磨料顆粒增強(qiáng)磁流變彈性體的磨拋應(yīng)用研究

郭磊,姬云霄,馬臻,郭萬金,李哲熙,張新榮

(1. 長(zhǎng)安大學(xué)工程機(jī)械學(xué)院,710064,西安; 2. 中國(guó)科學(xué)院西安光學(xué)精密機(jī)械研究所,710119,西安; 3. 仁荷大學(xué)機(jī)械工程系,22212,韓國(guó)仁川)

近年來,隨著先進(jìn)制造業(yè)的發(fā)展,超精密加工技術(shù)也得到了飛速發(fā)展,加工精度由微米級(jí)逐步向納米級(jí)甚至原子級(jí)邁進(jìn)[1]。光學(xué)鏡片、航發(fā)葉片、人工關(guān)節(jié)等高端裝備核心零部件多由物理化學(xué)性質(zhì)穩(wěn)定、材料性能優(yōu)異的難加工材料加工而成[2-3],而磨拋加工作為超精密加工的主要技術(shù)手段之一,能夠在保證加工表面質(zhì)量的同時(shí)保持較好的加工效率[4-5]。傳統(tǒng)磨具主要由磨料與結(jié)合劑組成,通過熱壓、燒結(jié)等方式制備的磨盤、砂帶、磨頭等磨具,能夠滿足不同的加工場(chǎng)景[6]。磨料以氧化鋁、碳化硅、金剛石、立方氮化硼為主,結(jié)合劑材料則多用金屬、陶瓷、樹脂等材料[7]。由上述材料制備而成的大多為剛性磨具,因其應(yīng)用場(chǎng)景受限于平面、球面、規(guī)則回轉(zhuǎn)面零件的精加工以及復(fù)雜面型零件的粗加工,會(huì)不可避免地在加工表面留下隨機(jī)分布的表面劃痕、凹坑以及亞表面缺陷、微裂紋等,且在硬脆材料磨拋加工過程中表現(xiàn)得尤為明顯[8-9]。

磁流變彈性體材料性能穩(wěn)定、制備工藝簡(jiǎn)單,能夠滿足彈性磨具對(duì)基體材料的需求。在外加磁場(chǎng)作用下,磁流變彈性體材料中的磁性顆粒由于磁化產(chǎn)生相互作用,材料的彈性模量和阻尼等力學(xué)性能發(fā)生改變,且這種變化具有可控、可逆、響應(yīng)迅速等優(yōu)點(diǎn)[10]。Qiao等[11]基于磁化模型、磁偶極子理論以及磁致動(dòng)態(tài)剪切模量頻率依賴性定量分析,建立了宏觀磁黏彈性體本構(gòu)模型,并通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了其合理性。李旭[12]考慮材料內(nèi)部磁性顆粒及鏈結(jié)構(gòu)間的相互作用,采用最小勢(shì)能原理建立了各向異性磁流變彈性體本構(gòu)模型。孫書蕾[13]通過建立代表體積單元 (representative volume element,RVE)模型,對(duì)磁流變彈性體在磁場(chǎng)作用下的力學(xué)性能變化規(guī)律進(jìn)行了深入研究。Lian等[14]研究了不同工作條件下硅基磁流變彈性體的摩擦磨損性能。在磁流變彈性體材料磨具應(yīng)用研究方面,Xu等[15]提出了磁流變彈性復(fù)合材料磨具及拋光方法,分析了磁流變彈性體磨具的材料特性,并驗(yàn)證了其作為磨具材料的可行性。Bedi等[16]設(shè)計(jì)了不同結(jié)構(gòu)的磁流變彈性體磨具,對(duì)比了磁場(chǎng)裝置結(jié)構(gòu)對(duì)加工表面粗糙度的影響。Deng等[17]通過開展基于芬頓催化反應(yīng)的磁流變彈性體磨具拋光SiC實(shí)驗(yàn),探討了轉(zhuǎn)速等工藝參數(shù)對(duì)材料去除率和表面質(zhì)量的影響。

