了分析，為不同工藝參數(shù)對(duì)工件材料的去除機(jī)理研究提供了理論參考。黃璐云等[20]用Flu-ent軟件對(duì)噴嘴流場(chǎng)進(jìn)行三維仿真，分析了不同參數(shù)下壁面剪切力的變化規(guī)律，闡明了壁面剪切力與工件拋光效果的關(guān)系。由于磨料水射流加工包含了流體、固體及顆粒等多相的相互作用，因此對(duì)磨料水射流拋光微孔的加工過(guò)程進(jìn)行分析具有挑戰(zhàn)性。

針對(duì)飛秒激光微孔內(nèi)壁面的拋光問(wèn)題，利用Flu-ent軟件對(duì)磨料水射流拋光微孔進(jìn)行模擬，研究各工藝參數(shù)對(duì)微孔拋光效果的影響。隨后，基于響應(yīng)面法進(jìn)行優(yōu)化試驗(yàn)，獲得理論最優(yōu)工藝參數(shù)組合，并利用試驗(yàn)驗(yàn)證其拋光效果，以提高微孔內(nèi)壁面質(zhì)量。

1磨料水射流加工原理及機(jī)理

1.1磨料水射流拋光原理

磨料水射流拋光飛秒激光微孔的系統(tǒng)如圖1所示，其由動(dòng)力裝置、輸送裝置、發(fā)生裝置及循環(huán)裝置組成。拋光液經(jīng)攪拌配比后，通過(guò)隔膜泵增壓和阻尼器穩(wěn)壓，經(jīng)開(kāi)關(guān)閥控制，由噴嘴（直徑為0.6mm）將射流靜壓轉(zhuǎn)換成動(dòng)壓，對(duì)固定在工作臺(tái)的微孔工件進(jìn)行拋光。加工后的拋光液經(jīng)回流管到達(dá)回收器，可實(shí)現(xiàn)對(duì)拋光液的循環(huán)使用，提高了磨料利用率。拋光液由質(zhì)量分?jǐn)?shù)為2％的聚丙烯酰胺（polyacrylamide，PAM）、質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5％的α-氧化鋁磨料（白剛玉）與水充分混合而成，磨料的基本顆粒尺寸（簡(jiǎn)稱(chēng)“粒徑”）分別為1.0、5.0、15.0和30.0μm。

1.2磨料水射流材料去除機(jī)理

1.2.1單顆磨料的材料去除

飛秒激光微孔的結(jié)構(gòu)如圖2所示，微孔直徑為0.4mm，高度為2mm，微孔材質(zhì)為A6061-T6鋁合金。磨料水射流加工主要依靠高壓水裹挾磨料沖擊工件，通過(guò)磨料對(duì)材料表面的撞擊和去除實(shí)現(xiàn)拋光的目的。

為簡(jiǎn)化模型，將磨料設(shè)定為質(zhì)量為m、半徑為R、密度為ρ的球形顆粒。當(dāng)磨料在傾斜角度為θ、總速度為v（水平分速度為vx、豎直分速度為vy）、軸向壓力"""""" 為F時(shí)沖擊孔內(nèi)壁面，假設(shè)沖擊產(chǎn)生的凹坑深度為h，則根據(jù)赫茲彈性接觸理論，h為[21]：

（1）

式中：μ1為磨料泊松比，E1為磨料彈性模量，μ2為工件泊松比，E2為工件彈性模量。

單個(gè)磨料的運(yùn)動(dòng)方程為：

mvdv=-Fvy（2）將式（2）帶入式（1）中，積分得侵蝕的凹坑深度h為：

h=ρ+2/5R1/2ν/5（3）

聯(lián)立式（1）和式（3）得：

F=ρ）3/5+-2/5R2ν/5（4）

凹坑的體積近似為磨料沖擊工件材料的去除體積V1，根據(jù)幾何關(guān)系可得：

V1=πh2（3R-h）/3

設(shè)式（3）中的常數(shù)項(xiàng)ρ+

M，并將式（3）代入式（5）得：

V1=πM2R2ν/5（3-R-1/2ν/5）/3（6）

將射流傾斜角θ、總速度v及豎直分速度vy之間的關(guān)系式vy=vsin θ帶入式（6），得單顆磨料的材料去除體積為：

V1=πM2R2（ν sinθ）8/5[3-R-1/2（ν sinθ）4/5]/3（7）

1.2.2磨料剪切磨損的材料去除

當(dāng)磨料與工件接觸并產(chǎn)生沖擊磨損后，增大磨料的侵蝕深度，工件材料出現(xiàn)剪切磨損。FINNE[22]提出單顆磨料的剪切磨損材料去除體積V2為：

