脈沖氣體輔助掩模電解加工技術

馬世赫，李志超，劉桂賢,*，張永俊，王瑞祥

1. 廣東工業大學 機電工程學院，廣州 510006 2. 廣州市非傳統制造技術及裝備重點實驗室，廣州 510006

微孔或凹坑等表面織構被廣泛應用于航空發動機關鍵零部件中，以滿足其在潤滑以及散熱性能方面的要求。研究人員已證實若將這些微結構設定為適當的尺寸，則能夠有效減小材料表面摩擦系數。為使零件表面具有同樣的散熱和摩擦性能，表面織構的尺寸精度則顯得尤為重要。各種表面織構的加工方法中，掩模電解加工技術是一種高效的加工方法，該技術基于電化學陽極溶解原理，加工材料以離子形式去除，相比其他加工方式具有獨特的優點，如不受加工材料強度和硬度限制、表面質量及加工效率高、不產生殘余應力、無毛刺、無工具磨損等。

掩模電解加工工藝中的掩模板用以保護非加工區域，在傳統掩模電解加工中，掩模板一般利用光刻工藝(包括光刻膠涂抹、預烘烤、曝光、顯影和烘烤)將1～20 μm厚且帶有通孔的掩模板直接制作于加工工件表面，這種掩模板無法重復使用且成本高昂，難以應用于實際生產中。各國研究人員為尋找一種更加方便實用的掩模板做了大量研究。Chauvy等將鈦合金表面氧化后利用激光加工技術對加工區域的氧化膜進行去除，使被加工區暴露于電解液中，非加工區被絕緣氧化膜保護，但這種掩模仍然無法重復使用，且加工后氧化膜去除困難；Costa和Hutchings則將掩模板與陰極相結合，介紹了一種無需將掩模板覆蓋在工件表面的無掩膜加工方法，該方法克服了掩模板無法重復利用的缺點；南京航空航天大學Zhu等提出一種低成本、可重復使用的活動式掩模板，該掩模板由作為陰極的金屬膜與一層絕緣板黏附而成，加工時將絕緣面與工件表面貼合后壓緊即可。

盡管各種掩模板被成功應用于實際加工中，但仍存在一些問題，如大面積加工中加工一致性難以保證、加工產物難以排出以及較厚的活動式掩模板難以與工件緊密貼合等問題。由文獻[11-12]可知，隨加工凹坑深度的增加，其內部電解液的流動性將會顯著降低，在凹坑底部電解液幾乎停滯，產物極難排出。

在電解加工中，保證加工區域電解液具有良好的流動性以及較高傳質效率是維持加工穩定性的首要前提。為提高加工區域電解液流動性以及傳質能力，南京航空航天大學Wang等在掩模板加工出帶有一定錐度的孔，利用側流式沖液方式在304不銹鋼上加工出直徑2.764 mm偏差小于0.1 mm的孔；南京航空航天大學Li等提出一種側流式的蛇形流道對流場進行優化，使各處電解液流動速度趨于一致，在Ti-6Al-4V表面加工出10×20直徑為2.564 mm最大偏差為0.04 mm的陣列凹坑，并認為相對于使用直流電源加工，脈沖電源能夠有效減少氣泡率與電解液溫度的增加，但此方法仍需針對不同形狀以及不同大小的加工工件進行流場設計。廣東工業大學Chen等對比了3種傳統流動方式，基于正流式流動提出一種多縫結構，在304不銹鋼表面加工出平均直徑106 μm，深度10 μm的陣列凹坑，但這種多縫陰極結構在大面積加工時，隨著流道的增長，電解液的流動速度逐漸降低，難以保證加工一致性，且對泵提出了更高的要求。廣東工業大學Wu等介紹了一種掩模電解射流加工方式，在不銹鋼表面加工出最小形狀誤差比的標準偏差為0.297%的凹坑陣列，加工時噴嘴以一定速度平行于工件表面掃描，在一定程度上限制了加工效率。大連理工大學Zhai等提出了一種將超聲波與掩模電解加工相結合的新方法，在靜止電解液中，當超聲波強度為8 W/cm時，在304不銹鋼表面加工出平均直徑167.77 μm深度79.62 μm的微坑陣列。為尋找一種通用、高效且簡便的流場優化方式，提出一種脈沖氣體輔助掩模電解加工新方法，該方法無需根據不同面積、不同形狀的工件設計不同的流道結構，在大面積掩模電解加工的流場優化中具有一定應用前景。

