微磨料氣射流加工技術(shù)研究現(xiàn)狀與展望*

張桂冠，趙玉剛，趙國勇，高躍武，孟建兵，孫玉利，左敦穩(wěn)

（1. 山東理工大學(xué)先進(jìn)制造研究院，淄博 255049；2. 山東理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，淄博 255049；3. 南京航空航天大學(xué)江蘇省精密與微細(xì)制造技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210016）

磨料氣射流加工 （Abrasive jet machining，AJM）技術(shù)是利用高能射流介質(zhì)對磨料進(jìn)行加速，并通過對工件表面的沖蝕作用來實(shí)現(xiàn)材料去除。20 世紀(jì)70 年代以來，該技術(shù)逐漸發(fā)展并廣泛應(yīng)用于航空葉片氣膜孔、心血管支架、骨科植入物等領(lǐng)域的毛刺去除與表面預(yù)處理，如圖1 所示。1991 年開始，荷蘭飛利浦實(shí)驗(yàn)室花了5 年的時間，在引入精細(xì)概念的基礎(chǔ)上將其改進(jìn)為微磨料氣射流加工 （Micro-abrasive air-jet machining，MAJM）技術(shù)，并在玻璃面板上實(shí)現(xiàn)了微孔加工[1]。與激光加工和化學(xué)蝕刻技術(shù)相比，MAJM 技術(shù)因具有加工效率高、熱效應(yīng)可忽略不計、環(huán)境友好等優(yōu)勢而廣受青睞。

圖1 微磨料氣射流加工技術(shù)的應(yīng)用Fig.1 Application of micro-abrasive air-jet machining technology

近年來，隨著MAJM 中三大使能技術(shù) （微細(xì)噴嘴制造技術(shù)、高性能磨料顆粒制備技術(shù)與氣力輸送技術(shù)）的發(fā)展，使得利用固體磨料顆粒局部沖蝕作用實(shí)現(xiàn)材料去除的MAJM方法得到了飛速發(fā)展，并在硬脆材料微小零件和特征的制造領(lǐng)域表現(xiàn)出巨大的發(fā)展?jié)摿2]。現(xiàn)如今，隨著固體顆粒氣力輸送技術(shù)的發(fā)展及對MAJM 加工設(shè)備的需求，MAJM 技術(shù)已經(jīng)進(jìn)入市場應(yīng)用階段。市場上存在商業(yè)化的精密噴砂設(shè)備主要有Airbrasive Jet Technologies、Model K、Comco Inc. AccuFlo?、Crystal Mark、Swam Blaster 等，如圖2 所示。這些設(shè)備輔以CNC 系統(tǒng)均能夠?qū)崿F(xiàn)對微結(jié)構(gòu)的MAJM。目前，一些國內(nèi)外高校，如澳大利亞新南威爾士大學(xué)、加拿大多倫多大學(xué)、加拿大瑞爾森大學(xué)、英國諾丁漢大學(xué)、愛爾蘭國立都柏林大學(xué)、山東大學(xué)、南京航空航天大學(xué)、天津大學(xué)、廣東工業(yè)大學(xué)、山東理工大學(xué)、江南大學(xué)、浙江工業(yè)大學(xué)與安徽理工大學(xué)等，相繼在精密微細(xì)磨料射流加工技術(shù)與產(chǎn)業(yè)化方面投入了巨大的精力，并取得了豐碩的研究成果。

圖2 商業(yè)化的精密噴砂設(shè)備Fig.2 Commercial precision sandblasting equipments

本文在概述MAJM 技術(shù)的基本原理和發(fā)展基礎(chǔ)上，全面綜述近年來MAJM 技術(shù)的研究進(jìn)展，著重總結(jié)微磨料氣射流束發(fā)散效應(yīng)及其抑制策略、材料力學(xué)性能對材料沖蝕去除模式的影響、沖蝕加工過程磨料嵌入抑制策略、基于射流特性的微結(jié)構(gòu)沖蝕加工幾何特征、沖蝕加工表面粗糙度等方面的主要研究成果，并對微磨料氣射流加工技術(shù)的難點(diǎn)與發(fā)展趨勢進(jìn)行了展望。本文不涉及微磨料氣射流沖蝕成形的過程建模，其沖蝕加工輪廓演變的預(yù)測模型值得單獨(dú)回顧。

1 微磨料氣射流束發(fā)散效應(yīng)及其抑制策略

在MAJM 加工過程中，隨著噴射距離的增加，微磨料氣射流束的發(fā)散效應(yīng)愈加明顯[3–4]。隨著噴射距離不斷增加，空氣自由射流的流場結(jié)構(gòu)演變?yōu)閮蓚€主要區(qū)域[5]，即初始區(qū)域和主區(qū)域 （圖3）。在初始區(qū)域內(nèi)，射流束與周圍介質(zhì)因速度差而存在剪切混合層，進(jìn)而形成錐形核。錐的高度與噴嘴直徑和流體流動黏度成正比，而與射流出口速度無關(guān)。在已有的研究中，研究人員普遍將微磨料氣射流束視為整體對其流動特性進(jìn)行理論分析。例如，將空氣自由射流束發(fā)散角θA和微磨料氣射流束的發(fā)散角θP分別取值為12.5° ～ 15°和7°[6]。