式中：P為水平方向壓力。

由上述公式可以得出，工件材料的去除體積與射流方向、射流速度及磨料粒徑密切相關(guān)。

2磨料水射流的仿真及分析

2.1磨料水射流仿真模型建立

利用Fluent軟件建立磨料水射流的有限元模型。為便于求解計(jì)算，對(duì)仿真模型進(jìn)行簡(jiǎn)化處理。圖3為噴嘴的物理模型及網(wǎng)格模型。如圖3a所示：噴嘴收縮角β=40°，圓錐段長(zhǎng)度L＝3.5mm，圓柱段長(zhǎng)度S＝2.0mm，入口直徑D＝3.0mm。為避免磨料在噴嘴中堵塞堆積，噴嘴出口處的直徑d＝0.6mm。圖3b為噴嘴計(jì)算域的網(wǎng)格模型圖，其入射角為90°，噴嘴與微孔的距離為4.2mm。為獲得更準(zhǔn)確的仿真結(jié)果，在劃分網(wǎng)格時(shí)對(duì)噴嘴圓柱段及微孔部分進(jìn)行加密處理。網(wǎng)格生成總數(shù)為259053，網(wǎng)格質(zhì)量普遍在0.75以上，滿(mǎn)足仿真求解要求。

仿真時(shí)，F(xiàn)luent求解器選擇壓力基求解器，多相流模型選擇流體體積（volume of fluid，VOF）模型，液相選擇為水，氣相選擇為空氣，離散相為磨料顆粒。水的密度為998.2kg/m3，磨料是密度為3800kg/m3的白剛玉顆粒，其質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5％。離散相模型選擇DPM（dir-ect part marking）模型，選擇RNGκ-\"湍流方程，動(dòng)量方程為二階迎風(fēng)格式，入口類(lèi)型設(shè)置為壓力入口，出口類(lèi)型設(shè)置為壓力出口，其他參數(shù)為系統(tǒng)默認(rèn)值。

2.2射流沖擊角的影響

磨料水射流微孔拋光質(zhì)量的影響因素較多，基于Fluent仿真，主要針對(duì)射流沖擊角、射流靶距、射流壓力及磨料粒徑等4個(gè)影響因素對(duì)水射流的拋光過(guò)程進(jìn)行仿真分析。

2.2.1沖擊角對(duì)微孔沖蝕的影響

基于單因素控制變量法研究不同沖擊角對(duì)流場(chǎng)分布的影響，選取的沖擊角依次為90°、60°、45°和30°，其余3個(gè)因素取值分別是射流靶距為4.2mm、射流壓力為1.00MPa、磨料粒徑為5.0μm。圖4為不同沖擊角下的微孔沖蝕云圖。隨著沖擊角減小，孔口端面的沖蝕由形狀規(guī)則的圓環(huán)向端面一側(cè)偏移，沖蝕率沿端面圓周方向遞減，最終沖蝕形狀變?yōu)閱蝹?cè)去除的新月形。當(dāng)沖擊角為90°時(shí)，射流與壁面接觸充分，孔內(nèi)壁面侵蝕均勻；當(dāng)沖擊角為60°時(shí)，孔內(nèi)上壁面部分區(qū)域未與射流接觸，不存在侵蝕，而與射流直接作用的一側(cè)則侵蝕效果明顯；當(dāng)沖擊角為45°時(shí)，磨料在微孔壁面的反射軌跡單一，壁面侵蝕僅產(chǎn)生在與磨料接觸的區(qū)域，此時(shí)微孔內(nèi)壁面的侵蝕不均勻性達(dá)到最大；當(dāng)沖擊角為30°時(shí)，孔內(nèi)上壁面仍然存在部分區(qū)域未與射流接觸。綜上可知，90°射流沖擊角更適合用于微孔壁面的加工，此時(shí)微孔壁面的沖蝕均勻性最佳。

