穆宏鵬，劉志東,*，周順程，韓云曉，邱明波,2

1. 南京航空航天大學 機電學院，南京 210016v2. 南京航空航天大學 直升機傳動技術國家級重點實驗室，南京 210016

航空航天領域結構件采用的性能優(yōu)異的先進材料越來越多，且零件毛坯多為整體鍛件，材料去除量超過80%，加工難度大，特種加工是該類型零件加工的重要手段。特種加工領域的電火花加工利用兩極間的電腐蝕現(xiàn)象蝕除材料，沒有宏觀切削力，非常適合難加工材料的加工，但傳統(tǒng)電火花加工材料去除率低的問題制約了其推廣應用。為提高其材料去除率，提出了一系列高效放電加工方法，包括高速電弧銑削技術、電弧電火花復合加工技術、放電誘導燒蝕加工技術、短電弧加工技術等。高速電弧銑削、電弧電火花復合銑削、短電弧銑削加工均能獲得較高的材料去除率，甚至在某些情況下可以超過機械切削的水平。劉志東等提出的放電誘導燒蝕加工技術，其材料去除率能夠達到電火花加工的數十倍，而且加工表面質量更好，熱影響層更薄，為進一步提高放電誘導燒蝕銑削加工技術的材料去除率，許俊等采用功能電極供應氣(氧氣)液(去離子水)到極間進行放電誘導燒蝕銑削加工，材料去除率達到96.3 mm/min。張凱嘗試采用霧化介質作為加工介質進行放電誘導燒蝕銑削加工，霧化介質的引入一定程度上改善了燒蝕加工的放電狀態(tài)，但材料去除率仍未到100 mm/min。

放電誘導燒蝕加工借助火花放電來活化工件表面材料，并主要依靠燃燒作用蝕除材料，但其燃燒過程中氧氣利用率的問題并未得到重視?？琢罾傺芯堪l(fā)現(xiàn)內噴霧燒蝕成形加工的氧氣利用率不足1%，而針對放電誘導燒蝕銑削加工，還未有學者研究過其氧氣利用率的大小。陳煥杰等進行過液中噴氣電火花加工的性能研究，其對加工后的表面(45#鋼)進行分析后發(fā)現(xiàn)，相比于液中加工以及氣中加工，采用去離子水中噴空氣進行電火花加工后表面的氧化程度更高，其認為這得益于放電區(qū)域周圍液體介質對加工區(qū)域空氣的壓縮作用。由此可以推斷液中噴氣加工模式對放電誘導燒蝕銑削加工氧氣利用率的提升有益，從而提升其材料去除率。

為探究不同極間介質模式對于放電誘導燒蝕銑削的材料去除率、相對電極損耗率及氧氣利用率等其他工藝性能的影響，設計了內噴霧、液中噴霧、液中噴氣3種極間介質模式的對比試驗。

1 加工原理

試驗采用凝華NH850F型電火花成形機床經改造而成的放電誘導燒蝕高效復合加工機床，如圖1所示。圖1右邊所示為液中噴氣加工所用裝置，加工時直接將氧氣通過中空管電極通入液體介質中的加工區(qū)域。

圖1 試驗系統(tǒng)Fig.1 Test system

圖2 不同極間介質模式加工原理圖Fig.2 Schematic diagram of different gap dielectric mode

3種模式的加工原理如圖2所示。其中內噴霧和液中噴霧模式均采用氣助霧化噴嘴將氧氣與工作液霧化，二者的差異在于內噴霧模式是將氣液混合介質流噴入空氣氛圍中的加工區(qū)域，后者則是噴入工作液當中。而液中噴氣模式是將氧氣通過管電極直接噴入工作液當中。3種加工模式均采用正極性加工，即工件接正極，電極接負極。加工時電極高速旋轉，按照數控程序進給。

2 試驗設置

2.1 試驗參數

對比試驗參數如表1所示。霧化量指的是單位時間內采集的霧化介質中液相冷凝的體積，采用70～80 mL/min的霧化量是為了使2種噴霧模式獲得較優(yōu)加工性能而進行優(yōu)選的結果。試驗中采用紫銅管電極，工件采用Cr12模具鋼。采用純凈水稀釋JR1A線切割工作液。對加工前后的工件和電極采用酒精中超聲清洗，干燥后稱重求差。3種模式的材料去除率(Material Removal Rate, MRR)用單位時間內工件材料體積蝕除量(mm/min)計量，按式(1)計算，相對電極損耗率(Relative Electrode Wear Rate, REWR)用電極體積損耗量與工件體積蝕除量的百分比計量，按式(2)計算。

(1)

(2)

式(1)、(2)中：和分別為加工過程中工件蝕除的體積(mm)和電極損耗的體積(mm)；為加工時間(min)。

表1 不同模式對比試驗參數

2.2 氧氣利用率計算

為了考察在表1參數時3種模式加工中氧氣利用程度的相對差異，利用式(3)進行燃燒反應氧氣利用率的計算：

(3)