上述研究均表明,具有磁控流變性能特征的磁流變彈性體作為磨具基體材料實(shí)現(xiàn)彈性磨拋加工,在工藝上具備一定的可行性。然而,目前針對(duì)磨料顆粒增強(qiáng)磁流變彈性體的研究工作報(bào)道還相對(duì)較少。本文使用硅膠、羥基鐵粉、金剛石磨料以及添加劑等材料制備磨料顆粒增強(qiáng)磁流變彈性體,并根據(jù)其微觀組織結(jié)構(gòu)建立了理論分析與數(shù)值仿真模型,研究了工作磁場(chǎng)對(duì)磨料顆粒增強(qiáng)磁流變彈性體材料(abrasive reinforced magnetorheological elastomer,A-MRE)基體軟固結(jié)磨粒把持行為的影響,開展了A-MRE磨具磨拋碳化硅陶瓷工件的加工實(shí)驗(yàn),結(jié)合材料去除效率與表面粗糙度等指標(biāo)討論了不同磁場(chǎng)條件下A-MRE磨具的磨拋加工性能。

1 材料制備與理論分析

A-MRE材料是將微米級(jí)磨料顆粒、磁性顆粒添加到高分子聚合物基體中均勻混合,并通過固化反應(yīng)制備而成的一種復(fù)合材料。制備過程中,無預(yù)置磁場(chǎng)作用的磨料顆粒與磁性顆粒無序分布,此類無明顯規(guī)律的排布形式稱為各向同性;預(yù)置磁場(chǎng)作用下的磁性顆粒會(huì)呈現(xiàn)不同類型的鏈狀分布[18],形成磁性顆粒鏈-網(wǎng)組裝夾持磨料顆粒的微觀結(jié)構(gòu),此類具有方向且規(guī)律性的排布方式稱為各向異性[19]。本文中A-MRE材料的制備流程如圖1所示,首先將羥基鐵粉、金剛石磨料及添加劑混入A、B雙組份液態(tài)硅膠,材料組分配比如表1所示;然后使用恒速電動(dòng)攪拌機(jī)攪拌30 min使其均勻混合;接著將混合物注入成型模具并在真空環(huán)境中靜置10 min以排出氣泡;最后將裝有液態(tài)混合物的成型模具置于永磁體產(chǎn)生的100 mT類均勻預(yù)置磁場(chǎng)中靜置3小時(shí),待硫化反應(yīng)進(jìn)行完全后脫模修整成型。

圖1 A-MRE材料制備流程Fig.1 Fabrication process of A-MRE material

表1 A-MRE材料組分配比

制備的A-MRE試件的微觀組織結(jié)構(gòu)如圖2所示,可見羥基鐵粉成鏈組網(wǎng)規(guī)律性分布,金剛石磨粒較為均勻地分散在鐵粉鏈間,鐵粉鏈夾持磨粒的組織結(jié)構(gòu)特征在觀測(cè)范圍內(nèi)顯現(xiàn)重復(fù)排列規(guī)律。

圖2 A-MRE試件微觀結(jié)構(gòu)Fig.2 Microstructure of A-MRE specimen

A-MRE是以硅膠為基體的復(fù)合材料,而硅膠通常被定義為超彈性材料[20],其超彈性多用應(yīng)變能函數(shù)表達(dá),常用的材料本構(gòu)模型包括N-H(Neo-Hookean)模型和M-R(Mooney-Rivlin)模型?，F(xiàn)有研究結(jié)果表明,當(dāng)材料拉、壓應(yīng)變均小于40%且剪切應(yīng)變小于90%時(shí),N-H模型與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。由于本文基于小應(yīng)變開展模擬,因此選用N-H模型描述A-MRE材料的超彈性性能。假設(shè)硅膠體積不可壓縮[21],則N-H模型應(yīng)變能函數(shù)表達(dá)式為

wN-H=C10(I1-3)

(1)

式中:C10為材料常數(shù),取值為0.5G,G為基體材料的剪切模量;I1為應(yīng)變不變量,可表示為I1=λ12+λ22+λ32,其中λ1、λ2、λ3為3個(gè)方向的主伸長(zhǎng)率。

