漸開線磁極組研磨雙面的相對(duì)角度試驗(yàn)

摘要 為解決鈦合金TC4表面的凸起、劃痕和微裂紋等缺陷問題，提出一種對(duì)立磁極組產(chǎn)生相對(duì)角度的雙面磁粒研磨方式，從而提高其研磨效率。在雙面旋轉(zhuǎn)研磨試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，對(duì)磁性磨粒進(jìn)行受力分析，通過漸開線排布磁石的設(shè)計(jì)，對(duì)比該磁極下磁感應(yīng)強(qiáng)度的變化，進(jìn)而分析對(duì)立磁極組產(chǎn)生相對(duì)角度的磁場(chǎng)梯度對(duì)表面質(zhì)量的影響規(guī)律，最后進(jìn)行表面粗糙度變化檢測(cè)，以及對(duì)研磨前后的工件表面微觀形貌檢測(cè)。結(jié)果表明：采用漸開線排布磁石，覆蓋面積相對(duì)較大并且磁場(chǎng)分布均勻；相對(duì)角度10。雙面研磨時(shí)，磁場(chǎng)梯度變化較大，有利于磁性磨粒的及時(shí)翻滾。工件正面的表面粗糙度Ra由初始的0.458μm降至0.116μm，表面高度差由原始的43.3μm降至7.8μm；工件反面的表面粗糙度Ra由初始的0.434μm降至0.111μm，表面高度差由原始的44.2μm降至8.4μm。通過漸開線排布磁石產(chǎn)生相對(duì)角度的研磨加工，工件表面的凸起、劃痕、溝壑和微裂紋等缺陷得到明顯改善，工件雙面同時(shí)研磨，提高了研磨效率。

關(guān)鍵詞 雙面磁粒研磨；磁極設(shè)計(jì)；相對(duì)角度；梯度對(duì)比；表面質(zhì)量

中圖分類號(hào) TG176文獻(xiàn)標(biāo)志碼 A

文章編號(hào)1006-852X（2024）05-0685-10

DOI碼10.13394/j.cnki.jgszz.2023.0185

收稿日期2023-09-03 修回日期 2023-11-21

鈦合金在航空航天領(lǐng)域的應(yīng)用日益廣泛，其加工水平在極大程度上決定了軍用飛機(jī)、民用飛機(jī)、發(fā)動(dòng)機(jī)等智能科技裝備的發(fā)展水平[1]。鈦合金的疲勞性能和耐腐蝕性能較好，在航天飛行器設(shè)計(jì)與制造方面得到了廣泛應(yīng)用[2]，但直接加工鈦合金很難滿足要求。例如鈦合金的變形系數(shù)小、導(dǎo)熱系數(shù)低，傳統(tǒng)切削過程中的高溫會(huì)使刀具磨損[3-4]，導(dǎo)致零部件生產(chǎn)加工后的精度較低，表面質(zhì)量較差。如果鈦合金工件的表面質(zhì)量較差，會(huì)極大地影響零部件的使用壽命，使其過早磨損，最后導(dǎo)致整個(gè)機(jī)械系統(tǒng)發(fā)生故障[5]。為提升鈦合金的表面質(zhì)量，選擇合適的加工方法尤為重要。

鈦合金的加工方式有多種，如機(jī)械拋光[6]、超聲輔助裝置拋光[7]、電化學(xué)方式拋光[8]、磁性磨粒研磨[9]等，一定程度上提升了工件的表面質(zhì)量[10]。傳統(tǒng)研磨和拋光的加工效率較低、成本較高[11]，磁粒研磨加工作為一種新型的光整加工技術(shù)，可以對(duì)材料實(shí)現(xiàn)超精密光整加工[12-14]。對(duì)比傳統(tǒng)的加工技術(shù)，磁粒研磨加工屬于柔性加工方式，具有使用范圍廣、自銳性好、溫升小等優(yōu)點(diǎn)。朱子俊等[15]采用超聲輔助磁粒研磨加工鈦合金表面，并采用磁極開槽和超聲波振動(dòng)改善表面形貌。試驗(yàn)證明：對(duì)磁極開槽能夠改善磁感應(yīng)強(qiáng)度的分布，磁場(chǎng)梯度的改變能夠促使磨粒不斷翻滾，提高研磨效率，通過增加超聲輔助裝置可以提升工件的表面質(zhì)量。LIU等[16]通過建立材料去除模型評(píng)估表面平整度，探討多個(gè)磁極排布對(duì)表面平整度的影響。試驗(yàn)證明：隨著工藝參數(shù)和磁極排布的變化，工件的表面平整度得到了有效改善，研磨效率也得到提升。潘明詩等[17]通過調(diào)整磁極頭的錐度，探討磁粒研磨加工去除304不銹鋼管內(nèi)表面氧化膜過程中研磨壓力和磁感應(yīng)強(qiáng)度的變化規(guī)律，同時(shí)對(duì)磨粒進(jìn)行運(yùn)動(dòng)分析和受力分析，進(jìn)而探究影響研磨效率和研磨質(zhì)量的因素，提高工件的研磨效率。試驗(yàn)證明：改變磁極頭的錐度可改變磁感應(yīng)強(qiáng)度。