圖3 空氣自由射流的流場結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Schematic diagram of flow field of air free jet

為了研究微磨料氣射流束中磨料顆粒速度的徑向分布，Li 等[6]通過高斯誤差函數(shù)對微磨料氣射流束的流場特性進(jìn)行了理論分析，建立了微磨料氣射流束中磨料顆粒速度徑向分布的計算模型，即

式中，vP（x，y=0）為磨料噴嘴中心軸線出口端Al2O3固體磨料顆粒速度，m/s；rP為微磨料氣射流束的半徑，mm。

根據(jù)Li 等[6]的研究，微磨料氣射流束的半徑rP為

Zhang 等[7]運(yùn)用CFD 仿真與高速攝影觀測技術(shù)對微磨料氣射流束的流場特征與磨料顆粒噴射過程中的運(yùn)動特性進(jìn)行了分析，如圖4 所示，發(fā)現(xiàn)當(dāng)高壓氣體通過噴嘴射出后，湍流的橫向脈動引起氣射流束與周圍空氣介質(zhì)之間的能量交換，使得圓柱狀氣射流束演變?yōu)橄蛩闹馨l(fā)散的錐狀射流束，在不同噴射距離處具有不同的發(fā)散特征；并對現(xiàn)有微磨料氣射流束中磨料顆粒速度的徑向分布高斯函數(shù)模型進(jìn)行了修正（噴射壓力0.4 MPa、磨料Al2O3粒徑25 μm）。

圖4 微磨料氣射流束的流場特征與磨料顆粒運(yùn)動特性[7]Fig.4 Flow field characteristics of micro-abrasive air-jet beam and abrasive particle motion characteristics[7]

在MAJM 過程中，微磨料氣射流束的射流特性是影響微結(jié)構(gòu)加工特征演變規(guī)律的主要因素之一。為了減小微磨料氣射流束發(fā)散效應(yīng)對微結(jié)構(gòu)加工分辨率的影響，研究人員相繼提出了掩膜式、縮短沖蝕加工距離 （Stand-off distance，SOD）與氣射流輔助聚焦式等方法。

（1）使用帶有微開口的各種金屬或光刻膠薄膜 （掩膜）黏合或夾持在工件表面上來保護(hù)其余部分免受固體顆粒侵蝕 （Solid particle erosion，SPE）的影響[8–9]。當(dāng)使用直徑10 μm的Al2O3顆粒進(jìn)行MAJM 時，可以加工出尺寸為20～30 μm 的微結(jié)構(gòu)[10]。然而，當(dāng)掩膜開口小于顆粒尺寸的10 倍時，沖蝕加工速率降低。因此，運(yùn)用掩膜來實(shí)現(xiàn)微流道加工的工藝方法使得MAJM 工藝復(fù)雜化，并且通過增加表面制備、掩膜制造與固定、掩膜去除、工件表面清潔等步驟而增加了MAJM 的工藝成本[11]。為了提高M(jìn)AJM 技術(shù)在微結(jié)構(gòu)加工應(yīng)用方面的競爭力，Nouhi 等[12]設(shè)計了一種新型可調(diào)節(jié)掩膜系統(tǒng)，如圖5（a）所示，該掩膜系統(tǒng)與噴嘴固定并通過調(diào)節(jié)掩膜與噴嘴的幾何空間位置來實(shí)現(xiàn)對磨料射流大小和形狀的控制。Sookhak 等[13]設(shè)計了一種新的旋轉(zhuǎn)掩膜裝置，如圖5（b）所示，可以實(shí)現(xiàn)對微磨料氣射流束沖蝕加工足跡大小與形狀的瞬時控制，從而加工出所需橫截面形狀的微結(jié)構(gòu)。

圖5 不同掩膜系統(tǒng)示意圖Fig.5 Diagram of different mask systems

（2）將沖蝕加工距離控制在微磨料氣射流束的初始區(qū)域內(nèi)，可有效提高微結(jié)構(gòu)寬度特征分辨率。Li 等[14]選擇小沖蝕加工距離實(shí)現(xiàn)無掩膜式MAJM，對不同噴射壓力、磨料質(zhì)量流率和沖蝕加工時間下玻璃表面微孔截面輪廓演變規(guī)律進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，孔底表面呈現(xiàn)出明顯的凸、平、凹 （反鐘形） 3 種類型形貌（圖6）；隨著磨料質(zhì)量流率和噴射壓力的變化，微磨料氣射流束截面上的磨料分布密度也改變，在低流量時微磨料氣射流束中心的磨料分布密度小于邊緣處，繼而形成凸形孔底 （圖6（a））；隨著磨料質(zhì)量流率的增加，底部表面由凸向平 （圖6（b））甚至凹狀形態(tài)（圖6（c））演變。Melentiev 等[15]采用小沖蝕加工距離對人工關(guān)節(jié)接觸面Co – Cr – Mo 合金進(jìn)行MAJM，成功地加工出了深度范圍為2 ～ 20 μm 的微流道。Zhang等[7]在此基礎(chǔ)上，提出適用聚二甲基硅氧烷 （Polydimethylsiloxane，PDMS）基片微通道加工的低溫微磨料氣射流直寫式加工技術(shù)，并研制了相關(guān)加工裝備。