通常采用磁偶極子模型對(duì)磁流變材料磁化顆粒間的相互作用開展研究,即認(rèn)為磁性顆粒磁化方向與磁感線同向,此時(shí)可將每個(gè)磁化的磁性顆粒視為一個(gè)磁偶極,通過分析得到磁偶極子模型的微觀磁致模量。磁性顆粒被磁化后的磁偶極矩可表示為

(2)

式中:μ0為硅膠磁導(dǎo)率;μ1為空氣磁導(dǎo)率;k為磁性顆粒磁化率;H為磁場(chǎng)強(qiáng)度矢量;d為磁性顆粒直徑。相鄰磁性顆粒間磁致彈性能量密度函數(shù)可寫為

(3)

式中:θ為圖3所示相鄰磁性顆粒質(zhì)心連線與磁場(chǎng)方向的夾角;r1為磁性顆粒的質(zhì)心間距。

圖3 磁偶極子理論分析模型Fig.3 Theoretical analysis model of magnetic dipole

當(dāng)θ=0°時(shí),定義壓縮應(yīng)變?yōu)棣?磁性顆粒質(zhì)心間距r1=r2(1-ε),則單軸壓縮時(shí)應(yīng)變能密度函數(shù)為

(4)

將式(4)對(duì)壓縮應(yīng)變求二階偏導(dǎo),得到壓縮彈性模量為

(5)

由式(5)可知,壓縮彈性模量為正且隨著磁場(chǎng)的增大而增大。同樣地,當(dāng)θ=0°時(shí),小剪切變形下的剪切應(yīng)變?chǔ)每山票硎緸棣?a/r2,a為圖3所示磁性顆粒切向位移,則應(yīng)變能密度函數(shù)可改寫為

(6)

將式(6)對(duì)剪切應(yīng)變?chǔ)们蠖A偏導(dǎo),得到磁致剪切模量為

(7)

由式(7)可知,剪切模量與磁性顆粒間距負(fù)相關(guān),而磁性顆粒間距由磁流變彈性體中磁性顆粒的質(zhì)量分?jǐn)?shù)決定,其質(zhì)量占比越大,顆粒間距越小,材料的剪切模量就越大。如圖4所示,A-MRE基體中羥基鐵粉顆粒呈短鏈狀排列,設(shè)顆粒初始間距為L(zhǎng)1,鐵粉鏈初始間距為L(zhǎng)2,在工作磁場(chǎng)H的作用下,顆粒磁化并相互吸引,當(dāng)L′1

(a)無磁場(chǎng)作用

(b)有磁場(chǎng)作用

2 A-MRE基體建模與仿真分析

2.1 模型參數(shù)

利用COMSOL Multiphysics多物理場(chǎng)耦合軟件對(duì)A-MRE基體模型開展有限元分析,如圖5所示,模型由無限圓域、空氣區(qū)域與A-MRE基體 RVE等部分組成。在A-MRE基體微觀結(jié)構(gòu)觀測(cè)結(jié)果的基礎(chǔ)上,對(duì)材料內(nèi)部顆粒排布進(jìn)行了均勻化處理,參考Asadi Khanouki等[22]將磁性顆粒間距、粒徑及質(zhì)量分?jǐn)?shù)等因素相關(guān)聯(lián)的磁流變彈性體建模方法,選取3條羥基鐵粉鏈與6顆金剛石磨粒建立RVE模型,根據(jù)圖2的實(shí)際測(cè)量結(jié)果,設(shè)置模型尺寸為30 μm×25 μm,羥基鐵粉顆粒及鐵粉鏈的間距分別為1 和10 μm,用來模擬羥基鐵粉和金剛石磨料質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為40%和20%的A-MRE基體微觀組織結(jié)構(gòu),具體參數(shù)設(shè)置如表2所示。

圖5 A-MRE 基體RVE仿真模型Fig.5 RVE simulation model of A-MRE matrix

表2 A-MRE基體RVE模型材料性能

2.2 磁致仿真

采用在RVE模型上邊界添加位移的加載方式,分別在磨粒與硅膠、鐵粉顆粒與硅膠間設(shè)置接觸對(duì),選取摩擦系數(shù)f為0.15,對(duì)底面添加固定約束。在RVE模型上施加大小為0.4 T,與鐵粉鏈夾角分別為0°、30°、45°、60°、90°的均勻磁場(chǎng)。