磁粒研磨加工可改善鈦合金工件的表面缺陷，降低其表面粗糙度，提升其表面質(zhì)量，從而達(dá)到其使用要求。但在加工時(shí)，磁性磨粒的翻滾速度慢、大部分磁性磨粒無法充分參與工件的研磨過程，導(dǎo)致鈦合金TC4平面的研磨質(zhì)量和研磨效率不高。針對(duì)磁感應(yīng)強(qiáng)度分布不均、磁性磨粒重復(fù)加工和磨粒切削刃的更新等問題，本研究中提出對(duì)立磁極組產(chǎn)生相對(duì)角度的雙面磁粒研磨方式，設(shè)計(jì)漸開線排布磁石，并以此為基礎(chǔ)，采用對(duì)立磁極組產(chǎn)生初始相對(duì)角度的方式進(jìn)行雙面磁粒研磨試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果表明，此方式不僅可以提高磁感應(yīng)強(qiáng)度，而且有效地促進(jìn)了磁感應(yīng)強(qiáng)度的均勻分布，解決了磨料流動(dòng)性差以及無法及時(shí)翻滾等問題。工件雙面同時(shí)研磨可以提升加工效率，有效去除工件表面缺陷，提升研磨效率和表面質(zhì)量。

1工件雙面研磨原理

1.1雙面研磨加工機(jī)理

磁粒研磨加工的機(jī)理是磁性磨料形成柔性的“磁粒刷”對(duì)工件進(jìn)行研磨并產(chǎn)生研磨壓力，通過“磁粒刷”與工件間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)實(shí)現(xiàn)對(duì)工件表面的研磨加工[18]。本研究中采用漸開線排布磁石，使兩側(cè)磁極組產(chǎn)生初始相對(duì)角度的研磨方式，加工原理如圖1所示。磁石按照一定的排布方式安裝在磁石架上，工件左右兩側(cè)的磁石和磁石架組成了磁極組Ⅰ和磁極組Ⅱ。兩側(cè)磁石架分別與主軸Ⅰ和主軸Ⅱ相連，工件通過專用夾具固定在滑臺(tái)上，滑臺(tái)可以上下移動(dòng)，兩側(cè)磁極組分別與工件保留合適的加工間隙。研磨液與磁性磨粒混合后形成磁性磨料，并均勻分布在加工間隙內(nèi)。當(dāng)主軸Ⅰ和主軸Ⅱ旋轉(zhuǎn)時(shí)，帶動(dòng)磁極組Ⅰ和磁極組Ⅱ旋轉(zhuǎn)，2個(gè)磁極組進(jìn)行研磨加工前，設(shè)定對(duì)立磁極組相對(duì)角度，產(chǎn)生相對(duì)角度變化，兩側(cè)磁極組旋轉(zhuǎn)研磨，使現(xiàn)有磁場(chǎng)分布不斷變化，從而帶動(dòng)吸附的磁性磨粒翻滾以及切削刃的更新，以此來對(duì)工件表面進(jìn)行研磨，達(dá)到提升表面質(zhì)量的目的。

1.2磁粒受力的分析

采用對(duì)立磁極組產(chǎn)生初始相對(duì)角度的雙面磁粒研磨時(shí)，工件兩側(cè)“磁粒刷”受到多種力的共同作用，進(jìn)而對(duì)工件表面產(chǎn)生研磨壓力，因此首先對(duì)單個(gè)磁性磨粒進(jìn)行受力分析。通過改變對(duì)立磁極組相對(duì)角度的方式，帶動(dòng)工件兩側(cè)的磁場(chǎng)變化，進(jìn)而帶動(dòng)磁性磨料翻滾。在摩擦力、磁場(chǎng)力和離心力的作用下，磁性磨粒與工件表面產(chǎn)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)，進(jìn)而達(dá)到工件表面材料去除的目的。如圖2所示，位于運(yùn)動(dòng)磁場(chǎng)中的磁性磨料受到磁場(chǎng)力FN（由沿磁力線方向的分力FY和沿磁等勢(shì)線方向的分力FX組成），磁極組旋轉(zhuǎn)時(shí)的離心力FC以及滑臺(tái)移動(dòng)時(shí)的摩擦力Ff。

單個(gè)磁性磨粒的質(zhì)量小，故其自身重力可以忽略不計(jì)。單個(gè)磁性磨粒所受磁場(chǎng)力FN的計(jì)算公式為[19]：

式中：V0為磁性磨粒的體積，χ為磁性磨粒的磁化率，H為磁性磨粒所在磁場(chǎng)位置中的磁場(chǎng)強(qiáng)度，和分別為磁性磨粒沿X（磁等勢(shì)線）、Y（磁力線）方向磁場(chǎng)梯度，F(xiàn)N為FX、FY的合力。

磁極組旋轉(zhuǎn)時(shí)，磁性磨料所受離心力FC和摩擦力Ff的計(jì)算公式為：

式中：m為磁性磨粒的質(zhì)量，ω為磁性磨粒隨磁極組變化的角速度，R為磁性磨粒距離磁極組中心的長(zhǎng)度，F(xiàn)T為磁性磨粒所受的磁場(chǎng)力和離心力的合力，β為磁場(chǎng)力FN與離心力FC的夾角，μ為磁性磨粒的摩擦系數(shù)。

