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0 前言
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随着科技发展，直径在 1 mm 以下的微小孔在航空发动机[1]、燃油喷嘴[2]、生物医疗[3]、微机电[4] 及表面织构减摩[5]等领域得到广泛应用。目前微小孔加工主要有微细钻削[6]、电火花[7]、电化学[8-9]、激光束[10]等多种方法，其中微细钻削具有单孔加工效率高、深径比大、圆柱度好、成本低等优点，应用广泛。但微钻削小孔会产生微小毛刺，毛刺除了影响加工质量、降低产品使用性能和寿命外，在一些医疗领域还会危害患者的生命安全。
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毛刺去除主要有磨料射流[11]、磁性磨料研磨[12]、电子束照射[13]、微细电火花放电[14]及电化学[15]等多种方法。其中电化学去毛刺为非接触式加工方法，电极损耗小，对材料硬度无要求，且无残余应力和热影响区[16]，可以加工脆性和形状复杂的工件[17]。WANG 等[18]基于凝胶电解质研究了电化学对交叉孔毛刺的去除，结果表明 10%硝酸钠凝胶和 30 V 电压可有效地控制电解的杂散腐蚀。WEI 等[19]基于有限元法建立了仿真模型，并研究了毛刺高度与加工时间的对应关系。PRABHU 等[20]利用铜钨工具电极去除铝合金材质的交叉孔毛刺，结果表明电导率在电流效率测算中起到了重要作用。徐文骥等[21]研究了电解质对电化学毛刺去除效果的影响，发现 NaCl 杂散腐蚀严重，而 15%～20%的 NaNO3 效果较佳。目前，电化学微小孔毛刺去除技术尚不成熟，由于微小孔直径小，难以对毛刺精准去除，易产生杂散腐蚀及扩孔现象，且现有研究多以验证性试验研究为主，费用和时间成本高。
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本文针对微细钻削微小通孔产生的孔口毛刺去除难的问题，建立电化学去除微小孔双面毛刺的仿真模型，分析了电流密度与微小孔不同区域材料去除速率间的对应关系，研究了加工电压、电解质浓度、电极直径等工艺参数及电极位置对毛刺去除效果的影响，最后通过试验验证了仿真计算的准确性。
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1 毛刺去除原理和仿真模型
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1.1 电化学毛刺去除原理
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如图1 所示，电化学去毛刺是利用电能、化学能进行局部阳极溶解以达到毛刺去除的目的，其工件接电源正极，工具电极接电源负极，且电极与毛刺间保持一定的加工间隙以便电解液完全覆盖被加工区域。加工时电解液中的阴离子向工件阳极运动，阳离子向工具阴极运动，形成了由工件阳极指向工具阴极的正向电流，待加工区域的金属材料以“离子”的形式被溶解，阴极材料基本不发生变化，并在工具阴极表面产生气泡层，气泡层具有绝缘作用，有助于减小孔壁扩孔率。电化学反应基本原理如下。
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阴极发生析氢反应：
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阳极发生析氧反应：
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图1 电化学去毛刺原理
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Fig.1 Electrochemical deburring principle
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1.2 理论模型
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如图2 所示，为分析毛刺去除过程中工件阳极、工具阴极及电解液间的电流分布，建立以微小孔轴线为对称轴的二维理论模型。图中 r1 为工具阴极半径，r2 为微小孔半径，d 为初始加工间隙。Г1、Г2、 Г3为与电解液接触的阴极表面边界；Г4、Г5、Г6、 Г7、Г8、Г9为与电解液接触的阳极表面边界；Г10、 Г11、Г12 为电解液边界。边界Г4 和Г6 分别表征入口毛刺和出口毛刺形态，二者形态有所差异。
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图2 电化学去毛刺仿真模型
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Fig.2 Simulation model of electrochemical deburring
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微细钻削加工微小孔时，入口毛刺是由刀具侧面与工件表面挤压，使得入口边缘发生轻微塑性变形而产生，如图3a 所示；出口毛刺是由刀具顶端与工具下表面材料挤压，使得出口处材料不断向外扩张和拉伸而产生，其塑性变形较大，如图3b 所示。因此建模时，根据图3 的毛刺形貌测量结果，将入口毛刺和出口毛刺的结构尺寸进行差异化处理。
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图3 毛刺形态测量
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Fig.3 Burr morphology measurement
