用磁性微磨料射流技術(shù)光整加工交叉深孔內(nèi)壁

關(guān)鍵詞磁性微磨料射流；交叉深孔；多物理場仿真；工藝參數(shù)；響應(yīng)面法

中圖分類號TG73;TG58;TG356.28 文獻(xiàn)標(biāo)志碼A

文章編號 1006-852X（2025）02-0245-11

DOI碼 10.13394/j.cnki.jgszz.2023.0277

收稿日期 2023-12-19修回日期2024-03-28

精密微小通孔類零件在航空航天器冷卻通道、高靈敏度器件、液壓件、渦輪發(fā)動機(jī)中應(yīng)用廣泛[1-2]。但由于目前制造技術(shù)的限制，交叉微小孔等形狀復(fù)雜的精密零件內(nèi)壁往往會出現(xiàn)毛刺、劃痕、積瘤等缺陷，如不進(jìn)行光整處理，其會在服役過程中斷裂脫落，從而劃傷工件或造成微小孔堵塞等。這引起了國內(nèi)外學(xué)者及企業(yè)的廣泛關(guān)注，并進(jìn)行了多種工藝試驗。

目前常用的光整加工技術(shù)，如磁流變拋光、電化學(xué)拋光、磨粒流拋光、磁針磁力研磨技術(shù)等，在光整交叉微小通孔時都存在加工效率低、加工尺寸有局限性、加工質(zhì)量差且污染環(huán)境等問題[4-8]，無法達(dá)到對交叉微小孔等復(fù)雜零件內(nèi)壁光整加工的要求。而磨料水射流技術(shù)具有自適應(yīng)強(qiáng)、柔性加工等特點，在加工縫隙凹槽、復(fù)雜形狀內(nèi)壁底部邊緣特征時存在一定的優(yōu)勢[。磁場輔助磨料水射流光整加工技術(shù)是在磨料水射流技術(shù)的基礎(chǔ)上采用添加磁場的方式，控制磁性磨料在射流中的運(yùn)動軌跡，可進(jìn)一步提高工件的加工精度和加工效率。且當(dāng)今的磁性微磨料射流技術(shù)主要用于后混合磨料射流的平面光整加工，而對于前混合磨料射流的型腔類、微小通孔類零件的內(nèi)表面光整加工研究較少。為此，提出磁性微磨料射流聚焦光整加工技術(shù)，對交叉深孔內(nèi)壁及相貫處進(jìn)行光整加工。

因此，根據(jù)磁性微磨料射流技術(shù)光整加工原理和材料去除機(jī)理，采用有限元法和離散元法耦合進(jìn)行建模仿真，對比參數(shù)對深孔內(nèi)壁加工效果的影響，得出較好的試驗參數(shù)；最后對交叉深微孔工件的內(nèi)壁和相貫處進(jìn)行光整加工試驗并對試驗結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析。

1磁性微磨料射流光整加工簡介

1.1加工原理

磁性微磨料射流光整加工系統(tǒng)由動力裝置、輸送裝置、磁場發(fā)生裝置及循環(huán)裝置組成，其使用的光整研磨介質(zhì)由燒結(jié)的 a-Al₂O₃ 磁性磨料搭配研磨液組成，a-Al₂O₃ 磁性磨料由鐵粉與 a-Al₂O₃ 磨料采用燒結(jié)法制備而成。研磨介質(zhì)成分及參數(shù)如表1所示。

研磨介質(zhì)通過增壓裝置柱塞泵增壓，經(jīng)過流量調(diào)節(jié)器調(diào)整后進(jìn)人輸送管路。在輸送階段會經(jīng)過脈沖阻尼器將壓力穩(wěn)定，最后經(jīng)開關(guān)閥控制，由噴嘴將混合均勻的研磨介質(zhì)由靜壓轉(zhuǎn)換成動壓從而形成高速射流，通過高速射流對工件表面進(jìn)行沖蝕及剪切，完成特定部位的光整加工[10-1]。噴嘴是磨料水射流加工的關(guān)鍵部件，查閱資料發(fā)現(xiàn)12：錐柱形噴嘴的加速性能較好，其流場分布更均勻，加工效果更好，所以采用錐柱形噴嘴。在輸送方式上，為減小射流噴出后射流動能的損失，且磨料在射出后能與研磨液混合更均勻，故采用前混合式輸送方式[13]。通過電磁線圈產(chǎn)生的電磁場使射流中的磁性磨粒受到軸向力作用而產(chǎn)生聚集，從而使更多的磨料匯聚在射流中心，實現(xiàn)一定程度的定點加工，以提高加工效率和光整質(zhì)量。加工裝置如圖1所示。

由圖1可知：磁場裝置主要由直流電源、螺線管電磁線圈、繼電器、電位器等組成，其中的直流電源用來提供電流，繼電器控制電路的通斷，電位器控制電流的大小，且通過改變電流大小來改變電磁線圈產(chǎn)生的磁場強(qiáng)弱。