圖6 不同磨料質(zhì)量流率下微磨料氣射流加工孔的形貌與橫截面輪廓[14]Fig.6 Morphology and cross section profile of holes machined by micro-abrasive air-jet under different abrasive mass flow rates[14]

（3）Luo 等[16]提出了一種通過空氣射流來實(shí)現(xiàn)對微磨料氣射流束控制與聚焦的加工系統(tǒng) （圖7），試驗(yàn)表明，在空氣射流的聚焦作用下，使得更多的磨料顆粒聚集在射流束中心處 （圖8），但會因回彈磨料二次沖擊動能的增大而導(dǎo)致磨砂區(qū)范圍增大。

圖7 微磨料氣射流聚焦式加工系統(tǒng)示意圖[16]Fig.7 Schematic diagram of jet focused micro-abrasive air-jet machining system[16]

圖8 不同約束噴嘴壓力下的磨料運(yùn)動軌跡[16]Fig.8 Abrasive particle trajectories under different constrained jet pressures[16]

綜上所述，上述3 種方法均是為減小微磨料氣射流束發(fā)散效應(yīng)對微結(jié)構(gòu)加工分辨率影響的一種嘗試。對于氣射流輔助聚焦式而言，微磨料氣射流束發(fā)散狀態(tài)的抑制主要依靠兩側(cè)氣射流束的作用來實(shí)現(xiàn)。然而，該方法的裝置復(fù)雜，且微磨料氣射流束易受兩側(cè)氣射流的擾動而出現(xiàn)加工精度差等問題。對于掩膜式加工方法而言，沖蝕加工過程中掩膜材料的沖蝕磨損及其開口邊緣反彈磨料對工件產(chǎn)生二次沖蝕作用[17–18]，致使掩膜開口尺寸的轉(zhuǎn)移誤差高達(dá)20%[19]。相比之下，采用縮短沖蝕加工距離來實(shí)現(xiàn)減小微磨料氣射流束發(fā)散效應(yīng)對微結(jié)構(gòu)加工分辨率的影響是一種行之有效的工藝方法。在減小微磨料氣射流束發(fā)散效應(yīng)對微結(jié)構(gòu)加工分辨率影響的同時，縮短了微磨料氣射流加工工藝流程，從而為微磨料氣射流加工技術(shù)在PDMS 基片U 型微流道低成本快速制備領(lǐng)域內(nèi)的應(yīng)用奠定基礎(chǔ)。

2 材料力學(xué)性能對材料沖蝕去除模式的影響

20 世紀(jì)下半葉，在石油和航空工業(yè)中發(fā)生的“異物損壞”問題引起了人們的廣泛關(guān)注。隨后，針對SPE 現(xiàn)象開展了深入研究[20–21]，在眾多學(xué)者的努力下獲得了一系列基礎(chǔ)理論成果，并取得了長足的進(jìn)步。在MAJM過程中，材料的去除形式實(shí)質(zhì)上是固體顆粒不斷撞擊靶材的一個動態(tài)沖蝕過程，主要涉及材料的變形、斷裂、切削、耕犁或這些物理過程的組合[22]。目前，MAJM 過程中主要存在2 種材料沖蝕去除模式，即脆性去除與塑性去除 （圖9[23]），下文將著重對上述兩種材料沖蝕去除機(jī)理的研究現(xiàn)狀進(jìn)行綜述。

圖9 不同力學(xué)特性材料對其磨料沖擊響應(yīng)的影響機(jī)制[23]Fig.9 Influence mechanism of materials with different mechanical properties on their abrasive impact response[23]

2.1 脆性去除機(jī)理

對于脆性材料而言，其化學(xué)鍵大都由離子鍵和共價鍵構(gòu)成，在外界載荷作用下不易產(chǎn)生位錯和滑移而表現(xiàn)出低塑性特征[24–26]。在磨料顆粒沖擊作用下脆性材料將通過裂紋的產(chǎn)生與擴(kuò)展引起局部區(qū)域發(fā)生粉末化脆性剝離，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)材料去除。由于該過程與壓痕過程類似，通常采用準(zhǔn)靜態(tài)壓痕力學(xué)理論來研究脆性材料的沖蝕加工過程。

圖10（a）[27]為典型的準(zhǔn)靜態(tài)壓痕斷裂形態(tài)示意圖，在尖銳壓頭的作用下，壓頭作用下方的基體材料會產(chǎn)生一個強(qiáng)烈的應(yīng)力場，這些強(qiáng)大的應(yīng)力 （剪切和流體靜力壓縮）會通過壓頭周圍的局部塑性流動或致密化得到緩解。當(dāng)壓頭載荷增加到一個臨界值時，就會產(chǎn)生徑向/中位裂紋，裂紋沿垂直于工件表面的方向向下傳播直至終止。當(dāng)壓力載荷卸載時，由于彈塑性失配，在塑性變形區(qū)域的底部發(fā)生側(cè)裂，并沿平行于表面的方向擴(kuò)展形成側(cè)向裂紋。Slikkerveer等[28]在硼硅酸鹽玻璃沖蝕加工表面發(fā)現(xiàn)了類似于維氏壓痕試驗(yàn)中的中位/徑向裂紋和側(cè)向裂紋，如圖10（b）所示。

圖10 硬脆材料在不同加載形式下的裂紋擴(kuò)展示意圖Fig.10 Diagram of crack propagation of hard and brittle materials under different loading modes

