超聲輔助微細電解加工間隙空化微射流對材料蝕除的影響

王明環, 呂明, 何凱磊, 鄭勁松, 許雪峰,2

(1.浙江工業大學 機械工程學院, 浙江 杭州 310023; 2.浙江工業大學 特種裝備制造與先進加工技術教育部重點實驗室, 浙江 杭州 310023)

0 引言

超聲能場能夠提高材料加工后的表面質量和精度[1]、降低加工表面宏觀切削應力等優點[2]。此外,超聲能場輔助可以增加成型材料塑性[3]、降低工具與工件間的摩擦力[1,3]。因此,超聲能場輔助加工被逐步應用于航空和醫學領域的高硬度、高耐磨性、耐溫度等的鈦合金[4]、碳纖維復合材料[5]、碳化硅半導體材料[6],包括超聲能場輔助機械加工和特種加工,如超聲切削加工[7]、超聲滾壓加工[8]、超聲電火花加工[9]、超聲電化學加工[10]等。

超聲特種加工中超聲輔助微細電解加工(UAEMM)將超聲能場和微細電解加工進行有效結合,與傳統的微細電解加工相比,其工件材料去除率和成型工件表面粗糙度均得到改善[10-11]。Ruszaj等[12]發現工具陰極的超聲振動可有效改善工件表面加工質量。Wang等[13]、Tong等[14]和王明環等[15]研究了徑向超聲能場滾蝕微細電解加工間隙內壓力對電解加工的影響,研究結果表明,隨著間隙壓力的增加材料去除率和表面加工精度提高。Goel等[16]在銅表面通過超聲輔助微射流電解加工小孔,證明超聲輔助可以提高材料去除率并顯著減小孔錐度。

從宏觀層面分析,超聲能場對電解液的擾動現象給微細電解加工帶來了積極作用。從微觀層面分析,超聲能場輔助微細電解加工間隙電解液中產生的空化效應及其潰滅瞬間釋放的高速微射流對工件表面產生的沖擊作用起到了不可忽略的作用。

國內外學者對超聲空化進行了前期研究,吳書安等[17]對6061鋁合金進行超聲振動空蝕實驗,當材料表面與超聲振動頭的間距低于1 mm時材料表面發生明顯的空蝕效果。Bai等[18]從空化泡作用理論模型估算發生最大沖擊載荷的最佳間距,并通過實驗驗證間距在0.5～0.8 mm范圍內會產生較大的沖擊載荷。Gregorcic等[19]和Brujan等[20]通過高速攝影儀觀察到了近壁面空化泡潰滅時產生的微射流。Futakawa等[21]通過微射流沖擊行為的試驗觀察,預估微射流沖擊速度在200～300 m/s。葉林征等[22]基于球形壓痕理論的反演分析法得到微射流沖擊速度和沖擊強度分別為310～370 m/s和420～500 MPa,證明空化微射流沖擊材料壁面屬于高速沖擊作用。Tzanakis等[23]對鉻合金鋼進行超聲空化實驗,觀測實驗后鋼試件表面產生大量點蝕坑,并逆推得到近壁面空泡潰滅產生約0.4～1.0 GPa的沖擊壓力。薛偉等[24]研究了空蝕破壞的微觀變化過程并分析了空蝕破壞機理,指出試件表面的空蝕孔主要是由空化泡潰滅微射流沖擊所形成。

以上有關空化理論及實驗研究,為超聲空化微射流對微細電解加工的影響研究提供參考。超聲電解加工過程中包括電化學陽極溶解過程,同時伴隨高速微射流對壁面的沖擊作用,然而空化微射流沖擊在電解加工過程中的具體作用尚沒有得到實驗驗證,因此研究微射流沖擊作用對解釋超聲輔助電解加工機理具有一定的指導意義。

本文為了更好地觀察超聲空化微射流對工件表面的沖擊效果,選擇材質相對較軟的6061鋁合金為研究對象,6061鋁合金是航空航天、高速列車、兵器工業等領域關鍵制造的基礎材料。建立工件表面微射流沖擊流固耦合模型,通過模擬分析得到空泡潰滅微射流沖擊造成的工件表面塑性變形規律,并通過超聲空化實驗進行了驗證。微射流沖擊造成的塑性變形影響了電流密度分布規律,進而影響材料去除率和加工后表面質量,并進行工藝實驗具體描述超聲能場對于微細電解加工的作用規律。