仿真結(jié)果如圖6所示,可以看出,鐵粉鏈磁通密度隨磁場(chǎng)方向與鐵粉鏈夾角θ的增大而減小,而金剛石磨粒把持應(yīng)力隨著夾角θ的增加呈現(xiàn)出先減小后增大趨勢(shì)。為進(jìn)一步量化磨粒把持應(yīng)力,對(duì)每個(gè)金剛石磨粒上的最大應(yīng)力進(jìn)行平均,得到不同磁場(chǎng)條件下的磨粒把持應(yīng)力擬合曲線,如圖7所示。當(dāng)夾角θ為0°時(shí),把持應(yīng)力最大;0°～45°時(shí)應(yīng)力呈線性遞減;45°～54.20°時(shí)下降幅度逐漸減小,并在此區(qū)間達(dá)到最小值;當(dāng)磁場(chǎng)方向與鐵粉鏈方向夾角大于54.20°時(shí),鏈中顆粒之間的排斥力大于吸引力,開始沿鏈方向產(chǎn)生拉伸;在54.20°～90°時(shí),基體拉伸變形開始抵消壓縮變形;當(dāng)磁場(chǎng)方向與鐵粉鏈方向夾角等于90°時(shí),把持金剛石的應(yīng)力完全來自于基體材料的拉伸變形。θ=0°時(shí)金剛石磨粒的把持應(yīng)力約為θ=90°時(shí)的2.1倍,與Yao等[23]對(duì)相鄰磁性顆粒徑向分力的研究結(jié)論相一致,即顆粒間作用力隨夾角θ的增大表現(xiàn)為先吸引后排斥,且在特定角度時(shí)出現(xiàn)引力與斥力轉(zhuǎn)換的臨界閾值。

圖6 RVE模型的磁通密度及應(yīng)力云圖Fig.6 Magnetic field density and stress distribution of RVE models

圖7 磨粒把持應(yīng)力隨磁場(chǎng)方向與鐵粉鏈夾角的變化曲線Fig.7 Variation curve of abrasive grain holding stress with the angle between magnetic field direction and iron powder chain

磨拋加工時(shí),A-MRE磨具在磁場(chǎng)環(huán)境下受力與工件表面接觸并相互作用,導(dǎo)致磨具被動(dòng)變形,貼合工件表面形狀形成彈性磨拋區(qū)域,是一個(gè)較為復(fù)雜的磁-力耦合過程。將RVE模型置于0.2、0.4、0.6、0.8和1.0 T的勻強(qiáng)磁場(chǎng)中,分別施加0.5、1.0和1.5 μm的基體壓縮量,結(jié)果如圖8所示。無磁場(chǎng)作用時(shí),基體壓縮量在金剛石磨粒上產(chǎn)生的最大應(yīng)力分別為97.07、202.86和321.40 kPa,且隨磁場(chǎng)強(qiáng)度的增加而增大,并在H=1 T時(shí)達(dá)到最大值,不同壓縮量對(duì)應(yīng)的應(yīng)力增量分別為80.88、77.79和75.23 kPa。相較于無壓縮量情況,基體壓縮狀態(tài)下磁場(chǎng)強(qiáng)度導(dǎo)致磨粒把持應(yīng)力增量呈現(xiàn)遞減趨勢(shì),是由于基體壓縮時(shí)體積不變而內(nèi)應(yīng)力增加,彈性模量與屈服強(qiáng)度增大,由磁性顆粒間引力導(dǎo)致的基體收縮變形相比于無壓縮時(shí)更難完成,因此應(yīng)力增量呈現(xiàn)遞減趨勢(shì)。

圖8 磨粒把持應(yīng)力隨壓縮量的變化曲線Fig.8 Variation of abrasive grain holding stress with the compression volume

