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Apr 25, 2023

パーマネント効率向上メカニズムの研究

Rapporti scientifici Volume 12,

Scientific Reports volume 12、記事番号: 7705 (2022) この記事を引用

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メトリクスの詳細

永久磁石小型ボールエンド磁気レオロジー研磨法により、複雑な構造の微細部品の研磨が可能です。 しかし、この方法では材料除去率が低く、生産性の向上やコストの削減が困難です。 本研究では、磁気粘性流体の流動特性に対する温度の影響を測定し、研磨ゾーンの流体力学モデルを確立し、材料除去パラメータを解くことにより、材料除去速度に及ぼす磁気粘性流体の温度の影響を理論的に解析する。 磁気粘性流体の温度が上昇すると、それに応じて研磨相対速度が増加し、材料除去速度の向上を促進できることが判明した。 しかし、それに伴いせん断応力が低下するため、材料除去率の向上が阻害されます。 検証実験の結果、磁気粘性流体の温度が上昇すると、促進効果が抑制効果を上回り、材料除去速度が増加することがわかりました。 磁気粘性流体の温度が60℃に上昇すると、材料除去率は108.4%向上し、研磨面粗さSaは14.9nmに達します。 したがって、磁気粘性流体の温度を上げると、永久磁石小型ボールエンド磁気粘性研磨の効率が大幅に向上し、高品質の研磨面が得られます。

あらゆる精密機器においては、複雑な構造を持つ小さな部品が重要な役割を果たしています。 これらの部品は主に硬くて脆い材料でできており、加工が困難です。 これらの部品には研磨面品質と形状精度が高度に要求されます。 磁気レオロジー (MR) 研磨法には、高い加工精度、工具の摩耗や表面下の損傷がないという利点があり、研磨面の粗さはナノスケール 1、2、さらにはオングストローム次元 3 に達することもあります。 したがって、このような部分の研磨に適しています。 しかし、一般的に使用されているホイール式MR研磨装置は研磨ホイールのサイズが大きすぎるため、微細部品の複雑な構造の表面を研磨することができません。 したがって、小型のMR研磨ツールを設計して使用する必要があります。 Chen ら 4 は、永久磁石の小型ボールエンド研磨ヘッド (直径 4 mm) を設計し、Ψ 形の小口径複合部品の研磨に成功しました。 コンポーネントの曲面の最小遷移フィレット曲率半径は 3 mm 未満でした。 研磨面の表面精度ＰＶは０．３３２μｍ、表面粗さＲａは１０．７ｎｍに達した。 しかし、研磨ヘッドのサイズによって制限されるため、研磨ヘッドの永久磁性材料の体積は小さく、磁気誘導強度が比較的低くなります（0.44 T以下）。 また、高回転時の研磨ヘッドの線速度が遅いため、研磨相対速度の向上には限界がある。 これらの要因により、研磨中の材料除去速度が低くなります。 処理コストが高く、出力が低い。 このため、永久磁石小型ボールエンドMR研磨の効率向上が急務となっている。

超音波振動 5、6、7、非共振振動 8、および化学作用 9、10、11、12 が MR 研磨プロセスに導入され、材料の除去速度と研磨表面の品質を大幅に向上させることができます。 しかし、MR流体の温度を変化させることによって材料除去率を向上させることに関する研究はほとんどありません。 MR流体は典型的な非ニュートン流体です。 その流動特性は温度と密接に関係しています13,14。 Hemmatian ら 15 は、MR 流体の特性の温度依存性を研究しました。 MR流体の粘度およびせん断応力に対する温度の影響は、磁場が増加するにつれて減少することが判明しました。 Wang ら 16 と Sherman ら 17 は、MR 流体の成分の温度依存性の材料特性を研究しました。 MR流体の粘度はキャリア流体の粘度に依存することが分かりました。 キャリア流体の粘度は温度が上昇するにつれて低下し、粘度が高いキャリア流体ほど温度変化の影響を受けやすくなります。 Chen ら 18 は、MR 流体のレオロジー特性に対する温度の影響を分析しました。 100 °C 以内では、温度の上昇とともに MR 流体の粘度が低下することがわかりました。 MR流体のせん断応力は粘度の変化の影響を受け、温度の上昇とともに減少します。 Wang et al.19 は、平行ディスクせん断応力試験装置を使用して、MR 流体の温度依存の機械的特性を測定しました。 MR 流体の温度が上昇すると、粘性応力の減少は降伏応力の減少よりもはるかに顕著であることがわかりました。 粘性応力成分は、特定の温度範囲における全応力の変化を支配しました。 Bahiuddin ら 20 は、極限学習機械 (ELM) 法を使用して、温度依存の予測パラメータを持つ MR 流体の新しい構成モデルを開発しました。 特定の温度、せん断速度、磁場下での MR 流体のせん断応力と降伏応力を正確に予測します。 結論として、MR 流体の温度を変更すると、流動特性と機械的特性に影響が生じ、研磨除去効率に影響を与える可能性があります。