故單個(gè)磁性磨粒所受合力F的計(jì)算公式為：

式中：α為合力FT與摩擦力Ff的夾角。

由式（1）～式（3）可知：從宏觀角度來說，單個(gè)磁性磨粒的所受合力F與磁場(chǎng)力FN、離心力FC和摩擦力Ff有密切關(guān)系；從微觀角度來說，改變磁場(chǎng)強(qiáng)度H、旋轉(zhuǎn)角速度ω等參數(shù)都會(huì)影響磁性磨粒的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)。因此，可以通過改變相對(duì)角度和磁場(chǎng)強(qiáng)度來帶動(dòng)磁場(chǎng)變化，促進(jìn)磁性磨粒的翻滾。

2磁極頭設(shè)計(jì)仿真

2.1磁極設(shè)計(jì)模型

磁石的設(shè)計(jì)排布不僅影響著整個(gè)磁場(chǎng)強(qiáng)度的變化，也影響著工件表面的均勻性。故磁石漸開線排布時(shí)，首先要確定漸開線的具體位置和尺寸大小[20]，漸開線的示意圖如圖3所示。漸開線AK是動(dòng)直線KN在固定的基圓圓周上做純滾動(dòng)時(shí)，動(dòng)直線KN上一點(diǎn)K（xk，yk）的行動(dòng)軌跡?；鶊A的大小決定了漸開線的位置，因此要在合理的設(shè)計(jì)范圍內(nèi)進(jìn)行磁石的排布。

直角坐標(biāo)系下，漸開線的形成方程式為：

式中：xk為漸開線上K點(diǎn)的橫坐標(biāo)，yk為漸開線上K點(diǎn)的縱坐標(biāo)，rb為基圓半徑，θk為漸開線上K點(diǎn)的展角。漸開線的起點(diǎn)始終在基圓上并不斷向外延伸。

漸開線磁石排布模型與實(shí)物圖如圖4所示，磁極由36個(gè)小圓柱磁石和磁石架組成。小圓柱磁石（N52）尺寸為?4 mm×5 mm，相對(duì)導(dǎo)磁率約為1.4，按照漸開線的形式進(jìn)行排布。磁石架為導(dǎo)磁材料（Q235），沿漸開線進(jìn)行均勻鉆孔，按照孔位排布磁極。

2.2磁極組仿真分析

為研究不同磁石排布對(duì)加工的影響，對(duì)各類磁石排布方式進(jìn)行磁場(chǎng)仿真對(duì)比分析。利用SolidWorks軟件對(duì)設(shè)計(jì)的各類磁極組進(jìn)行建模，將其導(dǎo)入Maxwell軟件中分析不同磁石排布產(chǎn)生的磁場(chǎng)，通過磁場(chǎng)對(duì)比找出最佳的磁場(chǎng)。磁場(chǎng)模擬仿真參數(shù)如表1所示。

使用表1中的仿真參數(shù)，對(duì)磁石圓環(huán)排布（圖5a）、磁石直線排布（圖5c）、磁石漸開線排布（圖5e）3種磁極組進(jìn)行仿真分析。在對(duì)立磁極組中間畫一個(gè)直徑為40 mm的圓面作為工件表面，圓面距兩側(cè)磁極組的距離為2 mm。從模擬仿真結(jié)果中提取各磁石排布的磁感應(yīng)強(qiáng)度云圖，如圖5b、圖5d、圖5f所示。由圖5b可知：磁石呈圓環(huán)排布時(shí)，磁感應(yīng)強(qiáng)度最高值為756.8mT，最低值為132.6 mT，二者差值較大，其磁感應(yīng)強(qiáng)度云圖出現(xiàn)斷裂，磁場(chǎng)均勻性較差，影響研磨的表面質(zhì)量；由圖5d可知：磁石直線排布時(shí)，磁感應(yīng)強(qiáng)度最高值為760.5 mT，最低值為137.2 mT，二者差值較大，其磁感應(yīng)強(qiáng)度云圖分布存在差異且混亂，磁場(chǎng)分布不均勻，導(dǎo)致磁性磨粒出現(xiàn)堆積現(xiàn)象；由圖5f可知：磁石沿漸開線排布時(shí)，磁感應(yīng)強(qiáng)度最高值為835.3 mT，最低值為229.0 mT，差值較小，整體強(qiáng)度較高，其磁感應(yīng)強(qiáng)度云圖分布較為均勻，磁場(chǎng)分布具有規(guī)律性，可帶動(dòng)磨粒的翻滾，提升表面質(zhì)量。

3相對(duì)角度雙面研磨分析

3.1相對(duì)角度分析

采用對(duì)立磁極組產(chǎn)生相對(duì)角度的研磨方式，對(duì)工件的正面和反面同時(shí)進(jìn)行旋轉(zhuǎn)研磨，在漸開線排布磁石的基礎(chǔ)上進(jìn)一步研究影響因素。對(duì)立磁極組的相對(duì)角度會(huì)影響磁場(chǎng)力FN和離心力FC的大小，進(jìn)而導(dǎo)致磁性磨粒所受合力F改變，帶動(dòng)磁性磨粒不斷運(yùn)動(dòng)，故選擇合適的相對(duì)角度極為重要。