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根据恒定电场理论，电化学去毛刺时加工间隙内的电位分布满足拉普拉斯方程：
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为求解 Laplace 方程，须定义电势边界，第一类边界条件是在计算边界给定的电势值，第二类边界条件是在计算域边界上给定电势函数的法向导数。由于工具阴极和工件阳极是金属导体，因此其电位分布均选择第一类边界条件描述，即
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模型中其他边界认为是封闭的，选择第二类边界来描述，即
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由式（3）～（6）联立，可得到加工间隙内电场分布模型：
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式中，工具阴极电势为 0，工件阳极电势为 Ф，其他自由边界绝缘或垂直于 z 轴或 r 轴，故其边界偏导数均为 0。
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据法拉第第一定律可得：
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式中，M 为阳极材料去除质量，Q 为通过两相界面的总电荷量，K 为电化学当量比例常数，I 为电流强度，t 为加工时间。
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据法拉第第二定律，在电极上溶解或析出 1g 当量物质所需要电量均相同，则：
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式中，A 为摩尔质量，N 为实际反应电子数，F 为法拉第常数。物质的体积电化学当量计算公式如下：
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式中，ω 为物质的体积电化学当量，ρ 为工件材料密度。
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式中，V 为工件表面蚀除体积。
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结合式（8）～（11）可得到其计算表达式如下：
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加工间隙内的电场是影响工件成型的主要因素，假设被加工面积为 S，则垂直加工平面方向上，工件表面蚀除速率可表示为：
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式中，v 为工件表面蚀除速率。进而得到电流密度计算公式：
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式中，i 为电流密度，σ 为电导率，Δ 为加工间隙， U 为加工电压，结合式（12）～（14）可得：
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考虑到电流效率 η，工件表面的材料蚀除速率计算公式如下：
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1.3 模型参数及设置
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在COMSOL Multiphysics 中建立电化学去毛刺仿真模型，如图4 所示，为提高计算精度，在模型尖端及狭窄处使用高分辨率网格以减少离散误差。仿真模型的主要参数见表1。
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在 COMSOL Multiphysics 中建立电化学去毛刺仿真模型，如图4 所示，为提高计算精度，在模型尖端及狭窄处使用高分辨率网格以减少离散误差。仿真模型的主要参数见表1。
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图4 网格划分
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Fig.4 Mesh division
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为得出相对较优的网格数量，以图4 中圈内毛刺尖端点的电解质的电流密度值（t = 6 s）为考查指标，开展网格独立性验证。结果如图5 所示，网格节点数分别取 9、11、13 万时，电流密度值变化不大，为此最终网格数选取 9 万。
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图5 网格独立性验证
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Fig.5 Mesh independence validation
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2 仿真结果
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2.1 毛刺去除过程分析