本研究では、永久磁石小ボールエンド研磨法を対象として、MR流体の流動特性と材料除去パラメータに及ぼす温度の影響則を研究し、検証実験を行った。 実験結果は、MR 流体の温度を上げると研磨除去効率が大幅に向上することを示しています。

本研究では、水系MR流体中の固体粒子としてカルボニル鉄粉（CIP）と酸化セリウム砥粒を使用しました。 研磨ヘッドが静止しているとき、研磨ゾーンに流入するＭＲ流体は、研磨ヘッドの印加磁界の影響を受ける。 MR流体は研磨ヘッドの表面に吸着され、図1aに示すように固体状の「鉄球」を形成します。 研磨ヘッドが高速回転すると、鉄球が研磨ヘッドと同期して回転し、鉄球とワーク表面との間にせん断応力が発生します。 せん断応力がMR流体の降伏応力よりも大きい場合、ワーク表面に接触したMR流体は固体状態から流動状態に変化し、図1bに示すように流れる「MR流体膜」を形成します。 研磨プロセスでは、新しい MR 流体が研磨ゾーンに継続的に供給され、鉄球とワーク表面の間に MR 流体膜の連続的な流れが形成されます。 磁場の作用下で、MR流体フィルム内のCIPは、非強磁性研磨粒子のスペースを占め、研磨ヘッドから遠く離れたワークピース表面に向かって研磨粒子を押すように、研磨ヘッド表面の近くに分布します。 。 これにより、砥粒がワーク表面に垂直な垂直力を受けるだけでなく、ワーク表面の砥粒濃度も大幅に向上します。 MR流体膜の流れと法線力の作用により、これらの砥粒がワーク表面を一定の速度で連続的にせん断し、材料の除去を実現します。 実験によりワーク表面の鉄球とMR流体膜を観察しました。 観察方向を図1c,dに、ワーク表面上の鉄球を図1eに、流れるMR流体膜を図1fに示します。

材料除去機構の模式図。 (a) 研磨ヘッドが静止しているときの研磨ゾーン。 (b) 研磨ヘッドが回転しているときの研磨ゾーン。 (c) 視線方向。 (d) ワーク表面の裏面。 (e) 固体に近い状態の鉄球。 (f) MR流体膜。

特定の温度範囲では、MR 流体の温度を上げると MR 流体の初期粘度が低下し、MR 流体膜の流動抵抗が減少します。 これにより、MR流体膜の流速が増加し、研磨粒子がワーク表面をせん断する際の相対速度が増加すると推測されます。 また、単位時間当たりにワーク表面を流れる砥粒の数も増加するため、砥粒とワーク表面との間のせん断周波数が向上し、研磨除去効率が向上する。

MR流体は非ニュートン流体であり、MR流体の流動特性は主に初期粘度と降伏応力に依存します。 印加磁場にさらされると、MR 流体の磁化の強さも流れ特性に影響を与えます。 したがって、MR流体の初期粘度、降伏応力、磁化の強さに対する温度の影響を研究する必要があります。 研磨プロセスでは、加熱された MR 流体がまず鉄球に熱を伝え、次に鉄球が研磨ヘッドに熱を伝えます。 これにより、研磨ヘッドの温度が上昇します。 研磨ヘッドの永久磁性材料は焼結 NdFeB です。 温度が 1 °C 上昇すると、NdFeB の磁気誘導強度は約 0.11 ～ 0.12% 減少します21。 温度が 80 °C を超えると、NdFeB の磁場は不可逆的に低下するか、消滅することもあります。 実験室の室温と上記の要素に基づいて、MR 流体の温度範囲として 20 ～ 60 °C が選択されます。 温度が20℃から60℃に上昇すると、研磨ヘッドの最大磁気誘導強度は0.439 Tから0.418 Tに減少します。したがって、研磨ヘッドの磁気誘導強度の変化が流れに与える影響も考慮する必要があります。 MR流体の性質です。