李全來等[29–30]發(fā)現(xiàn)單晶硅材料基體在單顆磨粒沖蝕加工下呈現(xiàn)出貝殼狀光滑解理斷裂表面，如圖11所示，這說明在單晶硅材料單顆磨粒沖擊過程中，沖擊區(qū)域側(cè)向裂紋的形成與擴(kuò)展呈現(xiàn)出非對稱分布形態(tài)，主要有3 方面原因： （1）與壓頭相比，單顆磨粒形狀具有明顯的不規(guī)則性；（2）微磨料氣射流束的發(fā)散效應(yīng)使得單顆磨粒并未以90°進(jìn)行沖蝕加工； （3）在不同晶體結(jié)構(gòu)中側(cè)向裂紋在沖擊作用點(diǎn)下方形核后的擴(kuò)展路徑具有明顯的差異性[31]。

圖11 單晶硅材料沖蝕過程中橫向裂紋擴(kuò)展圖[30]Fig.11 Transverse crack propagation during erosion of monocrystalline silicon material[30]

此外，Evans 等[32]在對多種陶瓷材料沖蝕去除機(jī)理的研究中發(fā)現(xiàn)，陶瓷材料在固體磨料沖擊作用下，其裂紋形式與準(zhǔn)靜態(tài)壓痕狀態(tài)時相比具有一定的差異性，固體磨料沖擊作用下產(chǎn)生的裂紋密度比準(zhǔn)靜態(tài)壓痕狀態(tài)下大。Jafar 等[33]假設(shè)側(cè)向裂紋始于壓痕深度的底部，而非塑性變形區(qū)的底部，基于這個假設(shè)，研究人員開展了硬脆材料沖蝕加工表面形貌預(yù)測模型研究，結(jié)果表明，沖蝕加工表面粗糙度值的預(yù)測精度提高了3 倍，但是，從壓頭端產(chǎn)生側(cè)向裂紋的物理機(jī)制尚不清楚；與準(zhǔn)靜態(tài)壓痕試驗(yàn)相比，工件材料表面對固體磨料沖擊作用的響應(yīng)時間極短，現(xiàn)階段難以對該過程進(jìn)行詳細(xì)表征。為了更好地理解固體磨料與工件表面之間的相互作用，使用數(shù)值分析方法來研究該過程是一種行之有效的方法。Qi 等[34–35]運(yùn)用離散元法對石英晶體在磨料顆粒的高速沖擊過程進(jìn)行了仿真研究，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，隨著沖蝕加工過程的進(jìn)行，剪切力引起的剪應(yīng)力只在接觸點(diǎn)附近產(chǎn)生裂紋，而法向力引起的拉應(yīng)力在裂紋擴(kuò)展過程中起主導(dǎo)作用。因此，在小沖擊加工角度和較小沖擊速度下，能夠獲得較低的材料沖蝕去除速率 （Material removal rate，MRR）和較小的亞表面損傷。

眾多學(xué)者在對基于脆性斷裂機(jī)制的材料沖蝕去除體積進(jìn)行建模時，往往需要對微觀裂紋的尺寸及其分布進(jìn)行假設(shè)，即各種裂紋的位置、大小和生長速度，以及各種裂紋之間的相互作用。這些模型最終依靠試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行定量驗(yàn)證。所有的脆性沖蝕去除模型都可以簡化為[36]

式中，W為工件材料的去除體積；ρp為固體磨料顆粒密度，kg/m3；dp為固體磨料顆粒的尺寸，m；vp為磨料顆粒沖擊速度，m/s；H、K與E分別為工件材料的硬度、斷裂韌性（MPa）與彈性模量 （MPa）；q1～q6為反映各因素對材料脆性沖蝕去除過程中裂紋擴(kuò)展程度影響的系數(shù)。

2.2 塑性去除機(jī)理

對于塑性材料而言，其材料沖蝕去除機(jī)理主要有微切削與低周疲勞等。基于微切削理論，F(xiàn)innie[37]第一個提出了較為完整的定量描述單顆磨粒沖蝕作用下靶材沖蝕去除體積與沖擊加工角度關(guān)系的理論模型 （式（4）），較好地解釋了塑性材料在小沖擊加工角度下材料去除過程；理論表明，塑性材料沖蝕去除體積與磨料顆粒的動能成正比，與靶材的流動應(yīng)力成反比，與沖擊加工角度成一定的函數(shù)關(guān)系。

式中，α為沖擊加工角度；m為單顆磨料質(zhì)量；k為法向沖擊力與切向沖擊力的比值；ψ為接觸深度與切削深度的比值；p為靶材的流動應(yīng)力。

在此基礎(chǔ)上，Hashish[38]對Finnie[37]模型做了進(jìn)一步修正，建立了考慮磨粒形狀的材料沖蝕去除體積數(shù)學(xué)模型，即

式中，Mp為磨料顆粒的總質(zhì)量，kg；Ck為表征磨料顆粒形狀對工件材料沖擊變形的影響，即

式中，Rf為固體磨料的圓度因子；σf為工件材料的斷裂強(qiáng)度，MPa。

基于赫茲接觸理論，Bitter[39]從磨料顆粒沖擊工件表面過程中能量守恒的角度出發(fā)，提出了切削變形模型來揭示塑性材料在大沖擊加工角度下法向沖擊作用載荷對材料沖蝕去除行為的影響。該模型將材料的沖蝕去除過程分為大沖擊加工角度下的變形模型Wd（式（7））和小沖擊加工角度下的切削模型Wc（式（9））。