A-MRE基體中,金剛石磨粒的把持強(qiáng)度會(huì)在一定程度上影響其作為軟固結(jié)磨粒實(shí)現(xiàn)工件材料微切削等二體磨削加工行為的有效壽命。為了驗(yàn)證磁場(chǎng)條件對(duì)A-MRE磨具中磨粒把持強(qiáng)度的影響,本文在不同強(qiáng)度的均勻磁場(chǎng)下,對(duì)出刃高度為2 μm的金剛石磨粒施加F=0.3 μN(yùn)的切向載荷,開展脫落失效仿真分析的結(jié)果如圖9所示。由圖可見,隨著磁場(chǎng)強(qiáng)度的增加,基體磁致模量得到提升,因此切向載荷相同時(shí)基體更不易發(fā)生變形,磨粒脫落趨勢(shì)減弱。提取磨粒偏轉(zhuǎn)位移數(shù)據(jù)如圖10所示,與無磁場(chǎng)作用相比,在0.2、0.4、0.6、0.8和1.0 T的磁場(chǎng)條件下,金剛石磨粒受切向力發(fā)生偏轉(zhuǎn)的最大位移分別減小了6%、9%、14%、26%和44%。由此可見相同載荷條件下,金剛石磨粒受基體磁致收縮影響的偏轉(zhuǎn)位移隨磁場(chǎng)強(qiáng)度的增大而減小,即磨粒在A-MRE基體中的把持強(qiáng)度隨磁場(chǎng)強(qiáng)度的增加而增大。

(a)H=0

(b)H=0.2 T

(c)H=0.4 T

(d)H=0.6 T

(e)H=0.8 T

(f)H=1.0 T

圖10 不同磁場(chǎng)強(qiáng)度下基體金剛石磨粒位移的變化曲線Fig.10 Different magnetic field-induced displacement curve of the matrix-held abrasive grain

3 磨拋加工實(shí)驗(yàn)

采用A-MRE磨具的磨拋加工方法,在工藝上屬于彈性接觸式的柔性加工[24],其過程如圖11所示。相比于傳統(tǒng)剛性加工,彈性磨拋不僅能夠避免因剛性接觸導(dǎo)致磨具面型誤差復(fù)制到加工對(duì)象,還能通過變形適應(yīng)工件表面曲率的變化[25],減少表面與亞表面損傷。相比于非直接接觸的流體介質(zhì)磨拋方法,彈性磨拋能夠顯著提高材料的去除效率。對(duì)于微觀結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)各向異性的A-MRE基體,當(dāng)外部磁場(chǎng)條件發(fā)生變化時(shí)基體模量也隨之改變,由于受到磁力作用,鐵粉顆粒間及鐵粉鏈間會(huì)產(chǎn)生基體內(nèi)應(yīng)力,從而導(dǎo)致收縮變形,影響了磨料顆粒的基體把持強(qiáng)度。因此在磨拋過程中,不僅可以通過工作磁場(chǎng)條件改變磨具彈性模量,進(jìn)而調(diào)控磨具與工件間的接觸與貼合行為,還可以通過磁場(chǎng)條件改變磨料顆粒在基體內(nèi)的把持強(qiáng)度,從而減緩軟固結(jié)磨料顆粒向游離磨料的轉(zhuǎn)換趨勢(shì),延長(zhǎng)軟固結(jié)磨料顆粒二體磨削加工的有效壽命,提高加工效率。為驗(yàn)證以上分析結(jié)果,本文開展了采用A-MRE磨具的SiC磨拋加工實(shí)驗(yàn)。

φ—進(jìn)動(dòng)角;l—磨具與磁極安裝間距。圖11 A-MRE磨具磨拋加工過程示意圖Fig.11 The illustration diagram of grinding and polishing process with A-MRE abrasive tool

3.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)置

如圖12所示,基于4軸臺(tái)式數(shù)控平臺(tái)開展磨拋實(shí)驗(yàn),通過夾持機(jī)構(gòu)將A-MRE基體半球形磨具安裝于主軸,采用工作臺(tái)上安裝的“幾”字形非導(dǎo)磁裝置對(duì)工件進(jìn)行定位裝夾,將永磁體磁場(chǎng)發(fā)生裝置固定在弧形導(dǎo)軌上,通過導(dǎo)軌調(diào)整加工區(qū)域的磁場(chǎng)條件。工件選用尺寸為50 mm×25 mm×5 mm的無壓燒結(jié)SiC,材料性能參數(shù)如表3所示。實(shí)驗(yàn)中,通過粗磨預(yù)處理使工件表面粗糙度Ra=1±0.05 μm,選取進(jìn)動(dòng)角φ=10°,磨拋路徑為等距柵格,使用磨削液澆注磨拋加工區(qū)域,以便對(duì)加工過程進(jìn)行冷卻潤(rùn)滑,從而保證加工質(zhì)量。