磁場のない場合、初期粘度と温度の関係は式(1)で表すことができます。 (1)22． 20～60℃の範囲における粘度変化曲線を図2に示します。

ここで、η0 は MR 流体の初期粘度 (Pa・s)、t は MR 流体の温度 (°C)、ϕ は MR 流体中の固体粒子の体積百分率です。

MR流体の粘度-温度変化曲線。

MR 流体の温度が 20 ℃から 30 ℃、40 ℃、50 ℃、60 ℃にそれぞれ上昇すると、MR 流体の初期粘度はそれぞれ 40.4%、64.5%、78.9%、87.4% 減少します。 この結果は、MR 流体の初期粘度が温度変化に非常に敏感であることを示しています。 MR流体の初期粘度は温度の上昇とともに著しく低下します。 MR流体膜の流れ抵抗が減少するため、研磨粒子とワークピース表面との間の研磨相対速度が増加し、材料除去速度が向上します。

降伏流れが生成された後、MR 流体の流動状態は式 (1) に示すようにビンガム モデルで表現できます。 (2)。

ここで、τ はせん断応力 (Pa)、τ0 は降伏応力 (Pa)、η0 は初期粘度 (Pa s)、\(\dot{\gamma }\) はせん断速度 (s−1) です。

MR流体のせん断速度対せん断応力曲線は、Anton Paar MCR301レオメータによって測定され、印加磁場の磁気誘導強度はレオメータの磁気レオロジー装置の入力電流に依存した。 温度と入力電流を変化させて曲線を繰り返し測定しました。 典型的なせん断速度対せん断応力曲線を図 3a に示します (MR 流体温度 20 °C、入力電流 3A)。 せん断速度の増加に伴い、MR 流体は非降伏状態から降伏流動状態に変化します。 ビンガム モデルは、降伏後のせん断速度とせん断応力のデータを線形に近似するために使用されます。 図3aに示すように、フィッティングラインの縦方向の切片がMR流体の降伏応力です。 異なる温度および異なる入力電流での降伏応力を図3bに示し、印加磁場の磁気誘導強度と入力電流の関係を図3cに示します。 各入力電流下で測定された降伏応力の平均値を図 3d に示します。

降伏応力の測定と計算の概略図。 (a) 典型的なせん断速度対せん断応力曲線。 (b) 降伏応力の変化傾向。 (c) 入力電流と磁気誘導強度の関係。 (d) 降伏応力フィッティング モデルの曲線。

図 3b から、降伏応力は温度による変化が少ないことがわかります。 同じ入力電流の下で​​、温度による降伏応力の変動範囲は 1.4 ～ 4.5 kPa です。 ただし、同じ温度下では、入力電流に応じた降伏応力の変動範囲は 59.4 ～ 64.3 kPa です。 これは、降伏応力が温度変化の影響をあまり受けず、印加磁場の磁気誘導強度の変化により敏感であることを示唆しており、これは参考文献 15 および参考文献 19 の研究結果と一致しています。 計算を簡単にするために、降伏応力は研磨ヘッドの磁気誘導強度のみに関係すると考えられます。 降伏応力の数学的モデルは、式 1 に示すように、フィッティングによって取得されます。 (3)。 数学モデルの曲線を図 3d に示します。

ここで、τ0 は MR 流体の降伏応力 (kPa)、B0 は研磨ヘッドの磁気誘導強度 (mT) です。

研磨工程では、MR流体の温度上昇に伴い研磨ヘッドの磁気誘導強度が低下し、降伏応力が低下します。 式によると、 (2) 同じ初期粘度およびせん断速度の下では、降伏応力の減少に伴ってせん断応力も減少します。これは、材料除去速度の向上には有益ではありません。