圖6所示為兩側(cè)磁極組旋轉(zhuǎn)角度示意圖。圖6中ω3為磁極組Ⅰ的角速度，ω4為磁極組Ⅱ的角速度，R1為磁極組Ⅰ的半徑，R2為磁極組Ⅱ的半徑。設(shè)定一個(gè)小圓柱磁石為起始位置，磁極組Ⅰ的小圓柱磁石的中心點(diǎn)為O4，磁極組Ⅱ的小圓柱磁石的中心點(diǎn)為O6。圖6a所示是從右側(cè)看磁極組Ⅰ的初始位置，以磁極組Ⅰ的小圓柱磁石的中心點(diǎn)O4為參考點(diǎn)，圖6b所示是小圓柱磁石的中心點(diǎn)O4轉(zhuǎn)動(dòng)角度β1，等同于磁極組Ⅰ轉(zhuǎn)動(dòng)角度β1；圖6c所示是從右側(cè)看磁極組Ⅱ的初始位置，以磁極組Ⅱ的小圓柱磁石的中心點(diǎn)O6為參考點(diǎn)，圖6d所示是小圓柱磁石的中心點(diǎn)O6轉(zhuǎn)動(dòng)角度β2，等同于磁極組Ⅱ轉(zhuǎn)動(dòng)角度β2。

設(shè)定磁極組Ⅰ的轉(zhuǎn)速為n1，磁極組Ⅱ的轉(zhuǎn)速為n2，磁極組轉(zhuǎn)速與角速度的變化關(guān)系為：

設(shè)定小圓柱磁石旋轉(zhuǎn)加工時(shí)間為t，時(shí)間t內(nèi)磁極組走過的弧長(zhǎng)為L(zhǎng)，磁極組轉(zhuǎn)動(dòng)的圈數(shù)為N（N≥0）。兩側(cè)磁極位置變化如式（6）所示，在相同研磨時(shí)間下，可以計(jì)算出在不同角度時(shí)，兩側(cè)磁極組的旋轉(zhuǎn)位置，從而選擇合適的相對(duì)角度。在相對(duì)磁極轉(zhuǎn)動(dòng)下，可以得出磁極組Ⅰ和磁極組Ⅱ的不同位置，從而實(shí)現(xiàn)相對(duì)角度下雙面研磨的目的。

式中：β1為t時(shí)間內(nèi)磁極組Ⅰ轉(zhuǎn)動(dòng)的角度，β2為t時(shí)間內(nèi)磁極組Ⅱ轉(zhuǎn)動(dòng)的角度，R為磁極組Ⅰ的半徑R1或磁極組Ⅱ的半徑R2。

當(dāng)相對(duì)角度下同時(shí)進(jìn)行雙面研磨時(shí)，為保證兩側(cè)磁極組具有相對(duì)角度，必須要β1≠β2才能夠?qū)崿F(xiàn)目的，故對(duì)兩者的相對(duì)角度進(jìn)行深入探究。

3.2磁場(chǎng)梯度分析

對(duì)兩側(cè)磁極組的相對(duì)角度進(jìn)行深入探究，初始運(yùn)行角度對(duì)磁場(chǎng)強(qiáng)度和磁場(chǎng)梯度的變化有極為重要的影響，因此在對(duì)速度進(jìn)行相對(duì)控制的前提下，進(jìn)行相對(duì)角度分析。由于整體磁石旋轉(zhuǎn)20。時(shí)進(jìn)行1次小循環(huán)，10。是相對(duì)小磁石錯(cuò)位的最大值，故角度范圍設(shè)定為0?！?0。，每隔10。進(jìn)行角度變化。通過ANSYS軟件并使用漸開線排布磁石，對(duì)3種不同的相對(duì)角度（0°、10°、20°）進(jìn)行模擬分析，磁場(chǎng)模擬仿真參數(shù)如表2所示。

圖7為磁極組不同相對(duì)角度和相對(duì)應(yīng)的磁場(chǎng)梯度變化圖。由圖7a、圖7c、圖7e可知，在相對(duì)磁極組中間畫一條40 mm的參考線，在參考線上觀察不同相對(duì)角度研磨產(chǎn)生的磁感應(yīng)強(qiáng)度和磁場(chǎng)梯度的變化，參考線與兩側(cè)磁極組距離分別為2 mm。由圖7b、圖7d、圖7f可以看出，當(dāng)兩側(cè)磁極組以不同相對(duì)角度轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，提取時(shí)間分別為0.01、0.02和0.03 s時(shí)的磁感應(yīng)強(qiáng)度和磁場(chǎng)梯度。當(dāng)相對(duì)角度為0。時(shí)，Ⅰ區(qū)域和Ⅲ區(qū)域在不同時(shí)間時(shí)，磁場(chǎng)梯度變化較小，磁感應(yīng)強(qiáng)度較高，最高值為861.0 mT，但磁感應(yīng)強(qiáng)度較高時(shí)，覆蓋面積相對(duì)較小，均勻性不好；Ⅱ區(qū)域在不同時(shí)間時(shí)，磁場(chǎng)梯度變化幾乎沒有波動(dòng)，不利于磁性磨粒的及時(shí)翻滾，對(duì)研磨工件的均勻性影響較大。當(dāng)相對(duì)角度為10。時(shí)，Ⅰ區(qū)域、Ⅱ區(qū)域和Ⅲ區(qū)域的磁場(chǎng)梯度變化明顯，磁感應(yīng)強(qiáng)度最高值為858.0 mT，當(dāng)磁感應(yīng)強(qiáng)度較高時(shí)，覆蓋面積相對(duì)較大，磁場(chǎng)梯度在同一時(shí)間但不同距離時(shí)，變化比較明顯。當(dāng)相對(duì)角度為20。時(shí)，Ⅰ區(qū)域、Ⅱ區(qū)域和Ⅲ區(qū)域的磁場(chǎng)強(qiáng)度波動(dòng)變化不大，磁感應(yīng)強(qiáng)度最高值為814.0mT，相對(duì)磁場(chǎng)強(qiáng)度較低，不利于提高研磨的效率，磁場(chǎng)梯度在同一距離但不同時(shí)間時(shí)，磁場(chǎng)梯度變化較小，不利于對(duì)磁性磨粒切削刃的及時(shí)更新。