圖12 A-MRE磨具磨拋加工實(shí)驗(yàn)平臺(tái)Fig.12 A-MRE tool grinding and polishing experiment setup

表3 SiC工件材料性能參數(shù)

實(shí)驗(yàn)中,采用N-S-N-S疊加式圓柱型N42釹鐵硼永磁體布置工作外加磁場(chǎng),所選永磁體尺寸為Φ50 mm×30 mm,剩磁Br=1.2 T。通過仿真計(jì)算得到安裝間距l(xiāng)分別為6、13和29 mm處的磁場(chǎng)強(qiáng)度,如圖13和14所示。由磁場(chǎng)分布強(qiáng)度云圖及其隨間距的變化曲線可知,在距離中心軸線l′≤10 mm的區(qū)間內(nèi),磁場(chǎng)分布較平穩(wěn),對(duì)應(yīng)于上述安裝間距的磁場(chǎng)強(qiáng)度平均值分別為0.35、0.23和0.10 T,表明能夠通過調(diào)整磨具與磁極間距,達(dá)到調(diào)節(jié)外部磁場(chǎng)強(qiáng)度的實(shí)驗(yàn)需求。

圖13 不同安裝間距下疊加式永磁體磁場(chǎng)強(qiáng)度分布 Fig.13 Magnetic field intensity distribution of stack-magnets setup at different installation spacing

圖14 不同安裝間距下相對(duì)中心軸線距離的磁場(chǎng)強(qiáng)度分布Fig.14 Magnetic field distribution referred to the center axis at different installation spacing

本文分別開展了不同磁場(chǎng)條件以及同一磁場(chǎng)不同加工時(shí)間下SiC工件的平面磨拋實(shí)驗(yàn),實(shí)驗(yàn)參數(shù)如表4所示。分別從以下3個(gè)方面對(duì)磨拋加工質(zhì)量進(jìn)行評(píng)價(jià):采用Mitutoyo SJ-310粗糙度測(cè)量?jī)x,在已加工表面隨機(jī)選取測(cè)量長(zhǎng)度為4.2 mm的3個(gè)測(cè)點(diǎn),取3個(gè)測(cè)點(diǎn)的平均粗糙度Ra作為工件已加工表面的粗糙度;采用4XC金相顯微鏡及KC-1000激光共聚焦顯微鏡,對(duì)已加工表面的形貌特征進(jìn)行微觀表征;采用FA1204B電子天平,測(cè)量3個(gè)相同工藝參數(shù)下的加工工件,對(duì)其磨拋前后質(zhì)量變化進(jìn)行平均,得到材料去除率的計(jì)算公式如下

RMR=Δm/ρt

(8)

式中:RMR為材料去除率;Δm為工件加工前后質(zhì)量差;ρ為碳化硅工件的密度;t為磨拋時(shí)間。

表4 磨拋加工實(shí)驗(yàn)參數(shù)

磨拋過程中,磨具在磨除加工材料的同時(shí)也存在自身磨損,磨具磨損不僅影響磨具壽命,與磨具工作過程中的材料去除率也密切相關(guān)。彈性基體磨具磨損及其體積缺失,將會(huì)導(dǎo)致加工區(qū)域磨具與工件間接觸面積、應(yīng)力分布及磨削液流動(dòng)性等參數(shù)發(fā)生變化,進(jìn)而影響加工區(qū)域的有效磨粒分布。因此,選取相同工藝參數(shù)條件下的3個(gè)磨具,測(cè)量磨拋前后的質(zhì)量變化并對(duì)結(jié)果進(jìn)行平均,計(jì)為磨具磨損量Δm′,用于A-MRE磨具的磨損評(píng)價(jià)。