CIP の磁化の強さは温度に関係します。 温度が上昇すると CIP の磁化の強さが変化し、MR 流体の流動特性に影響を与える可能性があります。 したがって、CIP 磁化強度に対する温度の影響を研究する必要があります。 図4aに示すように、20〜60℃の範囲でのCIPの磁化強度曲線は、物理特性測定システム（PPMS）によって測定されます。

CIPの磁化特性曲線。 (a) 異なる温度における磁化の強さの曲線。 (b) 異なる温度での BH 曲線。

図4aから、印加磁場強度の増加とともにCIPの磁化強度が増加することがわかります。 印加磁界強度が0～300 kA/mの範囲では、CIPの磁化強度が急激に増加します。 さらに印加磁界強度を増加させると、磁化強度の上昇傾向は徐々に鈍くなり、試験範囲内の最大値に達します。 20 ～ 60 °C の範囲では、磁化強度曲線はよく一致します。 同じ印加磁場強度では、温度の上昇とともに磁化の強さは減少しますが、磁化の強さの減少は無視できます。 たとえば、印加磁界強度が 795 kA/m の場合、温度が 20 ℃から 60 ℃に上昇すると、磁化強度は 5.4 kA/m 減少します。 減少振幅は最小磁化強度の 0.63% のみを占めます。 これは、CIP の磁化強度がこの温度範囲で良好な安定性を持っていることを示唆しています。 研磨工程において、磁化の強さが変化しても流動特性に影響を与える可能性は低いです。

さらに、研磨ゾーン内の全磁場は、研磨ヘッドの印加磁場とCIPによって生成される誘導磁場から構成されます。 それは式からわかります。 (4) 温度による CIP 磁化強度の変化は、研磨ゾーン内の全磁気誘導強度に影響を与える可能性があること。 これにより MR 流体の降伏応力が変化し、材料の除去速度に影響を与える可能性があります。

ここで、B は総磁気誘導強度 (T)、H は研磨ヘッドの印加磁界強度 (A/m)、M は CIP の磁化の強さ (A/m)、μ0 は真空の透磁率 (N/m) A2)。

したがって、さまざまな温度での総磁気誘導強度に対する CIP 磁化強度の影響を研究することも必要です。 異なる温度での CIP の BH 曲線は、式 (1) を解くことによって得られます。 (4)、図4bに示すように。 同じ印加磁場強度の下では、温度による全磁気誘導強度の変化は無視できるほどです。 印加磁界強度がトータルの磁気誘導強度を決定すると考えられます。 これは、20 ～ 60 °C の範囲では、磁化強度の変化による総磁気誘導強度の変化が小さく、降伏応力に大きな影響を与える可能性が低いことを示しています。 これは、図 3b に見られる、温度による降伏応力の変化が少ないという現象と一致しています。 この結果は、異なる温度での CIP 磁化の強さの変化が材料除去速度に影響を与える主な理由ではないことを示唆しています。

結論として、MR 流体の温度を上げると、MR 流体の初期粘度を下げることができます。 MR流体膜の流動性を向上させることができ、材料除去率の向上につながります。 異なる温度での CIP 磁化の強さの変化は、材料の除去速度に影響を与える主な理由ではありません。 研磨ヘッドの磁場強度は温度の上昇とともに減少します。 研磨ゾーン内の総磁気誘導強度も減少し、降伏応力が減少します。 これにより、MR 流体のせん断応力が低下する可能性がありますが、材料除去率の向上にはつながりません。 したがって、温度による材料除去速度の変化規則はまだ不明であり、さらなる定量的分析が必要です。

Dorier23 は、式 1 に示すように、修正された Bingham モデルを提案しました。 (5)。 このモデルでは、非降伏流体は、降伏領域と非降伏領域の境界を連続的かつ滑らかに通過する、粘度が非常に高いゆっくりとした流れの流体と見なされます。 したがって、事前に MR 流体の降伏状態を判断することなく、このモデルを直接使用して研磨ゾーン内の MR 流体の流量パラメータを計算することができます。