以上結(jié)果說明，當(dāng)相對(duì)角度為10。時(shí)，磁感應(yīng)強(qiáng)度較高，覆蓋面積相對(duì)較大，有助于提升研磨的均勻性。Ⅰ區(qū)域、Ⅱ區(qū)域和Ⅲ區(qū)域的磁場(chǎng)梯度變化比較明顯，能夠有效帶動(dòng)磁性磨粒的翻滾和切削刃的及時(shí)更新，通過雙面研磨的方式提高研磨效率。

4相對(duì)角度雙面磁粒研磨試驗(yàn)

4.1試驗(yàn)條件

基于對(duì)立磁極組產(chǎn)生相對(duì)角度的雙面磁粒研磨試驗(yàn)條件如表3所示。本研究采用磁粒研磨加工法，研磨液選取黏度適中的水基研磨液，該研磨液可以起到一定的潤(rùn)滑作用，在一定程度上減少磁性磨料對(duì)工件的滑擦。磁性磨料的磨粒粒徑過大，很容易出現(xiàn)過磨現(xiàn)象，而粒徑過小則會(huì)影響加工效率。經(jīng)過初步試驗(yàn)后，選用粒徑為150μm的磁性磨粒，把研磨液和磁性磨粒按一定比例混合備用。加工前后，使用SJ-210手持式表面粗糙度儀對(duì)其進(jìn)行粗糙度變化檢測(cè)，使用3D超景深電子顯微鏡對(duì)研磨前后的工件表面觀察對(duì)比。

4.2試驗(yàn)裝置

雙面磁粒研磨試驗(yàn)裝置如圖8所示，磁極組Ⅰ和磁極組Ⅱ相對(duì)放置并通過兩側(cè)的聯(lián)軸器與兩側(cè)伺服電機(jī)相連接，通過分別控制兩側(cè)的伺服電機(jī)轉(zhuǎn)速，來分別控制對(duì)立磁極組產(chǎn)生相對(duì)角度，進(jìn)行雙面磁粒研磨試驗(yàn)。從圖8中可以看出，工件通過夾具固定在滑臺(tái)上，夾具和滑臺(tái)通過柔性裝置連接，通過上方伺服電機(jī)的轉(zhuǎn)動(dòng)帶動(dòng)滑臺(tái)上下移動(dòng)，實(shí)現(xiàn)對(duì)工件不同區(qū)域的加工。加工前，把研磨液和磁性磨粒按一定比例混合備用。首先，在上方的控制器中輸入對(duì)應(yīng)指令，相對(duì)應(yīng)的3個(gè)伺服電機(jī)根據(jù)指令進(jìn)行全自動(dòng)研磨試驗(yàn)。其次，兩側(cè)伺服電機(jī)按照預(yù)設(shè)指令進(jìn)行相對(duì)角度的調(diào)節(jié)，同時(shí)下方振動(dòng)氣缸提供振動(dòng)頻率輔助研磨試驗(yàn)，以提高研磨效率。加工時(shí)，工件通過夾具固定在滑臺(tái)上，將混合好的磁性磨料加入工件兩側(cè)，兩側(cè)磁極吸附磨料，磁性磨料在磁場(chǎng)的作用下形成磁粒刷，對(duì)工件產(chǎn)生研磨壓力，兩側(cè)磁極組在伺服電機(jī)的帶動(dòng)下產(chǎn)生相對(duì)角度，實(shí)現(xiàn)對(duì)工件的柔性加工。由于工件的兩側(cè)都具有磁性磨料，可對(duì)工件正反表面同時(shí)進(jìn)行加工，極大地提高了研磨效率。