脈沖氣體輔助掩模電解加工(Pulsed Gas assisted Through-Mask Electrochemical Machining, PG-TMECM)原理如圖1所示，氣體噴嘴處于加工區域正上方，在一個噴氣周期內，噴氣開關信號為高電平時氣閥開啟，一定量的氣體以極高的速度從噴嘴噴出，將下方加工區域的產物與電解液向四周排開；當開關信號為低電平時氣閥關閉，電解液不再受氣體的作用，并在重力的作用下迅速涌入加工區域。隨著脈沖的持續施加，在加工產物被不斷排出的同時電解液得以更新，能夠有效減弱極化現象，提高電流效率。為便于分析，文中均針對單個噴嘴作用下的加工區域進行理論與實驗分析。

圖1 脈沖氣體輔助掩模電解加工原理圖Fig.1 Schematic diagram of pulsed gas assisted through mask electrochemical micromachining

1 脈沖氣體輔助掩模電解加工多場耦合

1.1 兩相流場理論模型

為驗證脈沖氣體各參數對掩模電解加工孔內流場的影響規律，基于COMSOL Multiphysics仿真軟件建立多場耦合仿真模型，包括氣液兩相流移動網格以及電場模型。流場受不可壓縮流的層流Navier-Stokes方程控制：

(1)

(2)

式中：為壓力；為密度；為流體速度；為時間；為單位矩陣；為黏性力張量；為作用在流體的體積力矢量；為重力加速度。式(1)為動量守恒方程，式(2)為質量守恒方程(即連續性方程)。

用水平集方法對氣體與液體的相界面進行表征：

(3)

式中：為界面的厚度參數；決定重新初始化的量，用以確保水平集函數的梯度隨時間推移逐漸集中到自由表面上；為水平集函數，其值在0～1之間變化，在氣相中為0，液相中為1，液相與氣相的過渡邊界層為0.5。式(3)左邊用于描述氣液兩相界面的移動，右邊用于穩定數值。

1.2 電場理論模型

根據歐姆定律，電流密度可定義為

=σ

(4)

式中：為電解液的電導率；為電場強度。

當脈沖氣體沖擊電解液時，大量氣泡混入電解液影響其電導率，故仿真中無法忽略氣泡對電場的影響。研究發現，氣泡含量是影響電場的主要因素，但氣泡的大小對電場的影響可忽略不計。使用Bruggeman方程對電導率進行修正：

(5)

式中：為電解液混有氣泡后的電導率；為電解液的體積分數。結合法拉第定律，金屬材料的去除速度可表示為

=ηω=

(6)

式中：為電流效率；為體積電化當量。

1.3 仿真模型與邊界條件

仿真過程選擇二維軸對稱圖形進行建模，模型如圖2所示，、為模型尺寸，圖中點到點分別為氣體沿工件表面擴散方向上掩?？變染嗫椎?.01 mm處的點，點～分別為點所在孔不同深度的數據提取點。仿真模型的幾何尺寸以及仿真參數如表1所示。為簡化計算，仿真過程中做如下假設：

1) 流體為恒溫流場、包含重力。

2) 不考慮極化現象。

3) 陰極與工件陽極看作等勢體。

4) 電流效率為100%。

5) 忽略加工過程中產生的氣體(氫氣與氧氣)對氣體總含量的影響。

圖2 仿真模型與邊界Fig.2 Simulation model and boundary

表1 模型的幾何尺寸與仿真參數Table 1 Model geometry and simulation parameters

2 實驗過程

為驗證仿真分析結果，首先進行了初步加工實驗，其次設計了正交實驗以探究不同加工參數對脈沖氣體輔助掩模電解加工的影響規律。

掩模板為單面覆銅板，厚度為0.4 mm，其上有孔徑0.2 mm、孔間距0.4 mm的12×12的陣列孔，工件材料為304不銹鋼，電解液為10wt% NaNO溶液，電解液流量為100 mL/min，電源采用峰值電壓15 V，頻率5 kHz，占空比50%的脈沖電源，加工時間30 s，高速噴出的氣體由空氣壓縮機提供，經由調壓閥(通過調節壓力對流量進行調節)、流量計與高頻電磁閥(開關延遲時間小于2 ms)后到達加工區域(氣管內徑為5 mm，電磁閥到噴嘴的氣管長度約400 mm)，其余參數與仿真參數一致。實驗設備如圖3所示。正交實驗主要考慮了4個因素，分別為：(氣閥完全開啟時的流量，簡稱噴氣流量)、(電解液初始液面高度)、(單個周期內噴氣時間，簡稱脈寬)、(單個周期噴氣間歇時間，簡稱脈間)，因素與水平如表2所示。