式(3)中：為放電誘導燒蝕銑削加工中參與燃燒反應消耗氧氣物質的量(mol)；為加工前后氧氣瓶中消耗氧氣物質的量(mol)。

為便于計算，假設在放電誘導燒蝕銑削加工過程中，僅存在放電蝕除和燃燒蝕除兩種材料蝕除方式，且二者相對獨立。楊曉冬研究發(fā)現(xiàn)，電火花加工過程中放電蝕除率不到10%，將放電誘導燒蝕銑削加工過程中的放電蝕除率作10%考慮，因此該過程的燃燒蝕除率為90%。稱重得到工件加工前后的質量差后，加權考慮此比例以計量燃燒蝕除量。試驗中采用Cr12模具鋼作為工件材料，其成分如表2所示，為便于計算，將其成分簡化為：88%的鐵元素及12%的鉻元素。

表2 Cr12模具鋼材料元素組分Table 2 Element composition of Cr12 mold steel material

采用化學反應式(4)、式(5)分別進行鐵元素燃燒及鉻元素燃燒氧氣消耗量的計算，考慮到放電通道溫度達到10 000 ℃的數量級，同時極間通入了高純氧氣，故假設Fe均轉換成了FeO，而后采用式(6)計算。

3Fe+2O=FeO

(4)

4Cr+3O=2CrO

(5)

=+

(6)

式(6)中：、分別為Fe、Cr燃燒反應消耗的氧氣量(mol)。

試驗中采用15.6 L容積的高純氧氣作為氧氣來源，3種模式均以消耗1 MPa(氧氣瓶瓶壓減少1 MPa)為試驗停止節(jié)點。試驗時室溫15 ℃左右，計為15 ℃，結合不同模式加工前后的氧氣瓶壓力數值，利用Redlich-Kwong方程計算出對應壓力及溫度下的氧氣壓縮系數(表3)，而后采用實際氣體狀態(tài)方程(式(7))計算室溫15 ℃、不同壓力時瓶中氧氣物質的量，不同模式加工前后該量之差即為。

表3 溫度15 ℃、不同壓力時對應的氧氣壓縮系數Z

1 000=

(7)

式(7)中：為瓶中氧氣壓力(MPa)；為氧氣瓶容積(L)；為氧氣壓縮系數；為氧氣瓶中氧氣的物質的量(mol)；=8.314(L·kPa)/(K·mol)為理想氣體常數；為熱力學溫度(K)。

3 試驗結果與分析

3.1 試驗結果

3種模式加工的材料去除率以及相對電極損耗率如圖3所示。

圖3 3種模式的材料去除率及相對電極損耗率Fig.3 MRR and REWR of three modes

由圖3中可以看出，液中噴氣燒蝕銑削加工的材料去除率最高，相比內噴霧燒蝕銑削提高了7.10%，相比液中噴霧燒蝕銑削提高了27.42%，達到131.86 mm/min，同時其相對電極損耗率是3種模式中最小的，相比內噴霧燒蝕銑削降低了72.11%，相比液中噴霧燒蝕銑削降低了74.64%。液中噴霧加工的材料去除率是3種模式中最低的，同時其相對電極損耗率超過7%。

放電誘導燒蝕銑削加工過程中，主要依靠燃燒反應來蝕除材料，氧氣作為燃燒化學反應的反應物，其參與式(4)、式(5) 2種反應的比例對其材料去除率具有重要影響。經計算得到3種加工模式的氧氣利用率如圖4所示。

圖4 3種模式的氧氣利用率Fig.4 Oxygen utilization rate of three modes

從圖4中看出，液中噴氣加工的相對氧氣利用率最高，達到0.81%，相比內噴霧燒蝕銑削，氧氣利用率提高約44.64%，液中噴霧模式的氧氣利用率最低?？梢钥闯?，由于燒蝕銑削加工中極間存在氧氣的泄漏，3種模式中大部分氧氣未直接參與燃燒反應，對于極間主要起到了冷卻、促進排屑等作用。

3.2 試驗分析

3.2.1 加工穩(wěn)定性

由3.1節(jié)試驗結果可知，液中噴氣模式表現(xiàn)出高效率低損耗的性能特點，尤其這一模式的相對電極損耗率相比內噴霧模式降低72.11%。而放電狀態(tài)對于電火花加工的材料去除率影響重大。為反映加工時的放電狀態(tài)，采集了3種模式加工時的放電波形，如圖5～圖7所示。