4.3結(jié)果分析

分別使用不同的相對(duì)角度研磨后，使用SJ-210手持式表面粗糙度儀進(jìn)行測(cè)量，工件正反表面粗糙度值隨加工時(shí)間的變化如圖9所示。

由圖9可知：隨著時(shí)間的延長(zhǎng)，工件正反面的表面粗糙度下降幅度都比較明顯。采用兩側(cè)磁極組相對(duì)角度0。研磨30 min后，正面的表面粗糙度Ra由0.433μm下降至0.140μm；采用相對(duì)角度10。研磨30 min后，工件正面的表面粗糙度Ra由0.458μm下降至0.116μm；采用相對(duì)角度20。研磨30 min后，正面的表面粗糙度Ra由0.430μm下降至0.128μm。相對(duì)應(yīng)地，采用相對(duì)角度0。研磨30 min后，工件反面的表面粗糙度Ra由0.432μm下降至0.140μm；采用相對(duì)角度10。研磨30 min后，工件反面的表面粗糙度Ra由0.434μm下降至0.111μm；采用相對(duì)角度20。研磨30 min后，反面的表面粗糙度Ra由0.457μm下降至0.132μm。從正反面的表面粗糙度下降幅度來看，研磨前15 min下降速度較快，在后15 min內(nèi)下降幅度逐漸變緩，相對(duì)角度10。研磨后的表面粗糙度較低，這是由于相對(duì)角度10。研磨時(shí)，磁性磨粒所受合力變化較大，有效帶動(dòng)磨粒的不斷翻滾，同時(shí)磁場(chǎng)梯度變化較大，有利于切削刃的及時(shí)更新，能夠提高加工效率，提升研磨加工的表面質(zhì)量。

使用3D超景深電子顯微鏡，觀察研磨前后工件正反面的表面微觀形貌，如圖10和圖11所示。

從圖10和圖11的表面形貌圖可以看出，工件正反面的初始形貌有眾多小型凹坑、凸起和溝壑，導(dǎo)致工件的表面凹凸不平。在微觀表面形貌上畫一條測(cè)量線，在電子顯微鏡下觀察測(cè)量線上的高度差變化，可以觀察到正面初始高度差為43.3μm，反面初始高度差為44.2μm。相對(duì)角度0。研磨后，表面微觀形貌上的凸起和污垢基本去除干凈，正面的表面高度差降至13.6μm，反面的高度差降至12.3μm；相對(duì)角度10。研磨后，正反面初始表面形貌上的凸起、凹坑和溝壑幾乎去除干凈，表面形貌得到改善，正面的表面高度差降至7.8μm，反面的高度差降至8.4μm；相對(duì)角度20。研磨后，正反面初始表面形貌上的紋理和溝壑基本去除干凈，存在部分的凹坑和微裂紋，正面的表面高度差降至13.0μm，反面的高度差降至14.3μm?？梢钥闯?，經(jīng)過不同的相對(duì)角度研磨后，相對(duì)角度10。研磨的表面形貌較好，表面質(zhì)量得到有效改善；相對(duì)角度0。和相對(duì)角度20。研磨后，盡管表面質(zhì)量相對(duì)提升，但由于磁性磨粒所受磁感應(yīng)強(qiáng)度較低，進(jìn)而角度變化較小，所受合力較小，磨粒無法及時(shí)翻滾，導(dǎo)致研磨質(zhì)量和效率下降。對(duì)于兩側(cè)旋轉(zhuǎn)研磨的方式，工件表面不可避免存在輕微的加工研磨痕跡，使用兩側(cè)漸開線排布磁石的相對(duì)角度雙面磁粒研磨后，表面質(zhì)量得到明顯改善，能夠滿足工件的使用要求。

5結(jié)論

（1）采用漸開線排布磁石產(chǎn)生相對(duì)角度雙面研磨的方式，不僅有效改善了工件表面的劃痕和溝壑等表面問題，而且極大地提升了研磨效率。

（2）漸開線排布磁石方式提供了較小的磁感應(yīng)強(qiáng)度差值，能夠提升研磨效率，磁感應(yīng)強(qiáng)度云圖均勻分布，磁場(chǎng)均勻性較好，可有效吸附磁性磨粒，提升研磨質(zhì)量。

（3）相對(duì)角度為10°研磨時(shí)，形成的磁場(chǎng)梯度變化明顯，磁感應(yīng)強(qiáng)度較高時(shí)覆蓋面積較大，同一距離不同時(shí)間時(shí)，磁場(chǎng)梯度變化較大，有利于磁性磨粒的翻滾和切削刃的及時(shí)更新。

（4）采用漸開線排布磁石產(chǎn)生相對(duì)角度進(jìn)行雙面磁粒研磨試驗(yàn)，在兩側(cè)磁極組轉(zhuǎn)速為600 r/min、加工間隙為2 mm、磁性磨粒粒徑為150μm、相對(duì)角度為10°的試驗(yàn)條件下，加工效果較好。經(jīng)30 min研磨后，鈦合金工件正面的表面粗糙度Ra由0.458μm降至0.116μm，表面高度差由43.3μm降至7.8μm；反面的表面粗糙度Ra由0.434μm降至0.111μm，表面高度差由44.2μm降至8.4μm。

參考文獻(xiàn)：

［1］張應(yīng)鵬，祁宇星.鈦合金助力航空海工裝備新發(fā)展：先進(jìn)鈦合金結(jié)構(gòu)材料分論壇側(cè)記[J].中國(guó)材料進(jìn)展，2021，40（10）：790-791.