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取U = 4 V、C = 12%、r1 = 0.2 mm，计算得到不同时刻的电解质电流密度分布情况如图6 所示。由图可知，孔口外壁表面非加工区的电流密度远小于加工区的电流密度，微孔内壁的电流密度分布均匀；在入口毛刺的顶尖部位和出口毛刺的顶尖部位分别出现较大电流密度，总体上出口毛刺的电流密度大于入口毛刺的电流密度，且毛刺正面的电流密度大于毛刺背面的电流密度，上述电流密度分布有助于提高加工的定域性。
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图6 电流密度分布
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Fig.6 Current density distribution
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在加工初始阶段，毛刺尖端保持了较大的电流密度，随着加工进行，毛刺高度逐渐降低，电流密度也随之减小。t = 3 s 时，入口毛刺已经基本去除，电解液电流密度逐渐减小，且在入口产生微小倒角，但出口毛刺仍然较高，电流密度较大；t = 5 s 时，出口毛刺也全部去除，入口倒角进一步增大。由上可知，毛刺材料的去除速率与其邻近区域电解质电流密度值正相关，电流密度大小体现了电化学加工对毛刺的去除能力的强弱。
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图7 为出入口毛刺的溶解速度分布图，材料去除位置主要集中在出入口毛刺的尖端附近，孔口外壁非加工区材料去除速率非常缓慢，可能产生杂散腐蚀，而在孔口内壁有材料去除，造成扩孔率。随着加工进行，入口毛刺在 t = 3 s 时先被去除，出口毛刺在 t = 5 s 时才完全去除。对比图6 和图7 可知，毛刺材料的去除速率与其邻近区电解质电流密度值正相关，与式（16）结果相吻合，说明电流密度值体现了电化学加工对毛刺去除能力的大小。由于电场的电流分布难以被完全约束于毛刺区域，导致非目标加工区（微小孔内表面及孔口外表面）的部分材料也不可避免地被一同去除，从而形成杂散腐蚀。
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图7 质量溶解速率分布
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Fig.7 Mass dissolution rate distribution
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2.2 电极位置对毛刺去除的影响
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如图8 所示，以出口毛刺高度为参考点，根据电极末端与出口毛刺顶端的距离 H，将电极与工件间的相对位置分为伸出型（Ⅰ型，H = 0.15 mm）、齐平型（Ⅱ型，H = 0 mm）及内嵌型（Ⅲ型，H = 0.08 mm）三种形式，并将微小孔内壁延 z 轴方向分割成 A（入口区）、B（内壁区）、C（出口区）三段，三段初始长度取值分别为 l1 = 0.1 mm、l2 = 0.3 mm和 l3 = 0.15 mm，其中 l2 在加工过程中不变，l1和 l3 逐渐减小。
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图8 电极位置
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Fig.8 Electrode position
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进一步得到伸出型电极位置下，微小孔内壁面的电流密度分布曲线如图9 所示。在相同时刻，C 区电流密度总体上最大，A 区次之，B 区最小，且随着加工进行，A、B 区的电流密度逐渐减小，B 区中部电流密度在微小范围内逐渐降低，B 区两端与 A、C 区交接部电流密度有增大趋势，结果与图6 和图7 分析结果相一致。除此之外，随着毛刺逐渐被去除，A、C 区电流峰值跟随毛刺尖峰位置逐渐向 B 区靠近。由于 B 区与 C 区以微小孔外壁面为界，故当 t ＞ 4 s 后，因电流峰值逐渐向 B 区靠近，B 区与 C 区邻近处电流有增大趋势，尤其是 t = 6 s 时，出口被加工出倒角，电流密度尖峰也随即进入 B 区。
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图9 孔内壁面电流密度
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Fig.9 Current density of the surface inside the hole
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图10 为三种电极位置下不同时刻的电流密度分布对比曲线。由图可知，相同加工时间下，电极位置对入口毛刺的去除影响小，Ⅰ型电极位置去除速度稍快，但不明显；电极位置对出口毛刺的去除速率影响大，其中Ⅰ型电极位置速率最快，但它对微小孔内壁（B 区）的材料去除速率也较快，Ⅱ型对毛刺及微小孔内壁材料的去除速率次之，Ⅲ型的材料去除效率最低，且在电解初期微小孔内壁（B 区）的材料的溶解速度高于毛刺（C 区）去除速度，效果最差。
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图10 电流密度分布对比曲线
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Fig.10 Current density distribution comparison curve