2.2.2沖擊角對(duì)微孔壁面剪切力的影響

壁面所受剪切力與微孔拋光效果有直接聯(lián)系，剪切力越大，微孔材料去除率越高；剪切力值越均勻，微孔材料的去除量也越均勻[23]。圖5為不同沖擊角下的 微孔內(nèi)壁面剪切力散點(diǎn)圖。由圖5可以得出：沖擊角對(duì)壁面剪切力的影響較大，隨著沖擊角改變，剪切力的大小和分布變化顯著。當(dāng)沖擊角為90°時(shí)，其剪切力峰值低于其他角度時(shí)的，但剪切力值分布集中，主要分布在2000～4000Pa；當(dāng)沖擊角為60°時(shí)，其剪切力峰值達(dá)到最大，約為7000Pa，但剪切力值分布較離散，存在少部分剪切力為0的點(diǎn)；當(dāng)沖擊角為45°時(shí)，其剪切力值的離散程度最大，剪切力峰值低于90°沖擊角時(shí)的，約為6000Pa，且剪切力值為0的點(diǎn)的個(gè)數(shù)增加；當(dāng)沖擊角為30°時(shí)，其剪切力峰值繼續(xù)降低，約為5000Pa。綜上可知，當(dāng)沖擊角為60°、45°、30°時(shí)，壁面剪切力值分布離散；當(dāng)沖擊角為90°時(shí)，剪切力值分布集中，此角度下的孔內(nèi)壁面上的射流沖擊能量分布較均勻。因此，結(jié)論與上節(jié)分析相同，認(rèn)為90°射流沖擊角為最佳沖擊角度。

2.3射流靶距的影響

2.3.1射流靶距對(duì)孔口端面流場(chǎng)分布的影響

基于單因素控制變量法研究不同射流靶距對(duì)孔口端面射流速度分布的影響，選取的射流靶距依次為1.2、3.0、4.2和6.0mm，其余3個(gè)因素取值分別是沖擊角為90°、射流壓力為1.00MPa、磨料粒徑為5.0μm。圖6為不同射流靶距沖擊孔口端面的射流速度仿真云圖。

如圖6所示：隨著射流靶距增大，射流束與空氣的卷吸效果越顯著，射流在微孔端面上的速度分布越分散，微孔端面的加工范圍也就越大；當(dāng)射流靶距分別為1.2、3.0、4.2和6.0mm時(shí)，端面上的射流速度最大值分別為39、42、41和40m/s。上述現(xiàn)象表明，當(dāng)射流靶距在1.2～3.0mm時(shí)，端面上的射流未到達(dá)核心段，加速不充分，該靶距范圍內(nèi)射流速度隨著靶距的增大而增大。當(dāng)靶距在3.0～4.2mm時(shí)，端面上的射流速度由42m/s變?yōu)?1m/s，該射流靶距范圍內(nèi)的射流速度隨著射流靶距的增大先增大后減小。當(dāng)射流靶距在4.2～6.0mm時(shí)，端面上的射流進(jìn)入減速階段，該射流靶距范圍內(nèi)的射流速度隨著射流靶距的增大而減小。

綜上可知，射流靶距對(duì)射流速度有很大影響，可根據(jù)不同工件的拋光效果要求，選擇不同的射流靶距。

2.3.2射流靶距對(duì)孔內(nèi)壁面剪切力的影響

各因素變量設(shè)置與上節(jié)相同，圖7為不同射流靶距下的微孔內(nèi)壁面剪切力散點(diǎn)圖。圖7中：孔內(nèi)壁面所受剪切力與射流靶距不是簡(jiǎn)單的線性關(guān)系，當(dāng)射流靶距為1.2～3.0mm時(shí)，剪切力值的分布規(guī)律相似，壁面剪切力在1500～5000Pa，壁面剪切力隨射流靶距的增大而增大；當(dāng)射流靶距為3.0～4.2mm時(shí)，壁面剪切力在2000～5000Pa，壁面剪切力隨著射流靶距的增大而減??；當(dāng)射流靶距為6.0mm時(shí)，空氣與射流滲混造成的能量損失過(guò)多，所以該射流靶距下的剪切力迅速衰減和分散，此時(shí)孔內(nèi)壁面上的射流加工效率低，不適合作為實(shí)際加工時(shí)的試驗(yàn)取值。綜上可知，在射流靶距為3.0～4.2mm時(shí)，剪切力值較大，且分布較集中，此時(shí)磨料水射流拋光效率最高。