3.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及討論

結(jié)合圖15和16給出的顯微觀測(cè)與形貌掃描結(jié)果,以及圖17給出的粗糙度測(cè)量結(jié)果可見,無外加磁場(chǎng)作用下A-MRE磨具完成對(duì)碳化硅工件的平面磨拋后,微觀觀測(cè)到的工件表面仍殘留有較為明顯的凸起、缺陷及劃痕,但磨拋后表面粗糙度達(dá)到Ra=0.304 μm,相比磨拋前預(yù)處理工件粗糙度Ra=1.00 μm,降低了69.6%;外加磁場(chǎng)強(qiáng)度H=0.10 T時(shí),工件表面形貌預(yù)處理殘留凸起及缺陷區(qū)域減小,磨削劃痕雖然仍較為明顯卻已變得稀疏,且磨拋后表面粗糙度Ra=0.248 μm,相比預(yù)處理工件降低了75.2%;當(dāng)磁場(chǎng)強(qiáng)度H=0.23 T時(shí),工件已加工表面凸凹缺陷明顯改善且磨削劃痕大幅度減少,磨拋后表面粗糙度Ra=0.204 μm,相比預(yù)處理工件降低了79.6%;當(dāng)磁場(chǎng)強(qiáng)度H=0.35 T時(shí),已加工表面凸凹缺陷及磨削劃痕基本消除,表面較為平整光滑,且粗糙度達(dá)到最小值Ra=0.170 μm,相比預(yù)處理工件下降了80.3%。根據(jù)圖17,對(duì)比不同磁場(chǎng)下工件磨拋前后的質(zhì)量可知,當(dāng)H=0.10、0.23 和0.35 T時(shí),材料去除率分別為8.81×106、9.62×106和10.82×106μm3·min-1,相較于無磁場(chǎng)下的8.41×106μm3·min-1,分別提高了4.8%、14.3%和28.6%。

(a)H=0

(b)H=0.10 T

(c)H=0.23 T

(d)H=0.35 T

(a)H=0

(b)H=0.10 T

(c)H=0.23 T

(d)H=0.35 T

圖17 表面粗糙度與材料去除效率隨磁場(chǎng)強(qiáng)度變化曲線Fig.17 Variation curve of surface roughness and material removal rate with magnetic field strength

由于實(shí)驗(yàn)中A-MRE磨具基體鐵粉鏈與外加工作磁場(chǎng)方向的夾角約為10°,根據(jù)前文RVE模型的磁致仿真結(jié)果,該角度下羥基鐵粉顆粒磁化后顆粒間的引力大于斥力,因而基體收縮擠壓作用占據(jù)主導(dǎo)地位。隨著工作磁場(chǎng)強(qiáng)度的增加,位于鐵粉之間的金剛石磨粒把持強(qiáng)度逐漸增大,減小了磨料顆粒失效脫落向游離狀態(tài)轉(zhuǎn)化的趨勢(shì),使磨拋區(qū)域內(nèi)材料表面材料去除行為以軟固結(jié)磨料二體加工為主,不僅減少了游離磨料顆粒帶來的無序劃痕與損傷,還在降低表面粗糙度的同時(shí)提高了材料去除效率。此外,根據(jù)A-MRE磨具壓縮量的RVE仿真結(jié)果,同等壓縮量下增大外加磁場(chǎng)強(qiáng)度會(huì)壓縮磁性顆粒間距,并大幅度提高基體收縮應(yīng)力,提高基體材料的剪切強(qiáng)度,不但使得基體內(nèi)固著顆粒的把持強(qiáng)度更高,而且進(jìn)一步提升了基體材料的彈性模量、硬度及耐磨性等性能,從而在同等壓縮量條件下獲得了更大的磨拋壓力。比較后發(fā)現(xiàn),實(shí)驗(yàn)中磨具在同等壓縮量下材料去除效率的變化趨勢(shì),與Preston材料去除函數(shù)中磨拋壓力與材料去除效率正相關(guān)的結(jié)論相一致。