在磁性微磨料射流光整加工中，垂直交叉結(jié)構(gòu)的工件實物圖及噴嘴物理模型見圖2，工件的孔內(nèi)徑為2.0mm ，壁厚為 1.0mm ，孔深度為 15.0mm 。

如圖2所示：在磁性微磨料射流光整加工交叉微小通孔的過程中，噴嘴的中軸線與孔內(nèi)壁面平行，且為了保證加工均勻性可使工件繞軸心勻速旋轉(zhuǎn)[]

1.2材料去除機(jī)理

磁性微磨料射流技術(shù)對材料的去除方式可分為2種：一種是磨料整體對工件進(jìn)行沖擊磨損去除，另一種是磨料鋒利的銳角和棱邊切削刃對工件進(jìn)行劃擦和微切削的剪切磨損去除。

根據(jù)實際情況，將磨料設(shè)定為帶有棱邊和銳角的不規(guī)則顆粒。首先分析磨粒對工件的沖擊磨損去除，其沖擊剪切工件模型如圖3所示。由圖3可知：單顆磨料沖擊工件表面，設(shè)磨粒半徑為 R ，速度為 u ，沖擊產(chǎn)生的凹坑默認(rèn)是半徑為 r 的規(guī)則圓形。推導(dǎo)不同角度下磨粒對工件的實際去除體積[14]，可得：

其中： V₁ 為磨粒對工件的實際去除體積， α 為人射角（磨粒運(yùn)動方向與工件表面之間的夾角）， U 為固定常數(shù)。

磨粒在對工件產(chǎn)生沖擊磨損時，也會伴隨著剪切磨損的發(fā)生。當(dāng)磨粒以入射角 β 、速度 u₁ 作用于工件時，忽略粒子自轉(zhuǎn)，參考Fluent軟件中的單顆磨粒對工

件產(chǎn)生的剪切磨損，其材料去除體積為

式中： V₂ 為磨粒對工件的剪切去除體積， m 為單顆磨粒質(zhì)量， p 為水平流動應(yīng)力。

綜上，磁性微磨料射流工藝的材料去除總體積 V 為：

V=μN(yùn)（V_i+V₂）

式中： μ 為磨粒分布系數(shù)， N 為單位時間作用在工件上的磨?？倲?shù)量。

由式（3）可以看出：工件加工效果和材料去除體積與射流速度、單位時間作用在工件上的磨粒總量、工件材料強(qiáng)度、沖蝕角度、單顆磨粒質(zhì)量密切相關(guān)。

2數(shù)字化建模仿真及分析

2.1仿真模型建立

為了明確磁性微磨料射流技術(shù)對交叉微小通孔的加工機(jī)理，利用有限元和離散元軟件建立物理可視化模型來耦合仿真，通過耦合接口將磁場力導(dǎo)入離散元仿真軟件中。物理可視化模型截面見圖4。

如圖4所示：A-A向為壓力入口，B-B向為壁厚，C-C向為壓力出口。仿真求解器選擇RNG κ-ε 湍流模型，多相流采用VOF多相流模型，選擇DPM為離散相模型；同時液相為水，氣相為空氣，離散相是基本顆粒尺寸為 50μm 的磁性 a-Al₂O₃ 磨料顆粒。模型中噴嘴的收縮角為 60^° ，噴嘴直徑為 1.0mm 。噴嘴劃分的網(wǎng)格單元尺寸為 0.15mm ，網(wǎng)格數(shù)量為 311801 。噴嘴的入口壓力為 1.0MPa ，出口壓力為1個標(biāo)準(zhǔn)大氣壓。

2.2磨料與射流的仿真分析

由前述公式可知在磨料水射流光整加工過程中，磨料速度對工件材料去除量產(chǎn)生較大影響，而磨料速度是射流的裹挾作用提供的。通過在仿真過程中跟蹤射流中單個磨料顆粒的運(yùn)動軌跡和速度變化，對比磨料顆粒與流體的速度變化關(guān)系曲線，如圖5所示。由圖5可以看出：磨料顆粒速度隨著射流速度的變化而變化，二者變化的趨勢大致相同，且磨料在噴嘴出口處的速度約為射流流體速度的0.95倍[15]。

為更好地探究噴嘴內(nèi)流速場的變化情況，建立噴嘴的仿真模型，噴嘴內(nèi)部的速度仿真結(jié)果如圖6所示。由圖6可明顯看出：噴嘴內(nèi)的最大速度集中在靠近噴嘴中軸線位置，且隨著其徑向距離增大，射流速度逐漸下降，在靠近噴嘴壁面處時射流速度降到最低。

對磨料水射流沖擊鋁合金板材的一點進(jìn)行仿真。根據(jù)實際情況，為保證試驗件形變明顯且不被破壞，設(shè)置壓強(qiáng)為 0.8MPa ，靶距為 20.0mm ，噴嘴直徑為 1.2mm 。使用Workbench軟件將Fluent中射流對鋁合金板材的受力導(dǎo)到靜力分析模型中，板材工件的形變情況如圖7所示。從圖7可明顯看出：越靠近中心軸線處形變越明顯，凹陷程度越大，進(jìn)一步驗證射流噴出后越靠近噴嘴中軸線處的射流速度越大且動能越強(qiáng)[16-20]。