從圖5(a)、圖6(a)、圖7(a)對比可知，相比于內噴霧模式和液中噴霧模式存在大量的短路拉弧狀態(tài)，液中噴氣模式的短路拉弧幾率大幅減小，這是液中噴氣模式相對電極損耗率遠低于前兩者的根本原因，而且液中噴氣模式中有一定擊穿延時的放電波形占有相當比重，說明該模式極間介質狀態(tài)良好。從圖5(b)、圖6(b)、圖7(b)中可以看出，內噴霧模式、液中噴霧模式、液中噴氣模式的擊穿電壓分別達到了200、82、99 V。

為探究極間介質狀態(tài)，在其他參數相同的條件下采集了液中以及氧氣中電火花銑削加工的放電波形，如圖8所示，二者擊穿電壓分別為70 V以及200 V。結合圖5(b)以及圖8(b)分析可知，內噴霧的擊穿電壓與氣中加工非常接近，可認為內噴霧近似是在氣中加工。而液中噴霧加工和液中噴氣加工的擊穿電壓都高于液中加工(70 V)，王祥志等研究了混氣電火花加工中的氣泡現(xiàn)象，發(fā)現(xiàn)氣體的通入能夠提高液體介質的擊穿電壓，同時介質的放電間隙隨著氧氣壓力的增大而不斷減小。故認為液中噴霧加工和液中噴氣加工極間均是處于氣液混合的狀態(tài)，同時其放電間隙小于液中加工，這與陳煥杰等的試驗結果是一致的。

圖5 內噴霧燒蝕銑削放電波形Fig.5 Discharge wave form of near-dry EDM ablation milling

圖6 液中噴霧燒蝕銑削放電波形Fig.6 Discharge wave form of submerged mist-jetting EDM ablation milling

圖7 液中噴氣燒蝕銑削放電波形Fig.7 Discharge wave form of submerged gas-jetting EDM ablation milling

圖8 液中、氣中電火花銑削放電波形Fig.8 Discharge wave form of EDM milling in liquid medium and gas medium

有學者認為采用氣助霧化噴嘴產生的霧化介質進行電火花加工時，因為其產生的霧化介質顆粒比較大，容易出現(xiàn)霧滴將兩極間連通的現(xiàn)象，所以加工中短路率比較高。因為試驗中同樣采用氣助霧化噴嘴作為霧化介質產生裝置(圖2), 2種噴霧模式中霧化介質顆粒大小或許超過放電間隙，使得兩極間聯(lián)通(圖9(a)和圖9(b))，促使短路率比較高，而且線切割工作液粘度遠高于氣體介質，放電之后，蝕除產物在飛濺排除時容易黏附在大顆粒液滴上，排出比較困難，容易堆積在極間，使得短路現(xiàn)象頻繁出現(xiàn)，另外，線切割工作液具有一定的導電性(經實際測試，試驗所用稀釋后的線切割工作液的導電率為2 646 μS/cm)，這也加劇了在液中噴霧及內噴霧加工中短路拉弧現(xiàn)象的產生，從而導致電極損耗比較大。

圖9 3模式加工極間介質狀態(tài)示意圖Fig.9 Dielectric condition schematic diagram under different modes in discharge gap

而在液中噴氣加工時極間混入了大量氣體，致使極間部分空間被氣泡占據，如圖9(c)所示，極間呈現(xiàn)出氣液介質分層的狀態(tài)，氣泡在電極運動的離心力和浮力作用下具有向四周運動和向上浮動的趨勢，能夠黏附并帶走極間產生的顆粒物，使得排屑順暢，因此短路拉弧現(xiàn)象遠少于液中噴霧模式和內噴霧模式，故其相對電極損耗遠低于液中噴霧和內噴霧。

3.2.2 加工表面微觀形貌

為考察不同模式加工后表面的形貌，對3種模式加工后的工件表面進行了顯微分析。圖10(a)、圖10(b)、圖10(c)分別為內噴霧、液中噴霧、液中噴氣3種模式加工后的工件表面掃描電子顯微鏡(Scanning Electron Microscope, SEM)圖像。

從圖10(a)、圖10(b)、圖10(c)對比可得，液中噴氣模式加工的表面相比內噴霧模式和液中噴霧模式熔化凝固物黏附得比較少，表面更為平整，經表面粗糙度檢測發(fā)現(xiàn)液中噴氣模式的表面粗糙度為=6.311 μm，而內噴霧、液中噴霧表面粗糙度分別為=8.257 μm、=7.500 μm。將液中噴氣加工后的截面進行金相觀察，其熔化凝固層厚度在17 μm左右，如圖11所示。

圖10 不同模式加工表面微觀形貌Fig.10 Micromorphology of machined workpiece surface under different modes

圖11 液中噴氣加工后的橫截面金相顯微圖Fig.11 Metallographic observation of cross section after submerged gas-jetting EDM ablation