ZHANG Yingpeng，QI Yuxing.Titanium alloy contributes to the new development of aviation and marine engineering equipment：Sidelights of the sub forum on advanced titanium alloy structural materials[J].China Materials Progress，2021，40（10）：790-791.

［2］李軍，陳祥寶.通用航空復(fù)合材料的發(fā)展現(xiàn)狀與挑戰(zhàn)[J].材料導(dǎo)報(bào)，2022，36（14）：206-211.

LI Jun，CHEN Xiangbao.Development status and challenges of general aviation composites[J].Materials Bulletin，2022，36（14）：206-211.

［3］YOU K Y，YAN G P，LUO X C，et al.Advances in laser assisted machining of hard and brittle materials[J].Journal of Manufacturing Processes，2020，58：677-692.

［4］LIU L P，LIN B，F(xiàn)ANG F Z.Monitoring of tool wear in rotary ultrasonic machining of advanced ceramics[J].Advanced Materials Research，2011（314/315/316）：1754-1759.

［5］邢紹美.毛刺發(fā)生機(jī)理與形態(tài)及去除方法的探討[J].航天返回與遙感，2000（2）：40-45，49.

XING Shaomei.Discussion on burr generation mechanism，morphology and removal method[J].Aerospace Return and Remote Sensing，2000（2）：40-45，49.

［6］馮薇.精密與超精密磨削的發(fā)展現(xiàn)狀[J].精密制造與自動(dòng)化，2009（2）：8-9.

FENG Wei.Current development of precision and ultra-precision grinding[J].Precise Manufacturingamp;Automation，2009（2）：8-9.

［7］張占立，熊明照，王恒迪，等.氮化硅陶瓷滾子磁流變、化學(xué)與超聲復(fù)合拋光工藝試驗(yàn)[J].軸承，2016（2）：14-19.

ZHANG Zhanli，XIONG Mingzhao，WANG Hengdi，et al.Polishing processing test for silicon nitride ceramic rollers based on magnetorheological and chemo-ultrasonic compound technology[J].Bearing，2016（2）：14-19.

［8］高永超，程好，楊淑平，等.金屬基帶的連續(xù)非接觸式電化學(xué)拋光[J].表面技術(shù)，2014，43（2）：105-108.

GAO Yongchao，CHENG Hao，YANG Shuping，et al.Non-contact and continuous electrochemical polishing of the metal strip[J].Surface Technology，2014，43（2）：105-108.

［9］NGUYEN N T，TRAN T N，YIN S H，et al.Multi-objective optimization of improved magnetic abrasive finishing of multi-curved surfaces made of SUS202 material[J].International Journal of Advanced Manufacturing Technology，2017，88：381-391.

［10］張坤領(lǐng).硬脆材料加工技術(shù)發(fā)展現(xiàn)狀[J].組合機(jī)床與自動(dòng)化加工技術(shù)，2008（5）：1-6，15.

ZHANG Kunling.Overview the machining technology for hard and brittle materials[J].Modular Machine Tool and Automatic Processing Technology，2008（5）：1-6，15.

［11］XUE B，GENG Y Q，WANG D，et al.Improvement in surface quality of microchannel structures fabricated by revolving tip-based machining[J].Nanomanufacturing and Metrology，2019，2（1）：26-35.

［12］劉文浩，陳燕，李文龍，等.磁粒研磨加工技術(shù)的研究進(jìn)展[J].表面技術(shù)，2021，50（1）：47-61.

LIU Wenhao，CHEN Yan，LI Wenlong，et al.Research progress of magnetic abrasive finishing technology[J].Surface Technology，2021，50（1）：47-61.

［13］劉寧，趙玉剛，高躍武，等.CBN磁性磨料磁力研磨TC4鈦合金工藝參數(shù)優(yōu)化[J].組合機(jī)床與自動(dòng)化加工技術(shù)，2020（3）：131-135.

LIU Ning，ZHAO Yugang，GAO Yuewu，et al.Optimization of process parameters for magnetic abrasive finishing TC4 titanium alloy by CBN magnetic abrasive[J].Modular Machine Toolamp;Automatic Manufacturing Technique，2020（3）：131-135.

［14］TIAN Y B，ANG Y J，ZHONG Z W.Chemical mechanical polishing of glass disk substrates：Preliminary experimental investigation[J].Materials and Manufacturing Processes，2013，28（4/5/6）：488-494.

［15］朱子俊，韓冰，李奎，等.超聲輔助磁粒研磨TC4平面的光整試驗(yàn)研究[J].電鍍與精飾，2020，42（10）：6-11.

ZHU Zijun，HAN Bing，LI Kui，et al.Experimental study on ultrasonic-assisted magnetic particle grinding of TC4 plane[J].Plating and Finishing，2020，42（10）：6-11.

［16］LIU Z B，LI J，NIE M，et al.Modeling and simulation of workpiece surface flatness in magnetorheological plane finishing processes[J].The International Journal of Advanced Manufacturing Technology，2020，111：2637-2651.

［17］潘明詩，陳燕，張東陽.仿形磁極頭對(duì)電磁研磨管件內(nèi)表面形成的影響[J].中國(guó)表面工程，2022，35（6）：274-285.