2.4射流壓力對(duì)孔內(nèi)壁面剪切力的影響

基于單因素控制變量法研究不同射流壓力對(duì)孔內(nèi)壁面剪切力的影響規(guī)律，選取的射流壓力依次為0.80、1.00、1.20和1.50MPa，其余3個(gè)因素取值分別是沖擊角為90°、射流靶距為4.2mm、磨料粒徑為5.0μm。圖8為不同射流壓力下的微孔壁面剪切力散點(diǎn)圖。由圖8可知：散點(diǎn)自變量與因變量強(qiáng)相關(guān)，且不同射流壓力下的剪切力值分布規(guī)律相似，剪切力隨著射流壓力的增大而增大。當(dāng)射流壓力為0.80MPa時(shí)，剪切力最小，剪切力集中分布在1500～3500Pa。當(dāng)射流壓力為1.50MPa時(shí)，剪切力最大，剪切力集中分布在3500～5500Pa。

當(dāng)射流壓力從0.80MPa增至1.50MPa時(shí)，孔內(nèi)壁面剪切力增大2倍以上。同時(shí)，當(dāng)射流壓力固定時(shí)，孔內(nèi)壁面所受剪切力隨著微孔深度的增大而減小，即微孔遠(yuǎn)端所受剪切力較小，遠(yuǎn)端拋光效果不顯著。因此，在實(shí)際試驗(yàn)中為避免該現(xiàn)象產(chǎn)生，在一定射流壓力下采用對(duì)微孔兩端周期性交替的拋光方法。

2.5磨料粒徑對(duì)孔內(nèi)壁面剪切力的影響

基于單因素控制變量法研究不同磨料粒徑對(duì)孔內(nèi)壁面剪切力的影響規(guī)律，選取的磨料粒徑依次為1.0、5.0、15.0和30.0μm，其余3個(gè)因素取值分別是射流沖擊角為90°、射流靶距為4.2mm、射流壓力為1.00MPa。圖9為不同磨料粒徑下的微孔壁面剪切力散點(diǎn)圖。從圖9可以看出：磨料粒徑與射流壓力對(duì)壁面剪切力的影響效果基本一致，剪切力值隨著磨料粒徑的增大而增大。磨料粒徑為1.0μm時(shí)，剪切力最小，集中分布在1000～2500Pa；磨料粒徑為30.0μm時(shí)，剪切力達(dá)到最大，集中分布在3000～5500Pa。因此，磨料粒徑的增大有利于微孔內(nèi)壁面剪切力的增大，但過(guò)大的粒徑會(huì)加劇噴嘴磨損，提高射流束的不穩(wěn)定性，并且會(huì)發(fā)生噴嘴堵塞現(xiàn)象。

3工藝參數(shù)優(yōu)化及試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1單因素試驗(yàn)

根據(jù)上述分析可知，最適合微孔內(nèi)壁面拋光的射流沖擊角為90°。故進(jìn)行單因素試驗(yàn)時(shí)，僅以射流靶距、射流壓力及磨料粒徑為自變量。當(dāng)磨料質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5％、射流沖擊角為90°、拋光時(shí)間為5.0min（孔口兩端面交替加工，每個(gè)端面加工2.5min）時(shí)，對(duì)以上Flu-ent仿真探討的各變量分別進(jìn)行對(duì)應(yīng)試驗(yàn)，獲得的孔內(nèi)壁面的粗糙度值如圖10所示。由圖10可知：當(dāng)改變1個(gè)參數(shù)而固定其他2個(gè)參數(shù)時(shí)，孔內(nèi)壁面粗糙度值隨著變量的增大先減小后增大。當(dāng)射流靶距為4.2mm、射流壓力為1.00MPa、磨料粒徑為15.0μm時(shí)，工件的最小粗糙度值為0.386μm。

3.2響應(yīng)面參數(shù)優(yōu)化及試驗(yàn)驗(yàn)證

為了獲得最佳的拋光工藝參數(shù)組合，利用響應(yīng)面法對(duì)磨料水射流微孔拋光的參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。將各工藝參數(shù)下的孔內(nèi)壁面剪切力的均方差Y設(shè)為響應(yīng)值，以此表征孔內(nèi)壁面所受剪切力是否均勻，響應(yīng)值Y越小，孔內(nèi)壁面剪切力越均勻，微孔的拋光效果就越好。使用Box-behnken進(jìn)行試驗(yàn)設(shè)計(jì)時(shí)，以射流靶距、射流壓力及磨料粒徑為3個(gè)因素（分別用A、B、C表示），以編碼值?1、0、1代表各因素的相應(yīng)水平[24]。試驗(yàn)設(shè)計(jì)""" 的因子及水平如表1所示。

在表1的參數(shù)下進(jìn)行13組仿真試驗(yàn)，并得到相應(yīng)數(shù)據(jù)。使用Design-Expert軟件對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行多元回歸擬合，得到自變量A、B、C與孔內(nèi)壁面剪切力均方差Y的二次回歸方程為：