1 UAEMM原理

UAEMM原理如圖1(a)所示。隨著超聲能場的加入,微細電解加工中間隙電解液在超聲波作用下不斷波動導致間隙氣泡率降低并帶走電解加工產物,從而提高間隙電導率。超聲能場在加工間隙內產生交替的正負壓,從而撕裂液體中的薄弱部分形成空穴,液體中的空化核進入空穴產生空化泡,空化泡在超聲能場的作用下進行一系列演變后潰滅產生空化微射流造成空化現象,由于距離壁面較近,高速空化微射流會沖擊工件表面使其進行塑性形變(見圖1(b)),形成具有凸起和凹陷的微凹坑(見圖1(c)和圖1(d))。由于電解加工過程中電場的持續存在,工件表面受沖擊所形成的凸起由于電場強度集中被優先溶解蝕除,隨著超聲能場高頻作用,工件表面發生快速塑性變形,工件表面電場分布發生著高頻變化,材料被一點一點地去除,不同于常規微細電解加工材料去除過程和規律,提高了工件表面精度。

圖1 UAEMM原理圖

2 間隙空化微射流沖擊理論模型

2.1 空化微射流沖擊速度與壓強

空化泡潰滅過程復雜且隨機,潰滅時產生的微射流速度無法精確計算,Plesset等[25]根據空化泡動力學方程得到微射流速度估算公式:

(1)

式中:H為空化泡中心到壁面的距離;R0為空化泡初始半徑;p∞為環境壓強;pv為泡內蒸氣壓強;ρ為液體密度。當超聲波傳入液體中,電解液中存在超聲脈動壓力,環境壓強p∞=p0+pA,p0為一個大氣壓值,pA為聲壓幅值。UAEMM加工間隙較小,因此本文僅考慮H=R0的情況。結合文獻[14]的研究及表1中參數,得到微射流速度約為350 m/s。

表1 間隙空化微射流參數值

當微射流傳播到工件表面時,在瞬間對工件產生一個錘擊力Pwh[22]:

(2)

式中:ρ為密度,c為聲速,下標s和l分別表示工件和流體。根據表1、表2參數得到微射流沖擊強度約500 MPa。

表2 材料特性參數

2.2 Johnson-Cook塑性模型

由于空化微射流沖擊時間短、速度快、強度高,材料可能發生高速變形。材料的屈服應力、強度極限以及伸長率等參數在不同的變形速率下將發生改變。采用Johnson-Cook本構模型[26]來定義材料的高速變形,此模型反映了應力與塑性應變、應變率和溫度之間的關系:

(3)

表3 6061鋁合金的Johnson-Cook本構參數[27]

3 微射流對工件表面沖擊仿真分析

3.1 模型建立

空化泡潰滅時間短及其潰滅產生的微射流速度高,微射流沖擊固體表面涉及到固液耦合相互作用問題及流體動力學問題,通過Abaqus軟件進行有限元仿真分析,考慮到微射流由水分子組成,故采用光滑粒子流體動力學(SPH)方法模擬微射流水柱。建立微射流沖擊工件表面流固耦合模型如圖2所示:區域Ⅰ為微射流模型,對其進行粒子化處理;區域Ⅱ為6061鋁合金。邊界1為工件表面,邊界條件為自由變形;邊界2、邊界3為工件側面,邊界條件四周固定;邊界4為工件底面,邊界條件四周固定。

圖2 微射流沖擊幾何模型

根據相關學者及課題組前期研究,假設初始微射流直徑D0=6 μm,微射流長度h=14 μm,以 350 m/s 的速度沖擊在40 μm×40 μm×5 μm的6061鋁合金壁面[28-29],h1為工件厚度。對微射流沖擊模型進行網格劃分,如圖3所示,網格單元總數為154 000。仿真參數如表2所示。

圖3 網格劃分

3.2 仿真結果分析

根據微射流沖擊工件表面的形態變化,每隔 10 ns 選取選取一張沖擊圖像來闡述微射流沖擊工件壁面的過程,如圖4所示。從圖4中可以看出,微射流成粒子狀對工件壁面的沖擊特征表現為粒子的平鋪、散落、飛濺等現象。

圖4 不同時刻微射流沖擊圖

3.2.1 壁面等效應力分析

圖5為工件表面不同時刻的等效應力分布云圖,可以看出,隨著微射流沖擊工件壁面,壁面等效應力影響區不斷變大。壁面等效應力數值逐漸增大并穩定在200 MPa左右,該值超過了6061鋁合金的屈服強度,說明微射流沖擊導致了6061鋁合金產生塑性變形,造成其表面形貌發生變化。