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由加工后的微小孔最终轮廓可知，Ⅰ型电极位置 t = 5 s 完成毛刺去除，Ⅱ型电极位置 t = 6 s 完成毛刺去除，Ⅰ型毛刺去除速率明显快于Ⅱ型；由于Ⅰ型毛刺去除时间短，对微小孔入口造成的倒角也稍小，并且它对微小孔出口内壁的扩孔效果与Ⅱ型区别不明显； Ⅲ型电极位置 t = 8 s 仍未完成毛刺去除，导致微小孔入口的加工倒角明显。因此，为提高出口毛刺的去除效率，并尽可能减小入口倒角及内壁的扩孔率，最终选用Ⅰ型电极位置开展毛刺去除。
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2.3 加工参数对毛刺去除的影响
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如图11 所示，为定量表征毛刺去除效果，以倒角宽度 L 表征 A 区域的材料去除效果；以扩孔率 G 表征 B 区域的材料去除效果，C 区域的材料去除效果则以用出口毛刺完全去除所需时间 te 来表征，扩孔率 G 的计算表达式如下：
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式中，r4 为毛刺去除时的微小孔半径。
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图11 去毛刺轮廓示意图
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Fig.11 Diagram of deburred contour
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通过改变单一参数进行仿真，得到不同加工电压、电解液浓度、加工间隙条件下 A、B、C 三个区域的形貌特征变化情况，如图12 所示。
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2.3.1 加工电压的影响
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由图12a 可知，随着加工电压的增大，倒角宽度 L 逐渐增大，扩孔率 G 变化不大，但出口 te明显降低；当加工电压 U 取 7 V 时，毛刺完全去除所需时间仅 2.5 s，倒角宽度 L 达到 105 µm。可见加工电压 U 对倒角宽度 L 及 te影响较大，其主要是加工电压的增大导致电流密度增大，te 明显减少，另外入口毛刺比出口毛刺小，因而入口毛刺先被去除，导致入口区域失去毛刺的庇护，出现过加工。由图9可知，B 区的电流密度明显比 A、C 区低，B 区材料去除效率最低，导致扩孔率 G 变化不大，仿真条件下电压 U 取 4 V 最佳。
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图12 加工参数的影响
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Fig.12 Influence of processing parameters
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2.3.2 电解液浓度的影响
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电解液不仅起到连接加工通道、传送电流的功能，还能将加工区的热量和电解产物带走，不同电解质浓度下 A、B、C 各区域材料去除情况，如图12b 所示。随着电解液浓度增加，倒角宽度 L 逐渐增大，扩孔率 G 变化不大， te 降低，电解液浓度对 L 及 te 影响较大。当电解液浓度取 18%时，虽然毛刺完全去除所需时间仅 3.7 s，但 L 达到 102 µm，扩孔率达到 2.02%。其主要是原因在电化学加工过程中，增大电解液浓度会增大溶液的电导率，从而提高了电解效率。可见，增加电解液浓度与增大加工电压的效果一致，电解液浓度过大，虽然毛刺去除效率提高，但同时也增大了扩孔率和杂散腐蚀。
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2.3.3 初始加工间隙的影响
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加工间隙直接影响加工的精度、质量以及稳定性，是电解加工关键参数之一，也是阴极直径选取的主要依据。通过改变阴极直径得到不同初始间隙下 A、B、C 三个区域材料的去除情况，如图12c 所示。阴极直径增大导致初始加工间隙减小，回路电阻减小，进而影响电解结果；若初始加工间隙大于平衡加工间隙，则毛刺无法去除； 但加工间隙过小，会导致电解产物无法排出，使工件阳极和工具阴极接触，产生电火花和短路，影响表面质量。由图可知，随初始加工间歇的减小，L 及 G 均明显增大，te 明显缩短，且改变初始加工间歇对 G 影响较大。当初始间隙 d = 0.05 mm（r1 = 0.35 mm）时，虽然 te 仅 1.7 s，但 L 达 104 µm，G 达到 2.34%。
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综上所述，采用伸出型电极位置形式，并取加工电压 U = 4 V、电解质浓度 C = 12%、工具电极半径r1 = 0.2 mm的参数组合可得到较佳的毛刺去除效果，此时 L = 43 µm、G = 2.02%、te = 5.0 s。
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3 试验结果与讨论
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3.1 试验装置