式中，εb為靶材變形磨損系數(shù) （由試驗(yàn)獲得）；vp·sinα為磨料顆粒速度的法向分量；vel為速度閾值 （剛達(dá)到工件材料彈性極限的沖蝕速度），其大小根據(jù)赫茲接觸理論由式 （8）計算獲得。

式中，σy為彈性極限，MPa；υp與υt分別為磨料與工件材料的泊松比；Ep與Et分別為磨料和工件材料的彈性模量，MPa。

式中，?c為工件材料的磨損系數(shù) （由試驗(yàn)獲得）；C'為表征材料表面抗沖蝕硬度的系數(shù)；K1是常數(shù)。C′與K1分別由式 （10）和 （11）獲得，即

然而，Bitter 并沒有對該現(xiàn)象進(jìn)行理論闡述。Hutchings[40]結(jié)合材料的兩個力學(xué)特性，即動態(tài)硬度與高應(yīng)變率響應(yīng)特性，提出了臨界塑性應(yīng)變準(zhǔn)則。然而，對沖擊過程中材料的沖擊硬化很難進(jìn)行表征。其次，工件材料的動態(tài)硬度取決于加工條件，如磨料的材料特性、尺寸與沖擊動能等。根據(jù)測試條件的不同，聚甲基丙烯酸甲酯 （Polymethyl methacrylate，PMMA）的動態(tài)硬度從970 MPa[41]到2600 MPa[42]不等。由于MAJM過程中，塑性材料沖蝕去除是一個非常復(fù)雜的動態(tài)過程，為了進(jìn)一步弄清塑性材料沖蝕去除機(jī)理，人們在上述開創(chuàng)性研究工作基礎(chǔ)上通過對工件材料沖蝕加工表面形貌的表征來分析材料沖蝕去除行為，并取得了較大進(jìn)展[43–45]。

綜上所述，不同力學(xué)性能的工件在微磨料氣射流加工中磨料顆粒的沖蝕機(jī)理不同。在MAJM 過程中，根據(jù)工件材料力學(xué)性能合理地選擇工藝參數(shù)，對提高材料沖蝕去除速率與表面加工質(zhì)量至關(guān)重要。

3 材料沖蝕加工過程磨料嵌入抑制策略

對于高彈態(tài)PDMS 等塑性材料，在其沖蝕加工過程中往往伴隨著嚴(yán)重的磨料嵌入現(xiàn)象[41]。Getu 等[46–47]的研究發(fā)現(xiàn)，嵌入的磨料會降低沖蝕速率，并增加表面粗糙度，進(jìn)而影響微流體在微流道中的流動特性。為了弄清高分子聚合物等塑性材料沖蝕過程中磨料嵌入規(guī)律，研究人員采用SEM 與能量色散X 射線光譜 （Energy dispersive X-ray spectroscopy，EDX）等方法[48–49]對磨料顆粒嵌入程度進(jìn)行測量與表征，發(fā)現(xiàn)磨料顆粒速度[41]、沖擊加工角度[50]與靶材力學(xué)性能[51]是影響磨料嵌入程度的重要參數(shù)。Getu 等[41]指出，塑性材料微磨料氣射流加工過程中發(fā)生磨料嵌入的臨界條件為單顆磨粒沖蝕深度大于其自身半徑。為了避免磨料顆粒嵌入，研究人員相繼開展了以下兩方面研究。

（1）由于塑性材料的沖蝕行為主要為微切削去除，在塑性材料沖蝕加工過程中大都通過減小沖擊加工角度來減小磨料嵌入程度，并提高材料沖蝕去除速率[52]。對于彈性體PDMS 材料而言，研究人員對30°～ 90°沖擊加工角度范圍內(nèi)的高彈態(tài)PDMS材料磨料嵌入程度進(jìn)行了試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)隨著沖擊加工角度的減小，磨料嵌入程度得到了明顯改善[47]。

（2）在以往的研究中，許多學(xué)者逐漸認(rèn)識到低溫冷卻在改善材料加工性能與提升表面加工質(zhì)量等方面表現(xiàn)出一定的優(yōu)勢[53]，為難加工材料鈦合金[54]、纖維增強(qiáng)復(fù)合材料[55]與高分子聚合物材料[56]的高質(zhì)、高效、綠色、潔凈制造提供了工藝方案，并逐漸成為了高效低損傷精密加工領(lǐng)域關(guān)注的研究熱點(diǎn)[57–59]。

PDMS 材料在低溫下會發(fā)生玻璃化轉(zhuǎn)變 （玻璃化轉(zhuǎn)變溫度Tg= 150 K），其機(jī)械性能較高彈態(tài)時發(fā)生顯著變化[60]。Putz 等[61]發(fā)現(xiàn)彈性體材料在玻璃態(tài)時的彈性模量與摩擦性能較彈性態(tài)時有大幅度增加。相比高彈態(tài)時切削加工變形大、表面質(zhì)量差等現(xiàn)象，在低溫條件下 （玻璃態(tài)）能夠?qū)崿F(xiàn)脆性斷裂的精密加工。在此基礎(chǔ)上，Song 等[62]提出一種基于誤差補(bǔ)償機(jī)制的PDMS 低溫微加工技術(shù)，通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，隨著溫度的降低，微流道底面粗糙度也下降。因此，針對PDMS 彈性體材料在低溫下進(jìn)行加工的相關(guān)研究逐漸成為了研究熱點(diǎn)。