圖5 不同時刻工件表面等效應力分布云圖

3.2.2 微射流沖擊下工件表面幾何變形分析

圖6為微射流沖擊工件表面不同時刻的形變U云圖,結果表明微射流沖擊下工件表面瞬間發生形變。在沖擊作用時間5 ns時,工件表面已基本形成穩定的微凹坑;微凹坑邊緣處伴隨有材料凸起,這是由于微射流的快速沖擊導致材料塑性變形向外流動而導致的。圖7為微射流沖擊凹坑截面曲線圖,經過微射流沖擊后工件壁面的凹坑深度大約為 100 nm,造成的凸起約為30 nm。

圖6 不同時刻下工件表面形變云圖

圖7 不同時刻下凹坑的截面曲線

3.2.3 微射流直徑對工件表面凹坑形貌的影響

不同大小的空化泡潰滅產生的微射流直徑有所不同,進一步分析不同微射流直徑與微凹坑形貌的關系。微射流直徑為φ6 μm、φ10 μm、φ14 μm、φ16 μm、φ18 μm、φ20 μm,不同微射流直徑下工件表面形變云圖如圖8所示。由圖8可以看出,微射流沖擊后成型凹坑的直徑和深度隨著微射流直徑增大而增大。由凹坑截面圖9可以看出,隨著微射流直徑的增大,凹坑深度增加、且增加速度逐漸降低,到達一定深度后基本保持不變。

圖8 不同微射流直徑沖擊下工件壁面云圖

圖9 不同微射流直徑下的凹坑截面曲線

4 UAEMM實驗研究

4.1 實驗平臺

基于UAEMM原理搭建實驗平臺,示意圖如圖10所示,包括超聲發生系統、電解加工系統、數控機床及控制系統、時間控制器、工作平臺等。數控機床控制工具陰極與工件陽極間相對運動,工具陰極連接在變幅桿端口并固定在機床主軸上,超聲電源控制工具振動頭產生徑向振動,工件陽極固定在工作平臺上,直流電源正極和負極分別與工件陽極和工具陰極相連,時間繼電器控制加工時間,設置好實驗參數后在電解槽中進行實驗研究。實驗后工件表面形貌采用掃描電鏡(SEM)、白光干涉儀圖像進行觀察,凹坑截面輪廓和表面粗糙度分別采用VWH-1000超景深顯微鏡和白光干涉儀進行測量。

圖10 UAEMM實驗裝置示意圖

4.2 實驗參數設置

工件材料采用6061鋁合金,工具振動頭材料為TC4鈦合金,實驗前對工件進行拋光預處理使其表面達到納米級精度。以10% NaNO3溶液為電解液,實驗在室溫下進行。超聲空化實驗參數設置為:實驗時間為0.1 s,超聲振動頭距離工件表面為 50 μm,超聲振幅為10 μm。UAEMM工藝實驗參數如表4所示。

表4 超聲電解加工實驗參數

4.3 超聲空化微射流對工件表面的沖擊作用

圖11為超聲作用0.1 s前后的工件表面形貌。由圖11(a)可以看出:微射流沖擊后工件表面發生塑性形變;原始工件表面形貌較為平整,經過超聲作用0.1 s后的工件表面產生若干近似圓形、分布不規則的微凹坑(空蝕坑,見圖11(b)和圖11(c))。這是由于工具振動頭隨機產生不同大小的空化泡,潰滅微射流的直徑大小也不同,因此產生的空蝕坑也不盡相同。根據微凹坑直徑大小可將其分為兩類:直徑在φ6～φ20 μm的小凹坑占凹坑總數的85%,其深度為0.10～0.18 μm,此類凹坑由單次空化微射流對工件表面沖擊形成(見圖11(c)A、B、C)。其余直徑大于20 μm的大凹坑,其深度穩定在0.18 μm,此類凹坑直徑較大、深度基本不變,可認為由多次射流沖擊共同作用所產生(見圖11(c)D、E、F)。

圖11 超聲作用0.1 s前后工件表面形貌

提取不同射流直徑沖擊下的微凹坑三維輪廓曲線如圖12所示。由圖12可見,凹坑邊緣處有明顯凸起,整體類似火山口形。微射流直徑D0=φ6 μm時,凹坑深度為100 nm,凹坑凸起為30 nm。微射流直徑D0=φ14 μm時,凹坑深度為155 nm,凹坑凸起為40 nm。微射流直徑D0=φ20 μm時,凹坑深度為170 nm,凹坑凸起為50 nm。實驗凹坑與仿真凹坑基本一致,表明了微射流模擬沖擊具有一定的可信性。