對不同模式加工表面的成分進行了能譜分析，結果如圖12～圖14所示。

由于燒蝕加工的燃燒反應由放電蝕除坑邊緣誘發(fā)，故選擇不同加工表面放電坑周圍熔化凝固物所在區(qū)域進行能譜分析，以分析三者燃燒反應的差異?？梢钥闯觯褐袊姎饽Ｊ綊呙鑵^(qū)域的氧元素質量分數達到8.61%，明顯高于內噴霧加工(5.58%)和液中噴霧加工(6.90%)。由于液中噴氣模式和液中噴霧模式加工區(qū)域存在液體的壓縮作用，二者的氧化燃燒反應更為劇烈。液中噴氣模式的正常放電狀態(tài)比較多，放電活化作用范圍更大，更能促進燃燒反應發(fā)展，而后者則因為空載以及短路拉弧現(xiàn)象頻繁出現(xiàn)(圖6(a))，導致放電活化作用受限，燃燒反應的規(guī)模較小，因此其氧氣利用率更低。內噴霧模式不如液中噴氣加工中存在液體對于氧氣的聚集壓縮作用(圖9(c))，同時也存在較多的非正常放電狀態(tài)，放電活化作用受到限制，導致其氧氣利用率也比較低，因此其材料去除率低于液中噴氣加工。

圖12 內噴霧加工工件表面能譜分析Fig.12 Energy spectrum analysis of machined workpiece surface after near-dry EDM ablation

圖13 液中噴霧加工工件表面能譜分析Fig.13 Energy spectrum analysis of machined workpiece surface after submerged mist-jetting EDM ablation

圖14 液中噴氣加工工件表面能譜分析Fig.14 Energy spectrum analysis of machined workpiece surface after submerged gas-jetting EDM ablation

為分析3種介質模式對電極損耗的影響，對3種模式加工后的電極表面進行分析，能譜分析區(qū)域均選擇電極表面放電坑周圍的熔化凝固區(qū)域。從電極表面能譜分析結果(圖15～圖17)可以看出，3種模式加工后的電極表面均存在鍍覆現(xiàn)象，而液中噴氣加工模式電極表面工件成分(如鐵元素、鉻元素)含量是最高的，質量分數達到58.93%，其他2種模式的鐵、鉻元素含量之和分別為56.25%和50.51%，均小于液中噴氣模式。這表明液中噴氣模式時電極表面的反鍍作用強于液中噴霧和內噴霧模式，而反鍍作用一定程度上補償了電極損耗。而液中噴氣模式反鍍作用更強也表明該模式加工時蝕除產物在反鍍過程中受到的阻力小，考慮到極間處于氣液分層的狀態(tài)，認為電極一側端面近似是在氣體包裹中，如圖9(c)所示。

圖15 內噴霧加工電極表面能譜分析Fig.15 Energy spectrum analysis of machined electrode surface after near-dry EDM ablation

圖16 液中噴霧加工電極表面能譜分析Fig.16 Energy spectrum analysis of machined electrode surface after submerged mist-jetting EDM ablation

圖17 液中噴氣體加工電極表面能譜分析Fig.17 Energy spectrum analysis of machined electrode surface after submerged gas-jetting EDM ablation

4 加工樣件

采用表1所示參數分別進行了內噴霧、液中噴霧、液中噴氣3種模式的放電誘導燒蝕銑削樣件加工，采用的紫銅電極外徑8 mm，加工出的Cr12模具鋼樣件如圖18所示，數控程序軌跡為15 mm×15 mm的正方形，加工深度8 mm，加工過程中未進行電極補償。3種模式型腔加工所體現(xiàn)的性能規(guī)律與圖3中一致。由圖18所示的實際加工深度對比可知，相比于內噴霧和液中噴霧，液中噴氣模式的放電誘導燒蝕銑削加工具有較低的相對電極損耗率。3種模式加工所用電極如圖19所示。

圖18 不同模式放電誘導燒蝕銑削加工型腔Fig.18 Cavities machined by different EDM ablation milling

圖19 不同模式放電誘導燒蝕銑削加工用電極Fig.19 Electrodes used in different EDM ablation milling

5 結 論

1) 極間介質模式對放電誘導燒蝕銑削工藝指標具有很大的影響，液中噴氣模式的擊穿電壓介于液中加工和氣中加工之間，其極間處于氣液介質分層狀態(tài)。

2) 液中噴氣模式排屑性能良好，相比于內噴霧和液中噴霧加工，短路拉弧現(xiàn)象出現(xiàn)比例很小，因而其相對電極損耗率遠低于內噴霧和液中噴霧加工，達到1.81%，不到內噴霧模式的1/3。

3) 液中噴氣放電誘導燒蝕銑削的加工區(qū)域處于液相包裹中，其氧氣利用率高于內噴霧模式，能夠達到0.81%，其材料去除率達到131.86 mm/min，較內噴霧模式提升7.10%。