Muju 等[63]通過將磨料噴嘴與液氮噴嘴以對稱式布置來實(shí)現(xiàn)玻璃的低溫微磨料氣射流加工，如圖12（a）所示，試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，玻璃在液氮（LN2）輔助冷卻作用下表現(xiàn)出更大的脆性特征，即在低溫下單顆磨料沖擊玻璃所產(chǎn)生的橫向裂紋長度比室溫時大，因而表現(xiàn)出更大的MRR；然而，由于彈性體PDMS 材料的弱剛性特征，該裝置無法在加工過程中實(shí)現(xiàn)對PDMS材料的精準(zhǔn)裝夾，無法應(yīng)用于PDMS材料低溫微磨料氣射流加工。針對這一加工難題，Getu 等[47]開發(fā)了一種交叉對沖式低溫微磨料氣射流加工裝置，如圖12（b）所示，運(yùn)用該裝置對PDMS 材料進(jìn)行低溫微磨料氣射流加工試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，在低溫冷卻條件下PDMS 材料沖蝕加工過程中的磨料嵌入現(xiàn)象得到了明顯改善，材料沖蝕去除率得到了明顯提高。在此基礎(chǔ)上，Getu 等[64]對該工藝過程中的熱效應(yīng)進(jìn)行了理論研究，并將單顆磨粒去除厚度冷卻至玻璃化溫度所需的時間作為判斷依據(jù)，對PDMS 材料低溫微磨料氣射流加工過程中是否已發(fā)生玻璃化轉(zhuǎn)變進(jìn)行研究，結(jié)果表明，該厚度冷卻至玻璃化轉(zhuǎn)變溫度的時間 （0.7 ms）遠(yuǎn)小于材料的沖蝕去除時間 （7.7 ms），PDMS材料在低溫MAJM 之前已發(fā)生玻璃化轉(zhuǎn)變。在上述研究基礎(chǔ)上，為了探究不同溫度 （RT～77 K）下PDMS 材料的沖蝕加工性能，Gradeen 等[65]開發(fā)了一種液氮浸沒式低溫微磨料氣射流加工裝置，如圖12（c）所示，該裝置可通過在充滿液氮的熱交換器內(nèi)布置不同長度蛇形管來獲得不同溫度的低溫微磨料氣射流束。在此裝置基礎(chǔ)上選取不同射流溫度與沖擊加工角度進(jìn)行低溫微磨料氣射流加工試驗(yàn)[66]，研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)?shù)蜏匚⒛チ蠚馍淞魇臏囟葹楱C82 ℃和–127℃時，PDMS 材料沖蝕去除率的峰值發(fā)生在20°沖擊加工角度處，呈現(xiàn)出典型的塑性去除特征；當(dāng)射流溫度為–178 ℃時，PDMS 材料沖蝕去除率的峰值發(fā)生在30°～60°沖擊加工角度范圍內(nèi)。圖13[67]為以90°沖擊加工角度在–82 ℃與–178 ℃時，PDMS沖蝕加工表面的SEM 圖，可以看出，隨著溫度的降低，PDMS 材料表面的磨料顆粒嵌入程度也大幅度降低。因此，基于通過低溫冷卻減少磨粒嵌入這一試驗(yàn)現(xiàn)象，提出PDMS 材料的低溫微磨料氣射流加工方法的思路是可行的。

圖12 不同類型低溫冷卻輔助微磨料氣射流加工技術(shù)原理示意圖Fig.12 Schematic diagram of micro-abrasive air-jet machining technology assisted by different types of low temperature cooling

圖13 不同溫度下PDMS 沖蝕加工表面SEM 圖（90°沖擊角度）[67]Fig.13 SEM images of PDMS erosion machining surface at different temperatures(90° impact angle)[67]

對比圖12 中3 種低溫微磨料氣射流加工裝置，圖12（b）和（c）兩種裝置能夠?qū)崿F(xiàn)對PDMS 材料低溫微磨料氣射流加工。然而，圖12 （c）所示的液氮浸沒式低溫微磨料氣射流加工裝置存在諸多局限性，具體表現(xiàn)為： （1）冷卻系統(tǒng)的液氮消耗成倍增加； （2）射流束的速度、壓力和溫度相互耦合，存在顧此失彼現(xiàn)象；（3）隨著噴嘴直徑的減小，噴嘴處發(fā)生結(jié)冰堵塞的概率大大增加； （4）隨著射流束溫度的降低，磨料射流中氣體介質(zhì)容易因液化而喪失沖擊動能。相比之下，圖12（b）所示的加工裝置具有一定的啟發(fā)性，可在不犧牲磨料顆粒沖擊動能的同時大幅度降低PDMS 材料微磨料氣射流加工過程中的表面磨料嵌入程度[67]。