圖12 實驗凹坑與仿真凹坑輪廓對比

4.4 超聲空化微射流沖擊作用下表面電場分析

4.4.1 電場理論模型

在電場的作用下,超聲空化微射流沖擊工件表面形成的空蝕坑擾動了電場線分布,通過Comsol軟件對其電場進行仿真分析。根據拉普拉斯方程,UAEMM間隙內電場滿足電流守恒方程:

(4)

J=σE0

(5)

(6)

式中:J為電流密度;σ為電導率;E0為電場強度;V為工具陰極和陽極工件間的電勢差。

4.4.2 幾何模型

提取一種微凹坑對工件表面電場的影響進行建模分析,幾何模型示意圖如圖13所示。模型邊界1為工具陰極,設置為接地;邊界2、3設置為電絕緣,并且固定;邊界4、5、6、7、8為工件表面,設置為自由變形。模擬參數:凹坑直徑為6 μm;電導率 7.9 S/m;加工電壓10 V;加工間隙50 μm;加工時間0.01 s。

圖13 幾何模型示意圖

4.4.3 工件表面電流密度分析

圖14為工件表面的電流密度分布云圖及電流密度曲線。工件表面電流峰值出現在凹坑凸起處,凹坑凸起處電流密度高于原始工件表面和凹坑凹陷處的電流密度。凹坑凸起處的電流密度為1.9×106A/m2,原始工件表面處的電流密度為1.58×106A/m2,凹坑凹陷處電流密度值為1.5×106A/m2,凹坑凸起處的電流密度是原始工件表面的1.2倍。

圖14 工件表面電流密度分布

4.4.4 材料表面蝕除分析

提取工件表面蝕除深度曲線如圖15所示。從圖15中可以看出,凹坑凸起處蝕除深度高于平整壁面和凹坑凹陷處。由于電場線在凹坑凸起處集中,因此凹坑凸起處得到優先去除。凹坑凸起處蝕除深度為0.379 μm,原始工件表面蝕除深度為0.316 μm,凸起處蝕除深度是原始工件表面的1.2倍。因此,在微細電解加工過程中,工件表面在大量空化微射流沖擊作用下會持續發生微空蝕坑形成-微空蝕坑凸起快速蝕除過程,有利于材料去除率的提高。

圖15 工件表面材料蝕除深度

4.5 UAEMM凹坑成型規律

在UAEMM過程中,超聲空化微射流對工件表面造成的空蝕坑影響著電場分布規律,進而影響了材料蝕除進程和工件表面的加工質量。通過實驗驗證超聲能場對電解加工材料去除率及粗糙度的影響。利用凹坑截面積衡量材料去除率,利用白光干涉儀對凹坑底部進行粗糙度的測量。

4.5.1 超聲能場對微細電解加工凹坑成形的影響

用表4中工藝參數,獲得加工時間5 s后有、無超聲能場下微細電解加工下凹坑表面形貌,分別如圖16和圖17所示。由圖16(a)和圖16(b)看出,超聲輔助電解加工時,超聲能場的加入使得間隙產物及時排出,凹坑被有效去除至一定深度。同時,超聲空化產生的間隙微射流對工件表面實時產生的若干微凸起,在尖端電場效應下優先被溶解蝕除,隨著微射流作用和電場分布變化,工件表面不斷被腐蝕平整(見圖16(c))。由圖17(a)和17(b)可見,無超聲能場時凹坑中間產生一類似孤島形狀的凸起,這是由于電解加工間隙產物殘留較難排出、加工間隙內電解液電導率不均勻,從而導致電場的不均勻腐蝕。相比超聲能場作用下的凹坑表面,無超聲作用后的凹坑底部平整度較差(見圖17(c))。提取凹坑底部的粗糙度輪廓曲線如圖16(d)和圖17(d)所示,超聲能場下工件底部表面的粗糙度值要顯著降低。

圖16 超聲電解加工凹坑及其底部形貌

圖17 電解加工凹坑及其底部形貌

圖18為上述兩種工況加工后的凹坑截面圖。EMM凹坑深度約為20 μm,且底部存在孤島形狀;UAEMM凹坑深度達到100 μm。粗糙度Ra值由粗糙度輪廓曲線得到,EMM凹坑底部的粗糙度值為290 nm,UAEMM后凹坑底部的粗糙度值為40 nm。超聲能場輔助能有效提高電解加工材料去除率和改善加工后的工件表面質量。

