用磁性微磨料射流技術光整加工交叉深孔內壁

關鍵詞磁性微磨料射流；交叉深孔；多物理場仿真；工藝參數；響應面法

中圖分類號TG73;TG58;TG356.28 文獻標志碼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、渦輪發動機中應用廣泛[1-2]。但由于目前制造技術的限制，交叉微小孔等形狀復雜的精密零件內壁往往會出現毛刺、劃痕、積瘤等缺陷，如不進行光整處理，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。這引起了國內外學者及企業的廣泛關注，并進行了多種工藝試驗。

目前常用的光整加工技術，如磁流變拋光、電化學拋光、磨粒流拋光、磁針磁力研磨技術等，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、加工質量差且污染環境等問題[4-8]，無法達到對交叉微小孔等復雜零件內壁光整加工的要求。而磨料水射流技術具有自適應強、柔性加工等特點，在加工縫隙凹槽、復雜形狀內壁底部邊緣特征時存在一定的優勢[。磁場輔助磨料水射流光整加工技術是在磨料水射流技術的基礎上采用添加磁場的方式，控制磁性磨料在射流中的運動軌跡，可進一步提高工件的加工精度和加工效率。且當今的磁性微磨料射流技術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，對交叉深孔內壁及相貫處進行光整加工。

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

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由動力裝置、輸送裝置、磁場發生裝置及循環裝置組成，其使用的光整研磨介質由燒結的 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 磨料采用燒結法制備而成。研磨介質成分及參數如表1所示。

研磨介質通過增壓裝置柱塞泵增壓，經過流量調節器調整后進人輸送管路。在輸送階段會經過脈沖阻尼器將壓力穩定，最后經開關閥控制，由噴嘴將混合均勻的研磨介質由靜壓轉換成動壓從而形成高速射流，通過高速射流對工件表面進行沖蝕及剪切，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鍵部件，查閱資料發現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]。通過電磁線圈產生的電磁場使射流中的磁性磨粒受到軸向力作用而產生聚集，從而使更多的磨料匯聚在射流中心，實現一定程度的定點加工，以提高加工效率和光整質量。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生的磁場強弱。

在磁性微磨料射流光整加工中，垂直交叉結構的工件實物圖及噴嘴物理模型見圖2，工件的孔內徑為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[]

1.2材料去除機理

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

根據實際情況，將磨料設定為帶有棱邊和銳角的不規則顆粒。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，設磨粒半徑為 R ，速度為 u ，沖擊產生的凹坑默認是半徑為 r 的規則圓形。推導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（磨粒運動方向與工件表面之間的夾角）， U 為固定常數。

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

件產生的剪切磨損，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 為單顆磨粒質量， p 為水平流動應力。

綜上，磁性微磨料射流工藝的材料去除總體積 V 為：

V=μN（V_i+V₂）

式中： μ 為磨粒分布系數， N 為單位時間作用在工件上的磨粒總數量。

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、工件材料強度、沖蝕角度、單顆磨粒質量密切相關。

2數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對交叉微小通孔的加工機理，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 。噴嘴劃分的網格單元尺寸為 0.15mm ，網格數量為 311801 。噴嘴的入口壓力為 1.0MPa ，出口壓力為1個標準大氣壓。

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動軌跡和速度變化，對比磨料顆粒與流體的速度變化關系曲線，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流速場的變化情況，建立噴嘴的仿真模型，噴嘴內部的速度仿真結果如圖6所示。由圖6可明顯看出：噴嘴內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行仿真。根據實際情況，為保證試驗件形變明顯且不被破壞，設置壓強為 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[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被加工工件表面，以提高加工效率。可據此對交叉微孔內壁及棱邊毛刺進行定點去除。

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過噴嘴穩流段后射出，但磨料顆粒射出噴嘴后會發散，導致其加工區域不均勻，無法實現定點加工。因此，磁性微磨料射流技術是在磨料水射流工藝基礎上，采用帶磁性的 a-Al₂O₃ 磨料為研磨介質，同時在噴嘴處添加電磁線圈，使用直流式穩壓穩流電源精準調節電磁線圈內電壓、電流大小進而控制磁場強度的大小，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度模擬結果如圖8所示。

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

仿真分析自由射流時，為方便計算，將磨料設置為帶有磁性的規則球形顆粒，模擬射流噴出后磨料在 30mm 內的速度和運動軌跡變化情況。未添加或添加磁場輔助的磨料運動軌跡分別如圖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工藝參數對交叉深微孔內壁加工效果的影響

影響磁性微磨料射流光整加工的因素有很多，如磨料濃度、研磨介質的黏稠度、射流角度、比變化磁場等，但固定這些參數后，主要影響因素是射流壓強、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果及實際加工經驗，選取噴嘴直徑范圍為 1.0～2.0mm 、射流壓強為 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，返回的射流與繼續向下的射流碰撞，導致區域內的射流速度減小，且會在交叉孔附近形成一個靜壓區，使射流向壓力小的區域流動。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的大小，以及孔內射流的運動情況。

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部交叉處的截面射流速度變化情況，結果如圖12所示，坐標原點為孔被加工一側的壁面。由圖12可以看出：在靠近加工壁面時，受到反流和靜壓區的影響，射流速度會呈現不同程度的衰減；由于孔內部體積相同，不同噴嘴直徑形成的反流和靜壓區大小不同，導致其內部速度變化不穩定；