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如图13 所示，试验平台主要包括运动控制系统、电解液循环系统、实时监测系统、高速钻削系统及电解系统。采用钨钢电极，钻削刀具直径为 0.8 mm，试件钢板厚 0.35 mm，NaNO3电解液更新速度 1 L / min，其他参数见表1。
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图13 电化学去毛刺试验平台
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Fig.13 Electrochemical deburring experimental platform
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3.2 试验过程
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如图14 所示，以 6 000 r / min 转速、0.01 mm / s 进给速度在 304 不锈钢板上钻削微小孔，然后更换钨钢电极，利用运动控制系统及监测系统完成对刀，进行电化学去毛刺，毛刺去除过程中通过电解液循环系统确保电解槽内介质更新及温度恒定。
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图14 电化学去毛刺加工
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Fig.14 Electrochemical deburring processing
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加工过程中电极表面不断产生气泡，由于气泡密度较小，在浮力的作用下，将沿着阴极轴向向上运动，最终在电极表面形成一层稳定的柱状气泡层，气泡层具有绝缘作用，附着在圆柱电极表面，有助于增大电极圆柱面与微小孔内壁间隙间的电阻，具有保护微小孔内壁，阻碍孔内壁材料被去除的作用，从而减小扩孔率。而孔口毛刺区，因毛刺尖端的电流密度大，毛刺去除受气泡层影响较小，毛刺仍被高速去除，从而提高了加工的定域性。
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3.3 结果及分析
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试验与仿真结果对比如图15 所示，试验结果与仿真结果的变化趋势基本一致，较好地验证了仿真结果的准确性。试验结果和仿真结果之间存在一定的误差，其原因主要是仿真过程中电导率恒定不变，而实际加工过程中，加工间隙较小，间隙内的电解液更新可能不及时，导致电导率发生改变，影响了试验结果。此外，当 U = 7 V 时 L 的误差较大，其主要是因为仿真过程未能考虑电解气泡的影响，当电压增大时，电解产生的气泡数量增多，形成的宏观气泡较大，而气泡破裂会影响加工间隙内电场的稳定，导致试验结果偏离仿真结果较大。
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图15 试验与仿真结果对比
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Fig.15 Comparison of test and simulation results
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加工电压 U = 4 V、电解质浓度 C = 12%、工具电极半径 r1 = 0.2 mm 时得到的毛刺去除效果如图16 和 17 所示。由图16 可知，钻削加工的微小孔侧壁锥度小，但孔口存在较大毛刺区；毛刺去除后，微小孔出口处的圆度进一步改善，形状更加规整，且出口和入口尺寸相差不大，孔内壁的圆柱度保持较好；在孔口周围区域存在一定范围的杂散腐蚀，但杂散腐蚀程度较轻，总体加工质量较好。
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图16 毛刺去除效果
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Fig.16 Deburring effect
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在 t = 6.0 s 时，出口毛刺被完全去除，将出口和入口扩孔率的平均值作为最终的扩孔率，得到加工后的 G 为 1.99%。由图17 可得毛刺去除后的 L 为 38 µm，试验结果与仿真结果一致性好，验证了理论分析的准确性。
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图17 入口形貌对比
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Fig.17 Comparison of inlet morphology
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4 结论
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（1）孔口表面电流密度大小表征对毛刺材料去除能力的强弱，毛刺尖端电流密度大，材料去除快，且总体上出口毛刺电流密度大于入口毛刺电流密度，毛刺正面电流密度大于其背面电流密度；微小孔内壁电流密度低且分布均匀，材料去除慢；孔口外壁非加工区电流密度几乎为零，材料基本不去除； 且随毛刺高度降低，孔壁两端区域的电流密度尖峰逐渐向中间区域移动，上述电流密度特性有助于提高毛刺去除的效率和定域性。