綜上所述，盡管通過改變沖擊加工角度或PDMS 材料力學(xué)狀態(tài)可有效減小PDMS 材料MAJM 過程中的磨料嵌入程度，但仍不能避免磨料嵌入現(xiàn)象的發(fā)生。一方面，有關(guān)PDMS材料在小于30°沖擊加工角度下沖蝕行為的研究至今尚未提及；另一方面，針對低溫冷卻輔助MAJM 技術(shù)而言，其冷卻溫度對PDMS 材料沖蝕行為的影響至關(guān)重要。然而，現(xiàn)有研究中假定PDMS 材料在液氮射流沖擊傳熱過程中的對流換熱系數(shù)保持不變，致使溫度理論預(yù)測值的最大誤差高達(dá)31%，預(yù)測精度有待提高[64]。

4 基于射流特性的微結(jié)構(gòu)沖蝕加工幾何特征

近年來，國內(nèi)外專家學(xué)者對MAJM過程中微結(jié)構(gòu)幾何特征的演變規(guī)律開展了廣泛研究。樊晶明[2]在石英基片微流道MAJM 試驗(yàn)中對不同工藝參數(shù)下的微流道幾何特性演變規(guī)律進(jìn)行了深入探討，發(fā)現(xiàn)影響微流道寬度特征的顯著因素為SOD 與噴嘴直徑，影響微流道深度特征的顯著因素為噴射壓力，而影響微流道側(cè)壁傾角的顯著因素為噴嘴直徑。Wensink等[68]研究了硅與玻璃等硬脆材料微流道MAJM 成形過程，由于掩膜材料特性與靶材沖蝕去除機(jī)制的不同，導(dǎo)致微流道橫截面輪廓在不同沖蝕加工時間下呈現(xiàn)出3 種典型幾何特征（碗形、V 形與U 形）的階段性變化。Shafagh 等[69]采用不同粒徑固體磨料顆粒 （100 μm 與10 μm）對交叉微流道進(jìn)行MAJM 的研究中發(fā)現(xiàn)，與大粒徑相比，采用小粒徑固體磨料顆粒可有效減少微流道交叉處因沖蝕滯后效應(yīng) （Blast lag）而引起的加工缺陷，如圖14 所示。

圖14 不同粒徑固體磨料顆粒的交叉微流道沖蝕加工效果[69]Fig.14 Effect of cross micro-channel erosion machining on solid abrasive particles with different particle sizes[69]

在MAJM 過程中，影響微結(jié)構(gòu)沖蝕加工幾何特性的因素眾多，包括沖蝕加工距離[70]、噴嘴幾何形狀[71]、噴射壓力[14]、沖蝕加工次數(shù)[70]、噴嘴移動速度[72]、磨料粒徑[73]、沖擊加工角度[74]、磨料硬度[75–76]、磨料質(zhì)量流率[77]、射流介質(zhì)黏度[78]等。但其根本原因在于沖蝕加工過程中磨料顆粒沖擊運(yùn)動特性的變化[79]。從這個角度來看，為了弄清微結(jié)構(gòu)加工過程中的沖蝕成形演變規(guī)律，對MAJM過程中磨料顆粒沖擊運(yùn)動特性分析已成為一個重要的切入點(diǎn)。為了弄清微磨料氣射流束在沖蝕加工過程中的運(yùn)動特性，研究人員嘗試采用流–固耦合仿真技術(shù)對其進(jìn)行探究。Nguyen 等[80]發(fā)現(xiàn)在MAJM 過程中，由于微磨料氣射流束流動特性的復(fù)雜性，磨料顆粒在一次沖擊工件表面后可能彈出 （圖15 中磨料軌跡5～7），也可能會在一次沖擊后反彈而多次撞擊工件表面 （圖15 中磨料軌跡1～4）。通常，一次磨料沖擊動能最大，二次反彈磨料沖擊動能次之。

圖15 磨料顆粒沖擊運(yùn)動軌跡類型[80]Fig.15 Type of abrasive particle trajectories[80]

Kowsari 等[81]提出了一種基于計算流體動力學(xué)的平面和曲面微磨料氣射流加工區(qū)域預(yù)測模型，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，微磨料氣射流加工區(qū)域主要由沿噴嘴中心軸線上的一次磨料沖蝕與由氣流驅(qū)動的二次磨料沖蝕造成（圖16）；同時也發(fā)現(xiàn)，磨料的反彈角度隨工件表面曲率的變化而變化，從而改變了二次磨料沖蝕區(qū)域的分布狀態(tài) （圖17）。

圖16 5 mm沖蝕加工距離下平面的磨料沖擊運(yùn)動軌跡[81]Fig.16 Abrasive particle trajectories of jets on plane targets at standoff at 5 mm erosion processing distance[81]

圖17 20 mm沖蝕加工距離下，不同曲率表面的磨料沖擊運(yùn)動軌跡[81]Fig.17 Abrasive particle trajectories of jets on curved targets with different curvations at 20 mm erosion processing distance[81]

Hu 等[82]為了改善MAJM 過程中固體磨料顆粒的流化效果，提出了一種吸入式送粉系統(tǒng)，并研究了射流介質(zhì)黏度對固體磨料顆粒沖擊運(yùn)動特性的影響行為。由于射流介質(zhì)黏度的改變，固體磨料顆粒沖擊動能及其反彈軌跡發(fā)生改變 （圖18），從而提高了U 型結(jié)構(gòu)特征微流道的成形能力。