綜上，流體流速越大則磨料速度越大，對工件的去除力越大，加工效果越明顯[21]。因此，噴嘴中軸線位置動能越大加工效果越好。為提升射流沖蝕效果可將噴嘴中軸線對準(zhǔn)被加工工件表面，以提高加工效率?？蓳?jù)此對交叉微孔內(nèi)壁及棱邊毛刺進(jìn)行定點去除。

磨料顆粒是磨料水射流加工的主要研磨工具。目前常見的磨料水射流工藝均為磨料顆粒經(jīng)過噴嘴穩(wěn)流段后射出，但磨料顆粒射出噴嘴后會發(fā)散，導(dǎo)致其加工區(qū)域不均勻，無法實現(xiàn)定點加工。因此，磁性微磨料射流技術(shù)是在磨料水射流工藝基礎(chǔ)上，采用帶磁性的 a-Al₂O₃ 磨料為研磨介質(zhì)，同時在噴嘴處添加電磁線圈，使用直流式穩(wěn)壓穩(wěn)流電源精準(zhǔn)調(diào)節(jié)電磁線圈內(nèi)電壓、電流大小進(jìn)而控制磁場強(qiáng)度的大小，磁性微磨料在磁場的作用下可在輸送過程中向噴嘴中軸線位置聚集。根據(jù)實際情況，需要保證所選線圈在安全電流的前提下工作，因而選擇1.6A的勵磁電流，此時噴嘴周圍的磁場強(qiáng)度模擬結(jié)果如圖8所示。

從圖8可知：線圈磁感線是呈軸對稱分布且向外發(fā)散的，越靠近中軸線區(qū)域磁感應(yīng)強(qiáng)度越大，此時最大的磁感應(yīng)強(qiáng)度 B=0.0349T ，最大磁場強(qiáng)度 H=27.92kA/m 門

仿真分析自由射流時，為方便計算，將磨料設(shè)置為帶有磁性的規(guī)則球形顆粒，模擬射流噴出后磨料在 30mm 內(nèi)的速度和運(yùn)動軌跡變化情況。未添加或添加磁場輔助的磨料運(yùn)動軌跡分別如圖9或圖10所示。比較圖9和圖10可以清晰看出，添加磁場后的磁性微磨料有明顯的聚集效果。

2.3工藝參數(shù)對交叉深微孔內(nèi)壁加工效果的影響

影響磁性微磨料射流光整加工的因素有很多，如磨料濃度、研磨介質(zhì)的黏稠度、射流角度、比變化磁場等，但固定這些參數(shù)后，主要影響因素是射流壓強(qiáng)、射流靶距、噴嘴直徑[2]。

2.3.1噴嘴直徑對加工效果的影響

基于噴嘴射流仿真分析結(jié)果及實際加工經(jīng)驗，選取噴嘴直徑范圍為 1.0～2.0mm 、射流壓強(qiáng)為 1.0MPa 、射流靶距（噴嘴出口與工件之間的距離）為 7.0mm 基于單因素控制變量法，模擬仿真噴嘴直徑對加工效果的影響。噴嘴直徑為 1.0mm 時的截面壓力云圖如圖11所示。由圖11可以看出，在加工過程中交叉微小通孔內(nèi)部的壓力分布不均勻。原因是在加工過程中射流沖擊到孔底部后會沿孔壁輪廓向上反射，返回的射流與繼續(xù)向下的射流碰撞，導(dǎo)致區(qū)域內(nèi)的射流速度減小，且會在交叉孔附近形成一個靜壓區(qū)，使射流向壓力小的區(qū)域流動。一部分射流通過另一交叉孔流出，另一部分射流沿孔壁向上流動形成返流，最終從孔上端濺出。噴嘴直徑的大小會影響靜壓區(qū)的大小，以及孔內(nèi)射流的運(yùn)動情況。

為了更好地探究不同直徑的噴嘴對交叉微小通孔內(nèi)部加工效果的影響，在其他條件相同的情況下，記錄不同直徑噴嘴光整加工過程中孔內(nèi)部交叉處的截面射流速度變化情況，結(jié)果如圖12所示，坐標(biāo)原點為孔被加工一側(cè)的壁面。由圖12可以看出：在靠近加工壁面時，受到反流和靜壓區(qū)的影響，射流速度會呈現(xiàn)不同程度的衰減；由于孔內(nèi)部體積相同，不同噴嘴直徑形成的反流和靜壓區(qū)大小不同，導(dǎo)致其內(nèi)部速度變化不穩(wěn)定；

射流速度陡增陡降的突變會影響光整效果，因而合適的噴嘴直徑會使孔內(nèi)射流速度變化穩(wěn)定，獲得更好的光整效果。同時，當(dāng)噴嘴直徑為 1.4mm 時，在孔壁面附近的射流速度曲線變化平穩(wěn)，可能是因為此時受到孔內(nèi)空間限制，形成的反流和繼續(xù)向下的射流相互影響最小，使得此處的射流變化平穩(wěn)。