Y=73.7128A2+3371.1707B2+1.1566C2-84.5386AB-1.5506AC+8.6093BC-459.3660A-5182.6651B-2.8867C+4685.7339（9）

圖11是上述3個(gè)因素兩兩交互作用對(duì)孔內(nèi)壁面剪切力均方差Y的影響響應(yīng)曲面圖。由圖11a可知：在射流壓力一定時(shí)，響應(yīng)值Y隨射流靶距的增大先減小后增大；在射流靶距一定時(shí)，響應(yīng)值Y隨射流壓力的增大先減小后增大。由圖11b可知：在射流靶距一定時(shí)，響應(yīng)值Y隨磨料粒徑的增大先平緩減小后再增大；在磨料粒徑一定時(shí)，響應(yīng)值Y隨射流靶距的增大先減小后增大。由圖11c可知：在磨料粒徑一定時(shí)，響應(yīng)值Y隨射流壓力的增大先減小后大幅增大；在射流壓力一定時(shí)，響應(yīng)值Y隨磨料粒徑的增大先減小后平緩增大。

圖11的響應(yīng)曲面坡度表明，其等高線集中，接近橢圓，說(shuō)明射流靶距、射流壓力及磨料粒徑兩兩之間的交互作用顯著。在射流沖擊角為90°時(shí)，模型預(yù)測(cè)的最佳工藝參數(shù)組合是射流靶距為3.5mm，射流壓力為1.10MPa，磨料粒徑為15.0μm。

用響應(yīng)面優(yōu)化試驗(yàn)得出的最佳工藝參數(shù)組合在磨料質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5％、射流沖擊角為90°、拋光時(shí)間為5.0min時(shí)對(duì)圖12尺寸的微孔進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，并使用VHX-500F超景深電子顯微鏡在300倍鏡頭下觀察拋光前后的微孔微觀形貌，結(jié)果如圖12所示。

由圖12可以看出：拋光前孔口端面存在毛刺、凸起及重鑄層，圓面特征不明顯；孔內(nèi)壁面存在嶙峋狀缺陷，光澤度較低；拋光后的孔口端面的毛刺和凸起等被去除，端面直徑為0.42mm，倒圓和擴(kuò)孔效果明顯。同時(shí)，孔內(nèi)壁面嶙峋狀缺陷得到去除，壁面變得光亮、均勻。使用SJ-210觸針式表面粗糙度儀測(cè)得孔內(nèi)壁面粗糙度Ra由拋光前的1.644μm降至拋光后的0.354μm，拋光效果優(yōu)于圖10中的最小粗糙度0.386μm，且拋光效率提升約3％，試驗(yàn)進(jìn)一步驗(yàn)證了響應(yīng)面法得到的模型數(shù)據(jù)有較高的準(zhǔn)確性。

4結(jié)論

通過(guò)Fluent軟件與響應(yīng)曲面優(yōu)化試驗(yàn)，對(duì)不同工藝參數(shù)下的磨料水射流拋光微孔試驗(yàn)進(jìn)行分析，得出如下結(jié)論：

（1）90°射流沖擊角適合微孔內(nèi)壁面拋光，該角度下壁面侵蝕均勻，剪切力分布集中。

（2）沖擊角一定時(shí)，孔內(nèi)壁面剪切力隨射流壓力、磨料粒徑的增大而增大，隨射流靶距的增大先增大后減小，且射流壓力對(duì)壁面剪切力的影響最大。當(dāng)射流壓力從0.80MPa增至1.50MPa時(shí)，孔內(nèi)壁面剪切力增大2倍以上。

（3）響應(yīng)面法獲得的孔內(nèi)壁面拋光最優(yōu)參數(shù)組合為：射流沖擊角，90°;射流靶距，3.5mm；射流壓力，1.10MPa；磨料粒徑，15.0μm。在此最優(yōu)參數(shù)組合及磨料質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5％、拋光時(shí)間為5.0min條件下拋光微孔，拋光后的孔內(nèi)壁面粗糙度為0.354μm，拋光效果優(yōu)于仿真各變量對(duì)應(yīng)試驗(yàn)時(shí)的最小粗糙度0.386μm。仿真與試驗(yàn)結(jié)果較為吻合，響應(yīng)面法得到的模型數(shù)據(jù)有較高的準(zhǔn)確性。