圖18 90°沖擊加工角度下不同射流介質(zhì)對粒徑為13 μm 磨料沖擊運(yùn)動特性的影響[82]Fig.18 Influence of jet media on 13 μm abrasive particle trajectories at erosion angel of 90°[82]

綜上所述，由于微結(jié)構(gòu)微磨料氣射流加工是一個動態(tài)成形的過程，基于流–固耦合理論的微磨料射流沖擊運(yùn)動特性數(shù)值分析方法在微結(jié)構(gòu)加工特性的演變規(guī)律分析與控制方面逐漸成為人們關(guān)注的熱點(diǎn)之一。然而，對于不同力學(xué)狀態(tài)材料沖蝕加工過程中的磨料顆粒沖擊運(yùn)動分析及其對微結(jié)構(gòu)幾何特征影響的研究還未有報道。

國內(nèi)外學(xué)者開展了沖蝕加工過程中磨料沖擊運(yùn)動行為等相關(guān)的研究，發(fā)現(xiàn)在沖擊射流流場區(qū)域內(nèi)，射流與工件表面之間易形成局部高靜壓的滯留區(qū)[83]，而滯留區(qū)的停滯效應(yīng)對沖擊射流流場特性與磨料顆粒的沖擊運(yùn)動行為產(chǎn)生顯著影響[84]。為了了解流場特性對磨料顆粒沖擊運(yùn)動行為的影響，研究人員通過引入動量平衡數(shù)λ來評估磨料顆粒遵循流體介質(zhì)運(yùn)動趨勢的程度[85]。對于較小動量平衡常數(shù) （λ<<1）的磨料顆粒，流體流線對磨料顆粒運(yùn)動軌跡的影響較為顯著，垂直噴射的磨料顆粒在滯留區(qū)停滯效應(yīng)作用下偏離沖擊射流中心，并形成一個環(huán)形的高沖蝕區(qū)，即W 形表面輪廓 （圖19（a）[86]）。但滯留區(qū)停滯效應(yīng)降低了磨料顆粒的沖擊動能與沖擊角度，使材料產(chǎn)生塑性沖蝕去除，表面加工質(zhì)量較好；對于較大動量平衡常數(shù) （λ>>1）的磨料顆粒，流體流線對磨料顆粒運(yùn)動軌跡的影響不顯著。磨料顆粒以較大的沖擊動能與沖擊角度使材料產(chǎn)生脆性沖蝕去除，底部平坦度高 （圖19（b）[86]）。

圖19 不同驅(qū)動介質(zhì)射流加工的微結(jié)構(gòu)特征對比[86]Fig. 19 Comparison of microstructure characteristics of jet machining with different driving media[86]

5 結(jié)論

（1）在磨料射流微加工技術(shù)領(lǐng)域中，提高射流束的穩(wěn)定性與磨料的沖擊動能是永恒的話題。然而，隨著噴嘴直徑的縮小與各種難加工材料及微細(xì)結(jié)構(gòu)被廣泛應(yīng)用，開發(fā)能夠?yàn)楦?xì)磨粒提供更加穩(wěn)定且更大沖擊動能的新技術(shù)已迫在眉睫。

（2）目前，為了減少材料表面沖蝕加工損傷與磨料嵌入程度，一方面采用減小磨粒粒徑、磨粒硬度與噴射壓力、沖擊角度等手段減小磨粒法向沖擊力，以獲得低損傷沖蝕加工表面；另一方面則通過外部能量場輔助對工件材料進(jìn)行處理，以期獲得對材料沖蝕加工性能的調(diào)控。但是，如何在保證沖蝕加工質(zhì)量的同時提高加工效率，仍是微磨料氣射流加工技術(shù)在高使役性能微結(jié)構(gòu)加工應(yīng)用中必須解決的科學(xué)與技術(shù)難題。

（3）許多研究者認(rèn)為高速加工是解決難加工材料加工問題的有效方法，有助于提高加工效率與表面質(zhì)量，抑制亞表面損傷。在磨削中，高應(yīng)變率加載下的材料脆化有助于降低亞表面損傷深度。對于磨料射流加工技術(shù)，材料的沖蝕加工過程本身就是一種高應(yīng)變率加載的過程。然而，對于硬脆等難加工材料的沖蝕加工表面完整性的表征與評價，至今仍未有詳細(xì)的報道。此外，更是缺乏對磨料射流加工的微結(jié)構(gòu)與現(xiàn)有加工方法在表面完整性方面的橫向?qū)Ρ?。這是因?yàn)樵谖⒓庸さ牟牧先コ^程中產(chǎn)生的表面/亞表面損傷會嚴(yán)重影響產(chǎn)品的功能性和可靠性。因此，如何實(shí)現(xiàn)難加工材料的磨料射流低損傷加工和后續(xù)拋光策略已顯得尤為重要。需要進(jìn)一步說明的是，運(yùn)用材料的準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)性能難以精確揭示其真實(shí)的材料去除機(jī)理，需要引入材料的動態(tài)力學(xué)響應(yīng)行為。

（4）在對金屬等塑性材料進(jìn)行微加工時，沖蝕加工表面黏附有金屬熔滴凝固后的顆粒，這表明在磨料沖蝕加工過程中會有高溫產(chǎn)生，但令人遺憾的是，至今仍沒有能夠有效預(yù)測沖蝕溫度的理論模型。