2.3.2 壓強(qiáng)對加工效果的影響

根據(jù)實際情況選取壓強(qiáng)分別為0.1、0.4、0.7、1.0和 1.3MPa ，噴嘴直徑為 1.4mm ，靶距為 7.0mm ，不同壓強(qiáng)下的射流最大速度、質(zhì)量流率如表2所示。在相同條件下壓強(qiáng)越大射流初速度越快，則研磨介質(zhì)動能越大，對工件的沖蝕和剪切效果越明顯。

由表2可以看出：壓強(qiáng)越大射流最大速度越快，單位時間內(nèi)質(zhì)量流率也隨之增大。研磨介質(zhì)動能越大、質(zhì)量越多，對工件的去除效果越明顯[22]。但對光整加工后的工件進(jìn)行檢測，發(fā)現(xiàn)當(dāng)材料受到的壓強(qiáng)為 1.3MPa 時，由于射流動能過大，對工件的加工效果不穩(wěn)定，容易形成過磨甚至出現(xiàn)表面粗糙度變大情況。

為了更清楚地了解加工過程中壁面剪切應(yīng)力對工件加工效果的影響，當(dāng)噴嘴直徑為 1.4mm 、壓強(qiáng)為 1.0MPa 、靶距為 7.0mm 時，射流對工件壁面的剪切應(yīng)力分布云圖如圖13所示。由圖13可知：被加工區(qū)域孔內(nèi)壁和交叉處受到的切應(yīng)力較均勻，孔口處部分射流受到孔壁阻力的影響向四周發(fā)散，其周圍受到的剪切應(yīng)力比中心處的更大，導(dǎo)致工件光整受力不均勻。為保證工件整體加工的均勻性，在加工過程中使工件繞軸線旋轉(zhuǎn)，可提高孔口加工的均勻性，同時也可使孔內(nèi)壁受力均勻，提高其光整質(zhì)量。

在加工過程中，工件除了受到研磨介質(zhì)的剪切作用外，同時還會受到來自研磨介質(zhì)的沖蝕作用。當(dāng)噴嘴直徑為 1.4mm ，壓強(qiáng)為 1.0MPa ，靶距為 7.0mm 時，研磨介質(zhì)對工件壁面的沖蝕云圖如圖14所示。由圖14可以看出：磨料的撞擊反彈作用對工件內(nèi)壁壁面產(chǎn)生了沖擊磨損，且在交叉深孔相交處兩側(cè)的沖蝕磨損效果更明顯，更有利于相交處較大毛刺的去除。

2.3.3 射流靶距對加工效果的影響

在加工過程中，研磨介質(zhì)經(jīng)過高壓在噴嘴中形成射流進(jìn)人空氣后可分為3個不同的區(qū)域：初始段區(qū)域，該區(qū)域靠近噴嘴出口，其速度等于噴嘴出口速度；基本段區(qū)域，射流進(jìn)人空氣發(fā)生擴(kuò)散作用從而分裂成液滴，與周圍空氣發(fā)生動量交換導(dǎo)致其平均速度降低；擴(kuò)散區(qū)域，流體遠(yuǎn)離噴嘴，擴(kuò)散形成霧狀，該薄霧區(qū)的特點是液滴尺寸很小，速度可忽略不計[23]。當(dāng)噴嘴直徑為1.4mm ，壓強(qiáng)為 1.0MPa 時，射流進(jìn)入空氣后的速度變化云圖如圖15所示。如圖15所示：射流進(jìn)入空氣后呈一定角度發(fā)散，且隨著射流與噴嘴距離的增大發(fā)散的速率越快。

隨著射流靶距增大，射流發(fā)散面積會逐漸增大，射流平均速度也會越小。根據(jù)試驗和檢測結(jié)果來看，當(dāng)研磨介質(zhì)速度 lt;16.0m/s 時由于動能過小，對工件光整效果驟降，因而把射流速度 gt;16.0m/s 的射流設(shè)為有效射流。圖16為射流在空氣中的發(fā)散情況。由圖16可以看到：射流的有效加工面積（與有效射流半徑成二次方關(guān)系）隨著靶距的增大呈先增大后減小的趨勢，當(dāng)射流靶距在 6.0～8.0mm 時有效加工半徑最大，此時光整效率、去除效果和加工均勻性最好。

3磁性微磨料射流光整加工參數(shù)優(yōu)化

3.1響應(yīng)面優(yōu)化模型建立

光整加工過程中的壁面剪切力和侵蝕沖擊力與加工效果有直接關(guān)系，從剪切力和沖擊力兩者的數(shù)值計算來分析各參數(shù)變化時的影響規(guī)律，對磁性微磨料射流技術(shù)參數(shù)優(yōu)化有重要意義。