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（2）电极位置对出口毛刺的去除速率影响大，对入口毛刺的去除速率影响小；伸出型电极位置有助于提高出口毛刺的去除效率，减小扩孔率和微小孔的入口倒角，毛刺去除效果最好；齐平型电极位置效果次之，内嵌型电极位置效果最差。
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（3）随加工电压、电解质浓度及电极直径增大，毛刺去除效率增高，扩孔率增大；而倒角宽度主要受电极直径影响，直径越大入口倒角越明显；对于机械钻削的 0.4 mm 半径的微小孔，采用 4 V 电压、 12% NaNO3电解质、0.2 mm 电极半径可获得较佳毛刺去除效果，并显著提高孔口形貌质量；试验得到加工后的倒角宽度为 38 μm，扩孔率仅 1.99%，与仿真结果一致性好，验证了仿真的准确性。
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（4）建立的微小通孔双面毛刺的电化学同步去除仿真模型，能较好模拟毛刺去除过程，但未能考虑电解气泡及其破裂对加工间隙内电场的影响，导致仿真与试验结果有一定偏差，后续研究须进一步考虑电化学加工过程的气泡影响，以完善仿真模型。
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参考文献
-
[1] 徐正扬，张辰翔.基于电火花-电解复合加工方法的微小孔制造[J].航空制造技术，2018，61(3)：16-22.XU Zhengyang,ZHANG Chenxiang.Fabrication of small hole based on EDM & ECM hybrid machining method[J].Aeronautical Manufacturing Technology,2018,61(3):16-22.(in Chinese)
-
[2] RASHED C,ROMOLI L,TANTUSSI F,et al.Water jet guided laser as an alternative to EDM for micro-drilling of fuel injector nozzles:A comparison of machined surfaces[J].Journal of Manufacturing Processes,2013,15(4):524-532.
-
[3] 李冬林，朱荻，李寒松.模板电解加工群孔技术研究[J].中国机械工程，2010，305(17)：2090-2094.LI Donglin,ZHU Di,LI Hansong.Research on multiple holes machining in electrochemical machining by mask[J].China Mechanical Engineering,2010,305(17):2090-2094.(in Chinese)
-
[4] PRITI,SINGH M,SINGH S.Micro-machining of CFRP composite using electrochemical discharge machining and process optimization by Entropy-VIKOR method[J].Materials Today:Proceedings,2021,44(1):260-265.
-
[5] 童文俊，王明环，邱国志，等.摩擦副表面气膜屏蔽微细电解加工微织构及摩擦性能分析[J].中国机械工程，2020，31(11)：1331-1336.TONG Wenjun,WANG Minghuan,QIU Guozhi,et al.Analysis of micro texture and friction properties of friction coupling surfaces produced by AS-EMM[J].China Mechanical Engineering,2020,31(11):1331-1336.(in Chinese)
-
[6] ZHAO T,YAN Y,HE Z,et al.Influence of hole size and number on pressure drop and energy output of the micro-cylindrical combustor inserting with an internal spiral fin with holes[J].International Journal of Hydrogen Energy,2021,46(52):26594-26606.
-
[7] BELLOTTI M,QIAN J,REYNAERTS D.Enhancement of the micro-EDM process for drilling through-holes[J].Procedia CIRP,2018,68:610-615.
-
[8] 高飞，顾琳.微小孔特种加工技术研究现状及展望[J].航空制造技术，2016(Z2)：108-111，115.GAO Fei,GU Lin.Review on the Development of non-traditional machining methods for the processing of micro holes[J].Aeronautical Manufacturing Technology,2016(Z2):108-111,115.(in Chinese)
-
[9] LIU Guodong,LI Yong,KONG Quancun,et al.Selection and optimization of electrolyte for micro electrochemical machining on stainless steel 304[J].Procedia Cirp,2016,42:412-417.