正交實驗中考慮×、×、×的交互作用，選取L(3)正交表進行實驗，表頭設計如表3所示。實驗后利用激光共聚焦顯微鏡(Laser Scanning Confocal Microscope, LSCM)在噴射中心、左下角以及右上角3個區域對實驗結果進行提取，每組實驗共提取48個凹坑數據進行方差分析。

圖3 實驗設備Fig.3 Experiment apparatus

表2 正交實驗因素與水平Table 2 Factors and levels of orthogonal experiment

表3 正交實驗表頭Table 3 Label of orthogonal experiment

3 結果分析

3.1 仿真結果分析

圖4展示了在噴射速度為15 m/s時，持續施加脈沖氣體0.5 s(即4個脈沖噴射周期)，掩?？變攘黧w流速的變化趨勢，由圖4可看出點流速在脈沖氣體噴出后均存在一個極大值(最大速度達到0.12 mm/s)，停止噴射時流速逐漸降低。說明施加脈沖氣體對孔底加工區域電解液有明顯的擾動作用。為探究施加脈沖氣體對掩?？變炔煌疃鹊牧黧w流速變化趨勢，針對點所在的掩?？祝仄漭S線方向選取5個不同深度的數據點(～)，繪制初始0.5 s內各點在脈沖氣體作用下的流速變化曲線于圖5。

圖4 A點處速度隨脈沖施加的變化趨勢Fig.4 Trend of speed at point A with pulse application

由圖5可看出隨著深度的增加，流體流動速度迅速降低，在掩?？椎娜肟谔幜黧w流速的最大值約130 mm/s，孔底處流速已經降低至約0.12 mm/s。

圖5 不同深度流速圖Fig.5 Flow velocity at different depths

各掩?？變入娊庖毫魉俚牟町悓⒅苯佑绊懠庸ぐ伎拥囊恢滦浴榱私饷}沖氣體作用下各掩?？變攘魉俜植记闆r，在噴氣速度為15 m/s時，提取脈沖氣體作用的首個周期點到點流速的變化趨勢于如圖6，可看出從到流速呈下降趨勢且較為混亂，遠離噴射中心一定距離的凹坑內電解液流動速度相對較低，說明單個噴嘴對加工區域的流場的影響范圍有限，若要提高影響范圍，可通過提高噴氣速度擴大其影響范圍，仿真結果顯示，在噴氣速度為100 m/s時，掩?？椎撞奎c處最大流速約3.5 mm/s(遠大于噴氣速度為15 m/s時點的流速)。

雖然通過提高噴氣速度能夠擴大其影響范圍，進而影響更廣的加工區域，但噴氣速度的提高將會使更多的氣泡混入電解液，且存在電解液被完全吹離加工區域的可能。為探究氣體沖擊電解液對加工的影響，對不同噴氣速度下的仿真結果進行分析，在不同噴氣速度下分別提取首個噴氣周期內點到點的電流密度變化曲線于圖7。

由圖7可看出初始時刻各掩?？變染凶罡叩碾娏髅芏?約38 A/cm)，隨著脈沖氣體的施加，電流密度呈現規律性的變化：氣體作用時，電流密度迅速下降；停止作用時，電流密度逐漸上升。進一步對比點到點的電流密度發現：遠離噴射中心的掩?？變染哂懈叩碾娏髅芏?。這是因為在氣體噴出瞬間，噴射中心下方的電解液首先被排開并混入大量氣泡，之后在氣體的作用下混有氣泡的電解液向四周擴散，由式(5)可知，氣體含量越高電導率越低，所以噴射中心區域電解液的電導率低于噴射外圍區域，這種現象在噴嘴固定位置噴射的情況下對加工一致性將會造成不良影響。

圖6 噴氣速度為15 m/s時首個噴氣周期內點A-點F流速曲線Fig.6 Flow velocity curve of point A to point F in the first cycle when jet velocity is 15 m/s

圖7 不同噴氣速度作用下各點電流密度變化曲線Fig.7 Current density change curve at each point under different jet speed

而在不同噴氣速度下，電流密度的變化速率與變化量也不同，在100 m/s的噴氣速度的作用下，較高的噴氣速度使加工區域電解液被瞬間吹離加工區域，各點電流密度迅速下降至0 A/cm，導致加工停滯，而在噴氣速度為15 m/s時，各點電流密度并未下降至0 A/cm，說明較小的噴氣速度并未將電解液完全吹離加工區域，但混入了大量氣泡。為了更加直觀地了解不同噴氣速度對加工成型的影響，將各噴氣速度下仿真5 s后的工件表面凹坑形貌繪制于圖8。