以圖2中交叉深微孔試驗件結(jié)構(gòu)為基準(zhǔn)，以工況下的剪切力和沖擊力的合力（即力的Y值）為研究對象，以射流靶距、射流壓力及噴嘴直徑為比較序列，采用BBD法建立響應(yīng)面優(yōu)化模型[24]，參數(shù)設(shè)計的因素水平見表3。

對Y值計算結(jié)果進(jìn)行多元回歸擬合分析，表4所示為分析結(jié)果。響應(yīng)面模型的決定系數(shù) R²=0.9840 調(diào)整決定系數(shù) R_adj²=0.9978 ，說明該模型計算結(jié)果的擬合度較好，可用于磁性微磨料射流光整加工效果（即力的Y值）隨各參數(shù)變化的理論預(yù)測[25]

表4中的響應(yīng)面試驗中的 P 和 F 值都是統(tǒng)計學(xué)中常用的指標(biāo)，用于評估模型的顯著性和擬合優(yōu)度。 P 值通常用于檢驗?zāi)硞€變量或效應(yīng)是否顯著。一般來說，P 值小于顯著性水平（通常取0.0500）時，可認(rèn)為相關(guān)效應(yīng)是顯著的。 F 值則用于評估整個回歸模型的擬合優(yōu)度和顯著性。較大的 F 值通常表示模型擬合得較好，且模型中的解釋變量對響應(yīng)變量的影響是顯著的。

由表4可以看出：單因素及平方項影響效果顯著，各參數(shù)對Y值的影響程度從大到小排名依次為A、C、B ，平方項對Y值的影響程度從大到小排名依次為 C，B A 。由響應(yīng)面理論可知：因素影響程度越大，其對目標(biāo)序列結(jié)果的影響越大。獲得的響應(yīng)面加工效果 Y 值計算公式為：

Y=-12940.90+1279.33×A+649.30×B+ 21557.45×C+7.43×A×B+336.73×A×C- 95.88×B×C-485.80×A²-43.52×B²-10279.53×C²

表4中的交互項對Y值有一定影響。圖17所示為壓強(qiáng)和靶距的交互影響。如圖17所示：當(dāng)壓強(qiáng)一定時， Y 值隨靶距的增大呈先增大后減小趨勢，且在靶距為 7.0mm 時取得最大值；同理，當(dāng)靶距一定時，Y值隨壓強(qiáng)的增大呈先增大后減小趨勢，且在壓強(qiáng)為 1.0MPa 時取得最大值。

圖18所示為壓強(qiáng)和噴嘴直徑的交互影響。圖18中，在噴嘴直徑一定時，Y值隨壓強(qiáng)的增大呈先增大后減小趨勢，在壓強(qiáng)為 1.0MPa 時最大；在壓強(qiáng)一定時，Y值隨噴嘴直徑的增大先增大后減小，在噴嘴直徑為1.4mm 時最大。

圖19所示為靶距和噴嘴直徑的交互影響。由圖19可知：在靶距或噴嘴直徑一定時，Y值隨噴嘴直徑或靶距的增加先增大后減小，在靶距為 7.0mm 或噴嘴直徑為 1.4mm 時取最大值。

3.2磁性微磨料射流光整加工試驗

對上述響應(yīng)面優(yōu)化預(yù)測模型的光整加工效果參數(shù)進(jìn)行選擇，得出其最優(yōu)工藝參數(shù)組合為：射流靶距，7.0mm 射流壓強(qiáng)， 1.0MPa ；噴嘴直徑， 1.4mm 。在此最優(yōu)參數(shù)組合下進(jìn)行試驗，垂直交叉結(jié)構(gòu)工件加工前后的表面形貌及表面粗糙度如圖20所示。由圖 20a 、圖20c可知，光整加工前孔口端面及垂直交叉相貫處存在毛刺、凸起等缺陷。由圖20e可知：孔內(nèi)壁面存在鱗狀缺陷，光澤度較低。光整加工后孔口端面及垂直交叉相貫處的毛刺和凸起被完全去除，端面倒圓效果明顯（圖20b、圖20d）；孔內(nèi)壁面中間部分磷狀缺陷得到有效去除，壁面變得光亮、均勻（圖20f）。采用JB-8E型粗糙度測量儀測量孔內(nèi)壁表面粗糙度 R_a， 孔口附近由拋光前的 0.49μm 降到拋光后的 0.13μm ，孔交叉處附近的表面粗糙度由拋光前的 0.51μm 降至拋光后的0.19μm （圖 20e 、圖20f中的表面粗糙度值只保留2位小數(shù)，且只列出孔口附近的表面粗糙度測量曲線）。該試驗進(jìn)一步驗證了響應(yīng)面法對磁性微磨料射流光整加工技術(shù)加工效果的預(yù)測有較高的準(zhǔn)確性。

4結(jié)論

（1）磁性微磨料射流技術(shù)在磁場輔助下可實現(xiàn)磁性研磨介質(zhì)的定點聚焦，進(jìn)而實現(xiàn)深微孔壁面及交叉相貫處工件的有效加工。