圖18 電解與超聲電解加工凹坑輪廓曲線

4.5.2 超聲振幅對UAEMM加工凹坑成形的影響

圖19為超聲振幅A0分別為1 μm、4 μm、7 μm、10 μm,加工時間為5 s,加工間隙為50 μm時,UAEMM后成型凹坑截面輪廓曲線。由圖19可知,隨著超聲振幅的增加,凹坑深度逐漸增加,且增加速度逐漸減小,增大超聲振幅有助于提高材料去除率。

圖19 不同超聲振幅下凹坑輪廓曲線

提取不同超聲振幅下凹坑去除量及表面粗糙度如圖20所示,隨著超聲振幅的增大,材料去除量呈上升趨勢,凹坑表面粗糙度先降低、后趨于穩定。振幅從1 μm增到7 μm時,材料去除量從0.120 mm2增加到0.162 mm2,增大了35.02%;粗糙度值從252.8 nm降為39.4 nm,降低了84.87%。振幅從 7 μm 增到10 μm時,材料去除量從0.162 mm2提高到0.165 mm2,提高了1.8%;粗糙度值從39.6 nm降為38.3 nm,降低了3.3%。實驗結果表明,低振幅產生的超聲能場較弱,對材料表面的沖擊效果不明顯;高振幅產生的空化強度越高,微射流沖擊效果越顯著,同時促進電解液得到不斷更新,加工區域電流密度周期性增大,從而提高了材料去除量并且降低表面粗糙度。但當超聲能場增加到一定程度時,材料去除率和表面粗糙度的改變不再顯著,說明超聲能場對電解加工的輔助作用有一定的閾值。

圖20 超聲振幅對凹坑去除量和表面粗糙度的影響

4.5.3 加工間隙對UAEMM加工凹坑成形的影響

圖21為加工間隙分別為40 μm、50 μm、60 μm和70 μm,加工時間為5 s,超聲振幅為10 μm時,超聲微細電解加工后成型凹坑的截面輪廓曲線。由圖21可知,隨著加工間隙的增加,凹坑深度逐漸減小,減小加工間隙有助于提高材料去除率。

圖21 不同加工間隙下凹坑輪廓曲線

提取不同加工間隙下凹坑去除量及表面粗糙度如圖22所示。隨著加工間隙的增大,材料去除量先增加、后呈下降趨勢,凹坑表面粗糙度先降低、后呈上升趨勢。加工間隙從40 μm增到50 μm時,材料去除量從0.161 mm2增加到0.165 mm2,增大了2.48%;粗糙度值從43.4 nm降低到38.3 nm,降低了11.75%。加工間隙從50 μm增到70 μm時,材料去除量從0.165 mm2降到0.123 mm2,降低了25.45%;粗糙度值從38.3 nm增大到99.9 nm,增大了160.83%。加工間隙小于50 μm時,間隙增大可以加快間隙流場物質交換速度,間隙濃差極化變小,有利于陽極產物的溶解,導致材料去除量增加,表面粗糙度降低;加工間隙大于50 μm時,間隙流場物質交換比較穩定,電導率相對穩定,大間隙使得電流密度下降,導致材料去除量下降,表面粗糙度有所增加。

圖22 加工間隙對凹坑去除量和表面粗糙度的影響

5 結論

本文對超聲能場輔助微細電解加工間隙空化微射流對工件表面的沖擊作用及其對材料蝕除的影響進行仿真和實驗。得出以下主要結論:

1)在UAEMM間隙電解液中,近壁面空化潰滅微射流速度和壓強分別可達350 m/s和500 MPa。微射流沖擊作用下工件表面發生塑性變形,產生許多納米尺度微型空蝕坑,且空蝕坑周圍材料伴有隆起。

2)工件表面若干空蝕坑微隆起處的電流密度是平壁面的1.2倍,此處材料被快速溶解,隨著超聲微細電解加工過程中空化作用的持續進行,材料去除率得到提高。

3)工藝實驗表明,與EMM相比,UAEMM凹坑蝕除深度可從20 μm提高到100 μm,凹坑底部粗糙度Ra可從290 nm降低到40 nm。同時提高超聲振幅并適當降低加工間隙,有助于促進間隙空化微射流對微細電解加工加工過程發揮最大有效影響。