PAN Mingshi，CHEN Yan，ZHANG Dongyang.Effect of profiling magnetic pole head on the inner surface of electromagnetic finishing pipe fittings[J].China Surface Engineering，2022，35（6）：274-285.

［18］張旭.燒結(jié)磁性磨料制備過程分析及工藝優(yōu)化[D].鞍山：遼寧科技大學(xué)，2014.

ZHANG Xu.Mechanism study and process control of sintering magnetic abrasive[D].Anshan：University of Science and Technology Liaoning，2014.

［19］姚新改，軋剛，丁艷紅.旋轉(zhuǎn)磁場(chǎng)磁力光整內(nèi)表面研磨機(jī)理研究[C]//中國(guó)機(jī)械工程學(xué)會(huì)特種加工分會(huì).2007年中國(guó)機(jī)械工程學(xué)會(huì)年會(huì)之第12屆全國(guó)特種加工學(xué)術(shù)會(huì)議論文集.《機(jī)械工程學(xué)報(bào)》編輯部，2007：377-380.

YAO Xingai，YA Gang，DING Yanhong.Research on the mechanism of rotating magnetic field magnetic brightening inner surface grinding[C]//Chinese Society of Mechanical Engineering，Special Processing Branch.2007 Proceedings of the 12th National Special Processing Academic Conference of Chinese Society of Mechanical Engineering Annual Meeting.Journal of Mechanical Engineering，2007：377-380.

［20］楊子彧，焦安源，丁浩東，等.漸開線槽磁極改進(jìn)磁粒研磨毛刺效果的試驗(yàn)研究[J].表面技術(shù)，2023，52（4）：329-337.

YANG Ziyu，JIAO Anyuan，DING Haodong，et al.Experimental study on improving grinding burrs effect by magnetic abrasive finishing using magnetic pole with involute grooves[J].Surface Technology，2023，52（4）：329-337.

作者簡(jiǎn)介

焦安源，男，1978年生，博士，教授、碩士研究生導(dǎo)師。主要研究方向：磁粒研磨加工、精密銑削加工及相關(guān)自動(dòng)化設(shè)備開發(fā)。

E-mail：jay@ustl.edu.cn

（編輯：王潔）

Experiments on relative angles of grinding two sides ofinvolute pole groups

LIU Jie1，JIAO Anyuan2，BO Qifan1，DING Yunlong1，CHEN Yan1

（1.School of Mechanical Engineering and Automation，University of Science and Technology Liaoning，Anshan 114051，Liaoning，China）

（2.School of Applied Technology，University of Science and Technology Liaoning，Anshan 114051，Liaoning，China）

Abstract Objectives：Titanium alloys are increasingly widely used in the aerospace field，and their research and de-velopment significantly influence the advancement of military aircraft，civil aviation，engines，and other high-tech equipment.However，titanium alloy are challenging to machine due to theri small deformation coefficient，low thermal conductivity，and the high temperatures generated during traditional cutting methods，which leads to tool wear.As a res-ult，parts often have low precision，and surface quality is generally poor.This study proposes a double-sided magnetic abrasive finishing（MAF）method using opposing magnetic pole sets with adjustable relative angles to address surface defects?such as bumps，scratches，and microcracks?on the surface of titanium alloy TC4 and to improve its grinding efficiency.Methods：This study compares three types of lined magnets and introduces an involute-lined magnet design.Based on this design，opposing magnetic pole sets are used to generate an initial relative angle between them.The ef-fects of different relative angles on double-sided MAF are tested to determine whether this method can improve the magnetic induction intensity and promote a more uniform distribution of abrasives.The results show that this approach addresses the challenges of poor abrasive fluidity and the inability of abrasives to tumble effectively.Additionally，the simultaneous grinding of both sides of the workpiece enhances processing efficiency，effectively removes the surface defects of the workpiece，and improves the grinding efficiency and surface quality.Results：The application of involute-lined magnets with a relative angle for double-sided MAF yields improved processing results under the following test conditions：magnetic pole group speed of 600 r/min，processing gap of 2 mm，magnetic abrasives size of 150μm，and a relative angle of 10°.After 30 minutes of grinding，the surface roughness of the front side of the titanium alloy is re-duced from Ra 0.458μm to Ra 0.116μm，and the surface height variation decreases from 43.3μm to 7.8μm.The re-verse side also shows improvements，with surface roughness decreasing from Ra 0.434μm to Ra 0.111μm，and surface height variation reducing from 44.2μm to 8.4μm.Conclusions：The use of involute-lined magnets to create a relative angle for double-sided grinding effectively improves surface defects，such as scratches and grooves，on the workpiece.This method also significantly enhances grinding efficiency compared to single-sided grinding.The involute arrange-ment of magnets minimizes variations in magnetic induction intensity，which improves grinding efficiency and ensures a more uniform distribution of the magnetic field.This uniformity results in better adsorption of magnetic abrasives and enhanced grinding quality.When grinding at a relative angle of 10°，the magnetic field gradient changes significantly，covering a wider area with stronger magnetic induction.This variation in magnetic field gradient faciliates the tumbling of magnetic abrasives and the timely renewal of cutting edges，ultimately improving processing performance.

Key words double-sided magnetic particle grinding；magnetic pole design；relative angle；gradient contrast；surfacequality