（2）在磨料濃度、研磨介質(zhì)的黏稠度、射流角度、比變化磁場等因素固定的條件下，影響動態(tài)磁場輔助下磁性微磨料射流加工工藝的因素有噴嘴直徑、射流壓強(qiáng)、射流靶距等。噴嘴直徑和射流靶距會對單位時間內(nèi)作用在工件上的磨料數(shù)量產(chǎn)生直接影響，從而影響工件的加工質(zhì)量和效率。射流壓強(qiáng)會直接影響射流速度，壓強(qiáng)越大射流速度越快，單位時間內(nèi)質(zhì)量流率也越大，研磨介質(zhì)動能越大，對工件的去除效果越明顯；但當(dāng)材料受到的射流壓強(qiáng)為 1.3MPa 時，由于射流動能過大，對工件的加工效果不穩(wěn)定，加工均勻性變差，容易形成過磨甚至表面粗糙度增大現(xiàn)象。

（3）用BBD法為設(shè)計方法建立磁性微磨料射流加工響應(yīng)面優(yōu)化模型，獲得優(yōu)化模型的最優(yōu)工藝參數(shù)組合是：噴嘴直徑， 1.4mm ；射流靶距， 7.0mm ；射流壓強(qiáng)， 1.0MPa 。

（4）在最優(yōu)工藝參數(shù)組合下，垂直交叉結(jié)構(gòu)工件交叉深微孔內(nèi)部相貫處的毛刺等缺陷被有效去除，其孔內(nèi)壁面孔口附近的表面粗糙度 R_a 從拋光前的 0.49μm 降到拋光后的 0.13μm ，且孔口處有較好的倒圓效果。

參考文獻(xiàn)：

[1] 馮綺雯，吳戈，陸燕華，等.航天電液伺服機(jī)構(gòu)多余物控制研究[J].質(zhì) 量與可靠性，2023（2）：8-13. FENGQiwen，WUGe，LU Yanhua，et al.Research on excess control of aerospace electro-hydraulic servo mechanism[J].Quality and Reliability， 2023（2）：8-13.

[2] 陳國文，王德新，金秀杰.電加工技術(shù)在航空發(fā)動機(jī)制造中的應(yīng)用[J]. 金屬加工（冷加工），2010（16）：25-26. CHENGuowen，WANGDexin，JINXiujie.Application ofelectrical machining technology in aircraft engine manufacturing[J].Metal Processing（Cold Working），2010（16）： 25-26.

[3] 姜俊，舒鑫，雍建華，等.金屬切削毛刺形成與控制技術(shù)研究進(jìn)展[J]. 工具技術(shù)，2021，55（7）：3-10. JIANG Jun，SHU Xin， YONG Jianhua，et al.Research progressof metal cuting burrformation and control technology[J].Tool Technology，2021， 55（7）： 3-10.

[4] 周悅，王雨婷，伊福廷，等.基于磁流變技術(shù)的微孔內(nèi)壁拋光裝置研制 及性能研究[J].表面技術(shù)，2018，47（6）：252-257. ZHOU Yue，WANG Yuting，YI Futing，et al. Development and performance study of microporous inner wallpolishing device based on magnetorheological technology [J].Surface Technology，2018，47（6）： 252-257.

[5] 石沛.鈦合金管內(nèi)壁珩磨式磁流變拋光方法及機(jī)理研究[D].沈陽：東 北大學(xué)，2019. SHI Pei. Study on honing magnetorheological polishing method and mechanismofiner wallof titaniumallytube [D].Shenyang： Northeastern University019.

[6]FURUMOTOT，UEDA T，AMINO T，et al.A study of internal face finishing of thecooling channel in injection mold with free abrasive grains[J].Jounal ofMaterialsProcessing Technology，20l1，（1）： 1742-1748.

[7] WANG H Q， WEI H Q， PENG C， et al. Application of abrasive flow machining in removing surface defectin metal parts of 3D printing： The 20thInternational SymposiumonAdvancesinAbrasive Technology（ISAAT-2017）[C]. Okinawa： Manufa-Cturing Automation， 2017.

[8] 朱慧寧，馬小剛，程海東，等.磁針磁力研磨工藝對發(fā)動機(jī)渦輪葉片表 面質(zhì)量的試驗研究[J].航空制造術(shù)，2021，64（18）：62-68. ZHUHuining，MA Xiaogang，CHENG Haidong，etal.Experimental studyonsurfacequalityof engineturbine bladesby magnetic needle magnetic grinding process[J].Aeronautical Manufacturing，2021，64（18）： 62-68.

[9] 鄧乾發(fā)，汪楊笑，呂冰海，等.自激脈沖特性磨料水射流浸沒式拋光數(shù) 值分析與有效性實驗驗證[J].表面技術(shù)，2022，51（1）：161-173. DENG Qianfa，WANG Yangxiao，LVBinghai， et al.Numerical analysis and effectiveness verification of self-excited pulse characteristics abrasivewaterjet immersionpolishing[J].Surface Technology，2022， 51（1）： 161-173.