由圖8可看出凹坑均沿流體擴散方向逐漸變深，符合上文對各掩?？變攘魉僖约半娏髅芏鹊姆治鼋Y果，并且在較低的噴氣速度下加工凹坑具有更深的平均深度，其原因是較低的噴氣速度對電解液的沖擊相對較弱，混入電解液的氣泡少，電解液電導率更高。但由于低噴氣速度下各掩?？變入娊庖簹馀莺康牟町惐雀邍姎馑俣认赂?，導致低噴氣速度下加工凹坑的一致性相對較差。

仿真結果揭示了在噴嘴固定前提下不同噴氣速度對各掩?？變入娏髅芏纫约皩ぜ砻娉尚鸵幝傻挠绊?，為后續實驗提供了理論依據。

圖8 不同噴氣速度下加工5 s后工件表面形貌Fig.8 Surface profile of workpiece after processing for 5 s at different jet speeds

3.2 實驗結果分析

有無脈沖氣體輔助加工后的掩模板表面如圖9所示，可看出在脈沖氣體的輔助作用下，加工后的掩模板表面具有明顯的產物排出痕跡，而無脈沖氣體輔助的掩模板表面則存在產物堆積痕跡，造成掩?？椎亩氯?。證明了在脈沖氣體作用下，加工區域電解產物能夠及時排出。無脈沖氣體輔助的條件下，加工后的工件表面如圖10所示。

陣列凹坑沿對角線3個區域的LSCM檢測結果如圖10所示，由圖10可看出加工一致性非

圖9 掩模電解加工后掩模板對比圖Fig.9 Comparison of mask after through-mask electrochemical machining

圖10 無氣體輔助的掩模電解加工工件表面Fig.10 Surface of through-mask electrochemical machining without gas assist

常差且無規律，并且發現工件表面存在較多幾乎未加工到的地方，這是因為在加工過程中，工件表面逐漸產生氣泡，氣泡匯集后可能出現覆蓋在掩?？兹肟诘那闆r，且在液體流速較低的條件下，氣泡無法被沖走，導致電解液與加工區域被氣泡隔絕，使部分區域加工停滯。無脈沖氣體輔助時，陣列凹坑的平均深度僅為3.3 μm，而深度標準差與深度極差分別為2.73 μm與8.84 μm。

為驗證脈沖氣體的輔助效果，對單噴嘴固定條件下的正交實驗結果進行分析，將每組數據的深度標準差作為指標1，用以評價加工深度的一致性，其方差分析表如表4所示，當某因素的平均離差平方和小于誤差的平均離差平方和時，將其歸為誤差，并構成新的誤差列。結果顯示：對于給定的顯著性水平=0.05，因素與因素對陣列凹坑深度一致性具有顯著影響。

指標1的因素指標圖如圖11所示，可看出隨著噴氣速度的降低，陣列凹坑的一致性呈線性提高，這與仿真結果相吻合。同時，隨脈沖間歇時間的增加，陣列凹坑的一致性也逐漸上升，這是因為較長的間歇時間能夠使被吹離加工區域的電解液完全恢復，避免噴射中心區域因缺乏電解液而造成無法加工的結果。更長的脈寬將導致更多電解液被吹離加工區域，且需要更長的恢復時間；更高的液面高度會對高速噴出的氣體造成更大的阻力，從而削弱脈沖氣體對加工區域的沖擊力。極差分析得到各因素對指標的影響從主到次為：>>>。

表4 指標1的方差分析表Table 4 Analysis of variance table for indicator 1

圖11 指標1的因素指標圖Fig.11 Factor index graph for indicator 1

正交實驗中，具有最小深度標準差的陣列凹坑的深度標準差為0.75 μm，深度極差與平均深度分別為3.3 μm與4.4 μm。陣列凹坑沿對角線3個區域的LSCM檢測結果如圖12所示，從圖中可知，除噴射中心區域的幾個孔深度略小之外，非噴射中心區域的凹坑展現出高度一致性，其深度標準差僅為0.58 μm，極差為2.6 μm。

圖12 具有最小深度標準差的工件表面Fig.12 Workpiece surfaces with minimum depth standard deviation

選取陣列凹坑的平均深度作為指標2時，其方差分析表如表5所示。分析果顯示：對于給定的顯著性水平=0.05，因素、、、與×對陣列凹坑平均深度均有顯著影響。

表5 指標2的方差分析表Table 5 Analysis of variance table for indicator 2

指標2的因素指標圖如圖13所示，可看出在一定范圍內選擇更大的噴氣流量、更短的脈寬與更短的脈間將得到更深的平均深度，原因是當脈沖氣體高速、高頻噴射時，對掩?？變攘鲌龅臎_擊將會更加劇烈，對流和傳質能力大幅提高，減弱了極化現象，加工效率得到大幅提高。各因素對指標的影響從主到次為：>>>。