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射流速度變化穩定，獲得更好的光整效果。同時，當噴嘴直徑為 1.4mm 時，在孔壁面附近的射流速度曲線變化平穩，可能是因為此時受到孔內空間限制，形成的反流和繼續向下的射流相互影響最小，使得此處的射流變化平穩。

2.3.2 壓強對加工效果的影響

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

由表2可以看出：壓強越大射流最大速度越快，單位時間內質量流率也隨之增大。研磨介質動能越大、質量越多，對工件的去除效果越明顯[22]。但對光整加工后的工件進行檢測，發現當材料受到的壓強為 1.3MPa 時，由于射流動能過大，對工件的加工效果不穩定，容易形成過磨甚至出現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力對工件加工效果的影響，當噴嘴直徑為 1.4mm 、壓強為 1.0MPa 、靶距為 7.0mm 時，射流對工件壁面的剪切應力分布云圖如圖13所示。由圖13可知：被加工區域孔內壁和交叉處受到的切應力較均勻，孔口處部分射流受到孔壁阻力的影響向四周發散，其周圍受到的剪切應力比中心處的更大，導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，可提高孔口加工的均勻性，同時也可使孔內壁受力均勻，提高其光整質量。

在加工過程中，工件除了受到研磨介質的剪切作用外，同時還會受到來自研磨介質的沖蝕作用。當噴嘴直徑為 1.4mm ，壓強為 1.0MPa ，靶距為 7.0mm 時，研磨介質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壁壁面產生了沖擊磨損，且在交叉深孔相交處兩側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，研磨介質經過高壓在噴嘴中形成射流進人空氣后可分為3個不同的區域：初始段區域，該區域靠近噴嘴出口，其速度等于噴嘴出口速度；基本段區域，射流進人空氣發生擴散作用從而分裂成液滴，與周圍空氣發生動量交換導致其平均速度降低；擴散區域，流體遠離噴嘴，擴散形成霧狀，該薄霧區的特點是液滴尺寸很小，速度可忽略不計[23]。當噴嘴直徑為1.4mm ，壓強為 1.0MPa 時，射流進入空氣后的速度變化云圖如圖15所示。如圖15所示：射流進入空氣后呈一定角度發散，且隨著射流與噴嘴距離的增大發散的速率越快。

隨著射流靶距增大，射流發散面積會逐漸增大，射流平均速度也會越小。根據試驗和檢測結果來看，當研磨介質速度 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 的射流設為有效射流。圖16為射流在空氣中的發散情況。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系）隨著靶距的增大呈先增大后減小的趨勢，當射流靶距在 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優化

3.1響應面優化模型建立

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系，從剪切力和沖擊力兩者的數值計算來分析各參數變化時的影響規律，對磁性微磨料射流技術參數優化有重要意義。

以圖2中交叉深微孔試驗件結構為基準，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法建立響應面優化模型[24]，參數設計的因素水平見表3。

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

表4中的響應面試驗中的 P 和 F 值都是統計學中常用的指標，用于評估模型的顯著性和擬合優度。 P 值通常用于檢驗某個變量或效應是否顯著。一般來說，P 值小于顯著性水平（通常取0.0500）時，可認為相關效應是顯著的。 F 值則用于評估整個回歸模型的擬合優度和顯著性。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 。由響應面理論可知：因素影響程度越大，其對目標序列結果的影響越大。獲得的響應面加工效果 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所示為壓強和靶距的交互影響。如圖17所示：當壓強一定時， 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，當靶距一定時，Y值隨壓強的增大呈先增大后減小趨勢，且在壓強為 1.0MPa 時取得最大值。

圖18所示為壓強和噴嘴直徑的交互影響。圖18中，在噴嘴直徑一定時，Y值隨壓強的增大呈先增大后減小趨勢，在壓強為 1.0MPa 時最大；在壓強一定時，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

對上述響應面優化預測模型的光整加工效果參數進行選擇，得出其最優工藝參數組合為：射流靶距，7.0mm 射流壓強， 1.0MPa ；噴嘴直徑， 1.4mm 。在此最優參數組合下進行試驗，垂直交叉結構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，且只列出孔口附近的表面粗糙度測量曲線）。該試驗進一步驗證了響應面法對磁性微磨料射流光整加工技術加工效果的預測有較高的準確性。

4結論

（1）磁性微磨料射流技術在磁場輔助下可實現磁性研磨介質的定點聚焦，進而實現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、射流靶距等。噴嘴直徑和射流靶距會對單位時間內作用在工件上的磨料數量產生直接影響，從而影響工件的加工質量和效率。射流壓強會直接影響射流速度，壓強越大射流速度越快，單位時間內質量流率也越大，研磨介質動能越大，對工件的去除效果越明顯；但當材料受到的射流壓強為 1.3MPa 時，由于射流動能過大，對工件的加工效果不穩定，加工均勻性變差，容易形成過磨甚至表面粗糙度增大現象。

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

（4）在最優工藝參數組合下，垂直交叉結構工件交叉深微孔內部相貫處的毛刺等缺陷被有效去除，其孔內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。

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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，FANXinya2，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