-
[10] 张超，李敏，叶柏臣，等.飞秒激光时空整形的电子动态调控微孔加工[J].光电工程，2022，49(2)：36-49.ZHANG Chao,LI Min,YE Baichen,et al.Electrons dynamics control micro-hole drilling using temporally spatially shaped femtosecond laser[J].Opto-Electronic Engineering,2022,49(2):36-49.(in Chinese)
-
[11] 闫波，张方东，黄铁军，等.基于磨料流加工技术叶片泵转子去毛刺试验研究[J].机床与液压，2020，48(4)：67-70.YAN Bo,ZHANG Fangdong,HUANG Tiejun,et al.Experimental study on deburring of vane pump rotor based on abrasive flow machining[J].Machine Tool & Hydraulics,2020,48(4):67-70.(in Chinese)
-
[12] 丁浩东，张国富，焦安源，等.磁粒研磨镍基高温合金群孔切出毛刺的研究[J].中国表面工程，2021，34(4)：82-89.DING Haodong,ZHANG Guofu,JIAO Anyuan,et al.Study on exit burrs in group holes of nickel-based superalloy by magnetic abrasive finishing[J].China Surface Engineering，2021,34(4):82-89.(in Chinese)
-
[13] KIM J,KIM Y B,SEO J W,et al.Deburring drilled holes in CFRP composites with large pulsed electron beam(LPEB)irradiation[J].Journal of Manufacturing Processes,2019,40:68-75.
-
[14] JEONG Y H,HANYOO B,HAN U L,et al.Deburring microfeatures using micro-EDM[J].Journal of Materials Processing Technology,2009,209(14):5399-5406.
-
[15] 朱肖飞，樊双蛟，闫兆彬，等.扫描式阴极电化学光整加工对车削外圆面边缘毛刺的去除[J].表面技术，2021，50(12)：111-118.ZHU Xiaofei,FAN Shuangjiao,YAN Zhaobin,et al.Scanning cathode electrochemical finishing for removal of burrs on edge of turning cylindrical surfaces[J].Surface Technology,2021,50(12):111-118.(in Chinese)
-
[16] WANG Y,YANG F,ZHANG G,et al.Fabrication of deep and small holes by synchronized laser and shaped tube electrochemical machining(Laser-STEM)hybrid process[J].The International Journal of Advanced Manufacturing Technology,2019,105(5-6):2721-2731.
-
[17] KADAM S P,MITRA S.Electrochemical deburring—A comprehensive review[J].Materials Today:Proceedings,2021,46(1):141-148.
-
[18] WANG K,SHEN Q,HE B.Localized electrochemical deburring of cross hole by using gelatinous electrolyte[J].Materials and Manufacturing Processes,2016,31(13):1749-1754.
-
[19] WEI Z F,ZHENG X H,YU Z Y.Mathematical modeling and experimental study on electrochemical deburring of miniature holes[J].Advanced Materials Research,2013,721:382-386.
-
[20] PRABHU S,KUMAR A.Investigation of nickel coated tool for electrochemical deburring of Al6082[J].International Journal of Surface Engineering and Interdisciplinary Materials Science,2018,6(1):17-31.