為進(jìn)一步驗(yàn)證不同磁場(chǎng)條件下,A-MRE磨具基體材料磁致性能變化對(duì)磨具強(qiáng)度及耐磨性的影響,對(duì)不同磁場(chǎng)條件下工件材料的去除量和磨具磨損量進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析,結(jié)果如圖18所示。根據(jù)表4中實(shí)驗(yàn)組1的參數(shù)設(shè)定,隨著磁場(chǎng)強(qiáng)度從0 增大到0.35 T,SiC材料的去除量由2.1增至2.7 mg。理論上來講,更高的材料去除量必然會(huì)導(dǎo)致更高的磨具磨損消耗,然而從圖中可以看出,在磁場(chǎng)強(qiáng)度為0.35 T時(shí),A-MRE磨具的損耗量?jī)H為22.3 mg,遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于無外加磁場(chǎng)時(shí)的39.8 mg,進(jìn)一步驗(yàn)證了上文理論分析與仿真模型的合理性。

圖18 材料去除量與磨具磨損量隨磁場(chǎng)強(qiáng)度變化曲線Fig.18 Variation curve of material removal volume and abrasive tool wear with magnetic field strength

為進(jìn)一步探究磨拋時(shí)間對(duì)A-MRE磨具磨拋性能的影響,在外加磁場(chǎng)H為0和0.35 T時(shí),對(duì)磨拋時(shí)長(zhǎng)分別為20、40、60、80和100 min工件的材料去除量及去除率進(jìn)行統(tǒng)計(jì),結(jié)果如圖19所示?？梢钥闯?隨著磨拋時(shí)間的增加,無外加磁場(chǎng)時(shí)的材料去除量由0.6增加到2.2 mg,材料去除率從9.62×106下降到7.05×106μm3·min-1,下降率為26.7%;當(dāng)外加磁場(chǎng)為0.35 T時(shí),材料去除量由0.8增加到2.9 mg,材料去除率從12.82×106下降到9.29×106μm3·min-1,下降率為27.6%。由此可見無論施加磁場(chǎng)與否,磨拋時(shí)間的增加均一定程度上降低了材料去除率,這是因?yàn)槟仌r(shí)間越長(zhǎng),工件表面凸凹缺陷越少,工件磨損增量也越少,從而表現(xiàn)出材料去除率隨時(shí)間下降的趨勢(shì)。

圖19 材料去除量與去除效率隨磨拋時(shí)間變化曲線Fig.19 Curve of material removal volume and rate with polishing time

4 結(jié) 論

(1)驗(yàn)證了雙組分硅膠、羥基鐵粉、金剛石磨料及添加物在預(yù)置磁場(chǎng)下制備各向異性A-MRE材料的工藝可行性,觀測(cè)了磁性顆粒把持金剛石磨粒的組織結(jié)構(gòu)特征,并采用理想均勻化處理方法建立了用于表征A-MRE基體性能的RVE模型。

(2)分析了磁場(chǎng)強(qiáng)度、磁場(chǎng)方向、壓縮量等參數(shù)對(duì)金剛石磨粒把持強(qiáng)度的影響規(guī)律,發(fā)現(xiàn)當(dāng)磁場(chǎng)方向與磁性顆粒鏈方向一致或因受力變形時(shí),基體磁致收縮行為導(dǎo)致磨粒上產(chǎn)生的應(yīng)力增大,并進(jìn)一步通過單顆粒脫落失效分析驗(yàn)證了基體軟固結(jié)磨粒在切向載荷作用下的偏轉(zhuǎn)位移隨磁場(chǎng)強(qiáng)度增加而遞減的趨勢(shì)。

(3)通過碳化硅工件磨拋加工實(shí)驗(yàn),驗(yàn)證了磨具磁致性能變化能夠有效提升材料去除效率,并降低已加工表面的粗糙度。與無磁場(chǎng)作用時(shí)相比,當(dāng)磁場(chǎng)強(qiáng)度為0.35 T時(shí),表面粗糙度最低可至0.170 μm,降低了80.3%;材料去除率最高提升量為28.6%,達(dá)到10.82×106μm3·min-1;磨具磨損量減少17.5 mg,降低了56.1%。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明:磁場(chǎng)條件不僅能有效調(diào)控A-MRE基體對(duì)軟固結(jié)磨粒的把持能力,同時(shí)也能明顯改善基體的彈性模量、硬度和耐磨性等材料屬性。