[10］林琳，何周偉，胡濤，等.磨料水射流拋光技術(shù)進(jìn)展綜述[J].液壓與氣 動，2022，46（1）： 74-91. LIN Lin，HE Zhouwei，HU Tao，etal.Reviewof progressof abrasive waterjet polishing technology[J].Hydraulicsamp;Pneumatics，2022，46（1）： 74-91.

[11］王中昱，張連新，孫鵬飛，等.磨料水射流拋光技術(shù)綜述[J].電加工與 模具，2019（1）：70-74. WANG Zhongyu， ZHANG Lianxin， SUN Pengfei， et al. Review of abrasivewaterjetpolishing technology [J].Electrical Processing and Mold，2019（1）： 70-74.

[12］王志陽，王凱.基于FLUENT的磨料水射流拋光噴嘴的流場仿真[J]. 中國設(shè)備工程，2017（9）：101-103. WANG Zhiyang，WANG Kai.Flow field simulation of abrasive waterjet

polishing nozzle based on FLUENT[J]. China Equipment Engineering，

2017（9）：101-103.

[13］劉超，劉聰.前混合磨料水射流技術(shù)在煤礦井下的應(yīng)用前景分析[J]. 煤礦機(jī)械，2016，37（8）：3-6. LIU Chao，LIU Cong. Application prospect analysis of pre-mixed abrasive water jet technology incoal mine downground[J]. Coal Mining Machinery，2016，37（8）： 3-6.

[14］陳逢軍，尹業(yè)青，胡天.仿形噴嘴磨料射流拋光微結(jié)構(gòu)仿真及試驗研究 [J].機(jī)械工程學(xué)報，2022，58（15）：177-187. CHEN Fengjun，YIN Yeqing，HU Tian，et al. Simulation and experimental study on microstructure of abrasive jet polishing of profiling nozzles [J].Journal of Mechanical Engineering，2022，58（15）： 177-187.

［15］花煜昌.前混合磨料水射流切割45號鋼的切深理論與試驗研究[D]. 淮南：安徽理工大學(xué)，2021. HUAYuchang.Theoretical and experimental study on depth of cut of No.45 steel by water jet cuting of premixed abrasives [D].Huainan： Anhui University ofScience and Technology，2021.

[16］司鵠，謝延明，楊春和，等.磨料水射流作用下巖石損傷場的數(shù)值模擬 [J].巖土力學(xué)，2011，32（3）：935-940. SIHu，XIE Yanming，YANG Chunhe，etal.Numerical simulation of rock damage field under abrasivewater jet[J].Rock and Soil Mechanics， 2011，32（3）：935-940.

[17]NQUVEN T， SHANMUGAM D K， WANG J. Effect of liquid properties onthe stability of an abrasive waterjet [J]. International Journal of Machine Toolsamp;Manufacture，2008（48）：1138-1147.

[18]LIU H，WANG AJ， KELSON N， et al.A study of abrasive water jet characteristics by CFD simulation [J]. Journal of Materials Processing Technology，2004（153/154）： 488-493.

[19］張文超，武美萍.磨料水射流拋光45鋼工藝參數(shù)優(yōu)化[J].機(jī)械設(shè)計與 研究，2017，33（6）：113-117. ZHANG Wenchao， WU Meiping. Optimization of process parameters of abrasive Waterjet polishing 45 steel[J].Mechanical Designand Research， 2017，33（6）： 113-117.

[20］林曉東，盧義玉，湯積仁，等.前混合式磨料水射流磨料粒子加速過程

數(shù)值模擬[J].振動與沖擊，2015，34（16）：19-24. LINXiaodong，LUYiyu，TANGJiren，etal.Numerical simulationof abrasive particle acceleration process of pre-hybrid abrasive waterjet [J]. Journal of Vibration and Shock，2015，34（16）： 19-24.

[21］周新超，馬小晶，廖翔云，等.磨料水射流沖擊孔隙巖體的SPH模擬研 究[J].巖土工程學(xué)報，2022，44（4）：731-739. ZHOUXinchao，MA Xiaojing，LIAO Xiangyun，etal.SPH simulation studyon impact of abrasive waterjet on pore rock mass[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2022，44（4）：731-739.

[22］李福來，荊正軍，馬少華，等.磨料水射流加工材料去除機(jī)制及影響因 素分析[J].山東化工，2021，50（2）：129-132. LIFulai，JING Zhengjun，MA Shaohua，et al.Analysis of removal mechanism and influencing factors of abrasive water jet processing materials [J].Shandong Chemical Industry，2021，50（2）：129-132.

[23］何雪明，陳澤華，武美萍，等.基于磨料水射流的螺桿轉(zhuǎn)子加工新方法 研究[J].中國機(jī)械工程，2016，27（19）：2581-2588. HEXueming，CHEN Zehua，WU Meiping，et al.Research on new method of screw rotor processingbased on abrasive water jet[J]. China Mechanical Engineering，2016，27（19）： 2581-2588.