-
[21] 徐文骥，余自远，孙晶，等.微小孔电化学去毛刺试验研究[J].航空制造技术，2011(19)：70-75.XU Wenji,YU Ziyuan,SUN Jing,et al.Experimental study on electrochemical deburring of miniature hole[J].Aeronautical Manufacturing Technology,2011(19):70-75.(in Chinese)
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摘要
钻削微小通孔产生的孔口毛刺严重影响了其表面质量，且微小孔因直径小导致其入口和出口毛刺去除困难，为此提出基于电化学的微小通孔双面毛刺的同步去除方法。以 0.35 mm 厚的 304 不锈钢板的钻孔毛刺为研究对象，建立电化学毛刺去除仿真模型，分析电流密度与微小孔不同区域材料去除速率间的对应关系，研究电极位置及工艺参数对毛刺去除效果的影响，并开展相关试验研究。结果表明，孔口表面电流密度大小表征了材料去除能力的强弱，毛刺尖端电流密度大，孔内壁电流密度小且分布均匀；电极位置对出口毛刺去除速率影响大，伸出型电极毛刺去除效果最好；随加工电压、电解质浓度及电极直径增大，毛刺去除效率增高，但扩孔率增大，且电极直径越大入口倒角越明显；试验基于伸出型电极位置，采用 4 V 加工电压、12% NaNO3 电解质、0.2 mm 电极半径，实现了孔口毛刺的精准去除，加工后的倒角宽度为 38 μm，扩孔率仅 1.99%，验证了仿真的准确性。研究结果可为微小通孔双面毛刺的高效、精准去除奠定研究基础。
Abstract
Microholes are widely used in aero-engines, fuel nozzles, and in the biomedical, micro-electromechanical, and other fields. Microholes are often processed by microdrilling. However, orifice burrs are produced during the drilling process, which significantly affect the surface quality of microholes. The small diameter of through-microholes also makes it difficult to remove their entrance and outlet burrs. Therefore, an electrochemistry-based synchronous removal method for the double-sided burrs of through-microholes is proposed. An electrochemical burr removal simulation model was established based on the drilling burr of a 304 stainless steel plate with a thickness of 0.35 mm as the research object, and the correspondence between the current density and material removal rate in different areas of the microholes was analyzed. Parameters such as the chamfer width and reaming rate were used as evaluation indicators. The influence of parameters such as the electrode position, processing voltage, electrolyte concentration, electrode radius, and process on the burr removal effect was studied, and related experimental studies were carried out. 1) The surface current density of the orifice determines the strength of the electrochemical removal ability of burr materials. The current density of the burr tip is large and that of the outlet is greater than that of the entrance. The current density of the front of the burr is greater than that of its back. The current density of the inner wall of the microholes is low and evenly distributed, while that of the nonmachined area of the outer wall of the orifice is almost zero. As the height of the burr decreased, the current density spikes in the areas at both ends of the hole wall gradually moved toward the middle area. 2) The electrode position significantly influences on the outlet burr removal rate but has little effect on the inlet burr removal rate. The extended-type position of the electrode helps improve the efficiency of outlet burr removal as well as reduces the reaming rate and entrance chamfer of the microholes. It also has the best burr removal effect. The aligned-type electrode position has the second-best removal effect, while the inline-type electrode position has the worst. 3) The burr removal efficiency and reaming rate increased as the processing voltage, electrolyte concentration, and electrode diameter increased. The chamfer width was mainly affected by the electrode diameter. The larger the diameter, the more obvious the entrance chamfer. For through-microholes with a radius of 0.4 mm, the best burr removal effect was achieved using a 4 V processing voltage, 12% NaNO3 electrolyte, and an electrode radius of 0.2 mm. The chamfer width after deburr removal was 38 μm and the reaming rate was only 1.99%, which is in good agreement with the simulation results. The bubble layer generated by electrolysis hindered the removal of material from the inner wall of the microholes, thereby reducing the reaming rate. The proposed electrochemical synchronous removal method of through-microhole double-sided burrs improved the efficiency and accuracy double-sided burr removal, and the morphological quality of orifices. To improve the burr removal effect, while taking into account the removal efficiency, the extended-type electrode position should be selected; the processing gap should be maximized; and the processing voltage and electrolyte concentration should be reduced. The established electrochemical model improved the simulation of the burr removal process, but failed to consider the influence of electrolytic bubbles. This resulted in deviations between the simulation and experimental results.
Keywords
electrochemistry ； deburring ； micro hole ； current density ； orifice surface quality