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作者簡(jiǎn)介

通信作者：韓冰，1975年生，博士、教授。主要研究方向：精密加工。

E-mail：hanb75@126.com

（編輯：周萬(wàn)里）

CFD simulation and experiments of abrasive water jet polishing for micropores

CUI Zihan1，2，HAN Bing 1，WU Pengcheng 1，LI Qing 1，3，MA Xiaogang 1，DING Yunlong 1

（1.School of Mechanical Engineeringamp;Automation，University of Science and Technology Liaoning，Anshan 114051，Liaoning，China）

（2.Dalian Company，Genertec Machine Tool Engineering Research Institute Co.，Ltd.，Dalian 116620，Liaoning，China）

（3.Aero Engine Corporation of China Dong'an Engine Company Limited，Harbin 150066，China）

Abstract Objectives：Femtosecond laser technology has become the primary method for micropore processing due to its high precision and low energy consumption.However，during the process，it is easy to cause microcracks and burrs in the micropores.Additionally，due to the small size，low structural stability and weak wear resistance of the micropores，conventional methods are ineffective in polishing them.To address the challenge of polishing femtosecond laser-pro-cessed micropores，the abrasive water jet polishing method is employed.This method leverages the stable removal func-tion and strong adaptability of the abrasive water jet to improve the quality of femtosecond laser-processed micropores.Methods：Computational fluid dynamics（CFD）simulations of the abrasive water jet micropore polishing process under different process parameters were carried out by using Fluent software.A finite element model of abrasive water jet pol-ishing for femtosecond laser-processed micropores was established under various working conditions.The flow field distribution，the erosion rate and the wall shear force under different parameters were analyzed.Corresponding experi-ments were conducted for each variable discussed in the Fluent simulation，and the variation patterns of micropore inner wall roughness were summarized.Subsequently，optimization experiments were conducted on the three factors，namely jet target distance，jet pressure and abrasive particle size，using the response surface method.The mean square error of shear force on the inner wall of the hole was taken as the response value Y，and the response surface equation was estab-lished.The optimal polishing parameter combination was obtained through the response surface equation and experi-mentally verified.Results：A jet impact angle of 90°is suitable for polishing the inner wall of the micropore，as wall erosion is uniform and the shear force distribution is concentrated at this angle.At atarget distance of 4.2 to 6.0 mm，the jet on the end face enters the deceleration stage，and the jet velocity decreases as the target distance increases.The shear force increases with increasing jet pressure.When the jet pressure is 0.80 MPa，the shear force is the smallest，concen-trated in the range of 1500 to 3500 Pa.At ajet pressure of 1.50 MPa，the shear force is the largest，concentrated in the range of 3500 to 5500 Pa.When jet pressure increases from 0.80 to 1.50 MPa，the shear force on the inner wall of the hole increases more than twice.The effects of abrasive particle size and jet pressure on wall shear force are similar.When the abrasive particle size is 1.0 μm，the shear force is the smallest，concentrated in the range of 1000 to 2500 Pa.At an abrasive particle size of 30.0 μm，the shear force reaches its maximum，concentrated between 3000 and 5500 Pa.Corresponding tests are carried out for each variable discussed in the simulation，and the minimum roughness Ra of the inner wall of the micropore was 0.386 μm.The optimal process parameter combination obtained through response sur-face analysis is as follows：jet impact angle of 90°，jet target distance of 3.5 mm，jet pressure of 1.10 MPa，and abrasive particle size of 15.0 μm.Under the optimal parameter combination，with an abrasive mass fraction of 5%and apolish-ing time of 5.0 minutes，the surface roughness Ra of the polished micropore inner wall surface was reduced to 0.354 μm，which is better than the minimum roughness of 0.386 μm observed in the simulation.Polishing efficiency is improved by about 3%，and the quality of the micropore inner wall surface is further enhanced.Conclusions：When the impact angle is constant，the shear force on the inner wall of the hole increases with increasing jet pressure and abrasive particle size.It increases first and then decreases with the increase in jet target distance，with jet pressure having the greatest in-fluence on the wall shear force.Different structural segments of the jet can be applied to different working conditions due to different properties.Additionally，the simulation and experimental results are in good agreement，and the im-provement in roughness is significant.This indicates that abrasive water jet polishing significantly enhances the quality of micropore walls，and the data model for response surface prediction has high accuracy.

Key words abrasive water jet；femtosecond laser micropore；computational fluid dynamics（CFD）；wall shear force；re-sponse surface method（RSM）