[24］卞達(dá)，宋恩敏，倪自豐，等.基于響應(yīng)面法的單晶硅CMP拋光工藝參 數(shù)優(yōu)化[J].金剛石與磨料磨具工程，2022，42（6）：745-752. BIAN Da， SONG Enmin，NI Zifeng，et al. Optimization of process parameters of single crystal silicon CMP polishing process based on response surface method[J].Diamond amp; Abrasives Engineering，2022， 42（6）：745-752.

[25]MA X， WEN C. Optimization analysis of mechanical performance of copper stave with special-shaped tubes in the blast furnace bosh [J]. ISIJ International，2021，61（1）： 55-61.

作者簡介

通信作者：馬小剛，男，1985年生，博士、副教授。主要研究方向：精密加工。

E-mail：mxg_fy@163.com

（編輯：周萬里）

Polishing inner wall of crossed deep micropores using magnetic microabrasive jet technology

WANG Zezhi1，WANG Jie2，MA Xiaogang1，LI Fan3，F(xiàn)ANXinya2，CHENYan1 （1. School ofMechanical Engineeringand Automation，Liaoning University ofScience and Technology，Anshan 114051，Liaoning， China） （2. Yantai Port Co.，Ltd.Joint General Terminal Branch， Yantai 26140o， Shandong， China） （3.Shandong Port Sunshine Huicai Service Co.，Ltd. ，Yantai 261400，Shandong，China）

AbstractObjectives： Precision micro through-hole parts are widely used. However，due to the limitations of manufacturing technology，precision parts with complex shapes，such as cross micro-holes，may have defects suchas burrs， scratches，and nodules during the manufacturing process In view of the problems of conventional finishing processing ofcrossdeep micro-holes being limitedbysize，uneven processing，and poor quality，and combined with the characteristics ofa stableremoval function and strong adaptabilityofthe abrasive jet，the magnetic micro-abrasive jettechnology finishing processing method is proposed to improve the quality of the inner wall of cross deep micro-holes. Methods： An independent magnetic abrasive jet device was used to carryout finishing tests on the crossdeep microholes，and an electromagnetic device was used to generate a focusing magnetic force near the nozzle outlet.The magnetic abrasive was concentrated towards thecenter during the internal movement of the nozzle，alleviatingthe problem of rapid divergence of the magnetic abrasives with the jetafter spraying and further improving the eficiency of finishing processing. A simulation mathematical model was established to explore the influence of diferent process parameters on the finishing efect.The finite element method and the discrete element method were coupled to simulate the polishing process ofthe inner wallof deep micro-holes by the magnetic micro-abrasive jet under different process parameters. Theflow field distribution，the erosion rate，andtheaction law of wall shear force under diferent parameters were analyzed，and the keyfactors were identified.Finally，theresponse surfacemethod was used tooptimize thethree factorsof jettarget distance，jet pressure，and nozle diameter.The response surface equation was established and solved by taking the comprehensive influences of wallshear force and erosion rateon the orifice，the iner wallofthe hole，andthe cross part ofthe hole as the response value，and the optimal combination of processparameters was obtained and verifiedby the test.Results： Adding a focusing magnetic field near the nozzlecan effectively reduce the divergence of the abrasive afterjet ejection，andfurther improvetheeficiencyand qualityofmagneticabrasive ejectionpolishingofcross dep micro-holes.The simulation results show thatthe main parameters affecting micro-hole finishing arejet target distance， jet pressre，and nozzle diameter. Byusing the response surface method combined with experiments for parameter optimization，the optimal process parameter combination for magnetic micro-abrasive jet finishing of cross deep micro-hole inner walls is obtained， which includes a jet target distance of 7mm ， a jet pressure of 1.0MPa ， and a nozzle diameter of 1.4mm . Under the optimal combination of process parameters， the inner wall quality of the cross deep micro-holes issignificantly improved，the burrs atthecross-holes arecompletelyremoved，the wallroughness R_a is reduced from 0.49μm to 0.13μm ，and the orifice has a good rounding effect. Conclusions： By combining magnetic fields and abrasive jets， the magnetic micro-abrasive jettechnology provides anew method forthe finishing of crossdeep micro-holes.Due totheabilityofthe magnetic abrasive micro-jetto achieve focused fixed-point machining， ithas significant processing advantages in cross deep micro-hole finishing and deburing.By constructing a physical model ofthe machining process and using the simulation form of coupling the finite element method and the discrete element method，it is possible to more clearlysimulate the motionofthe abrasive andflowfield intheabrasive waterjet duringthe machining processas wellas the force situationofthe workpiecebeing machined.In thefinishing processof cros-hole parts，the nozzle diameter，pressre，and target distance have a direct impact onthe finishing efect. However，parameter adjustment is required for finishing workpieces of diferent sizes and shapes. Finding suitable processing parameters will further improve the quality and efficiency of workpiece processing.

Key wordsmagnetic microabrasive jet; crossd dep micropores; multiphysics simulation; process parameters; response surface method