圖13 指標2的因素指標圖Fig.13 Factor index graph for indicator 2

而正交實驗中加工陣列凹坑具有最大平均深度的工件表面LSCM檢測結果如圖14所示。其平均深度為15.2 μm，是具有最小深度標準差的陣列凹坑的3.5倍，其深度標準差與深度極差分別為2.97 μm與21.6 μm，非噴射中心區域的凹坑深度標準差為1.81 μm，極差為7.2 μm。

圖14 具有最大平均深度的工件表面Fig.14 Workpiece surface with maximum average depth

沿流體擴散方向分別提取無氣體輔助與正交實驗中不同指標下的最優結果于圖15，由圖可知有脈沖氣體輔助的正交實驗中所得工件凹坑成型規律與仿真一致，均是沿流體擴散方向凹坑深度逐漸加深，且相比無脈沖氣體輔助的加工結果在加工一致性以及加工效率上均有所提高。具體數據如表6所示，由表6可知具有最高加工效率的加工結果其效率較無氣體輔助下約提高了400%，但加工一致性卻降低了約8%；而具有最好加工一致性的加工結果較無氣體輔助下提高了約260%，而加工效率卻僅提高了33%。

由以上數據可看出，在噴嘴固定位置噴射時，加工一致性與加工效率難以兼得，其主要原因是脈沖氣體強烈的沖擊雖然極大地促進了加工產物的排出，但過強的沖擊使噴射中心區域存在缺液現象，導致局部加工停滯，由于噴嘴位置固定，噴嘴下方區域液體難以恢復，最終造成整體陣列凹坑的加工不一致性。

圖15 沿流體擴散射線方向凹坑成型圖Fig.15 Dimple formation along ray direction of fluid diffusion

表6 有無氣體輔助的加工結果Table 6 With or without gas assisted processing results

為進一步提高加工一致性，采用單噴嘴掃描噴射形式對陣列凹坑進行加工，噴嘴掃描速度為0.6 mm/s，加工時間30 s，其余實驗參數與正交實驗中具有最高加工效率的實驗所對應的參數一致(即噴射流量為75 mL/s，液面高度為8 mm，脈寬為10 ms，脈間為10 ms)。加工后的工件表面形貌如圖16所示，圖中黃色實線表示噴嘴掃描路徑，凹坑平均深度為10.7 μm，深度標準差與深度極差分別為1.06 μm與4.8 μm，加工一致性與加工效率相比無脈沖氣體輔助時分別提高了157%與224%，說明噴嘴掃描不僅能夠提高加工效率，同時保證了良好的加工一致性。

圖16 噴嘴掃描加工后工件表面Fig.16 Surface of workpiece after nozzle scanning

4 結 論

探究了脈沖氣體輔助掩模電解加工的特性，綜合考慮仿真與實驗結果，可作以下結論：

1) 基于脈沖氣體輔助掩模電解加工工藝特性，建立了脈沖氣體作用于加工區域的氣液兩相流與電場耦合的多物理場理論模型。仿真結果表明在噴氣速度為15 m/s時，掩模孔底部流體流動速度最大達到0.12 mm/s，當噴氣速度為100 m/s時，流速可達到3.5 mm/s，證明脈沖氣體的作用對加工區域流場有極大的優化作用。

2) 實驗結果表明脈沖氣體的作用對掩?？變入娊庖旱臄_動足夠強烈，對產物的去除效果明顯，是一種非常簡便且靈活的方法。

3) 在噴氣流量為75 mL/s(出口流速約為100 m/s)，電解液液面高度為16 mm，脈寬為10 ms，脈間為200 ms時，陣列凹坑具有最優的深度一致性，深度標準差最小達到0.75 μm；噴氣流量與脈寬不變，降低脈間與液面高度分別至10 ms與8 mm時，平均深度最大達到15.2 μm。

4) 加工時令噴嘴掃描能夠有效克服噴嘴固定時加工效率與加工一致性難以兼得的缺點，充分發揮脈沖氣體輔助的優勢，且脈沖氣體輔助加工的形式可非常靈活，除了加工時令噴嘴掃描還可考慮其他優化方式，如令噴氣與加工分步進行，即在氣體噴射的脈寬階段關閉電解加工電源，脈間階段待電解液恢復后開啟電解電源等。