ここで、τ はせん断応力 (Pa)、η0 は初期粘度 (Pa s)、\(\dot{\gamma }_{0}\) は初期せん断速度 (s−1)、\(\dot{ \gamma }\) はせん断速度 (s−1)、τ0 は降伏応力 (Pa) です。

式 (5) は、式 (5) に示すように、MR 流体の見かけの粘度の定義に変換できます。 (6)。

方程式を結合します。 (1)、(3)、(6) を計算すると、式 (1) が得られます。 （7）。

研磨ゾーン内の MR 流体は、多数の小さな三次元メッシュに分割されています。 メッシュの各ノードの流れパラメータを有限差分法により求め、研磨ゾーン全体の流れ状態を求める。 計算を簡略化するために、滑らかな静止平面をワーク表面とみなします。 MR流体の流体解析モデルと座標系を図5に示します。Y軸は研磨ヘッドの半球の球中心を通り、ワーク表面に垂直です。 研磨ヘッドの回転軸は空間内のＸ軸に直交し、Ｚ軸と交差し、夾角は４０°である。 研磨ゾーンの中心は、ワークピース表面の X、Y、Z 軸のゼロ点です。 流動工程では、MR流体の上壁が研磨ヘッド面、下壁がワーク表面となります。 X、Y、Z 方向に沿った MR 流体の流速はそれぞれ u、v、w です。

MR流体の流体力学解析モデルと座標系の模式図。

MR流体については次のような仮定を置いています。

MR 流体は、密度が一定の非圧縮性流体です。

上壁と下壁の間の MR 流体の流れは層流であり、滑りがない条件を満たすため、境界における MR 流体の流速は固体表面の速度と等しくなります。

MR 流体の重力と慣性力は無視されます。

X 方向と Z 方向の流速と応力の偏導関数は無視されます。

膜厚全体にわたる流体力学的圧力は一定のままです。

MR 流体の境界条件は次のとおりです。 y1 = 0、u1 = v1 = w1 = 0。 y2 = d、u2 = U2、v2 = V2、w2 = W2。 この境界条件をMR流体の速度式、流体動圧式、見かけの粘性式に代入すると、次の式(1)が得られる。 (8-10)24．

MR 流体の流量パラメータは、方程式を反復的に解くことによって計算されます。 (7-10) 有限差分法による。

CIPの平均粒径は7～8μm、砥粒の平均粒径は8～10μmです。 したがって、ワーク表面から 8 μm の位置での MR 流体の流速とせん断応力が、研磨時の材料除去量を決定する研磨相対速度とせん断応力であると考えられます。 研磨プロセスで一般的に使用される一連の処理パラメータは次のとおりです。研磨ギャップは 0.1 mm、研磨ヘッドの回転速度は 7000 rpm です。 この処理パラメータを例として、材料除去プロセス中の研磨相対速度と X 軸および Z 軸に沿ったせん断応力は、式 (1) と 2) を解くことによって計算されました。 (7–10)、図に示すように。 それぞれ6と7。

相対速度分布曲線の研磨。 (a) X 軸に沿って。 (b) Z 軸に沿って。

せん断応力分布曲線。 (a) X 軸に沿って。 (b) Z 軸に沿って。

それは図からわかります。 図６および７から、ＭＲ流体温度の上昇に伴って、研磨相対速度は増加し続け、せん断応力は減少し続けることが分かる。 MR流体の温度が20℃から60℃に上昇すると、最大研磨相対速度はそれぞれ13.3%、35.9%、70.7%、122.5%増加し、最大せん断応力は19.7%、31.3%、38.2%減少します。それぞれ42.9%。 これは、温度の上昇によりキャリア流体の粘度が低下するためです。 MR流体が流れると粘性抵抗が減少し、MR流体の流動性が良くなります。 砥粒とワーク表面との研磨相対速度が向上し、材料除去速度の向上につながります。 MR 流体の降伏応力は、研磨ゾーン内の総磁気誘導強度の減少に伴って減少し、せん断応力の減少につながります。 さらに、キャリア流体の粘度が低いほど、キャリア流体中のミクロン粒子に対する潤滑効果はより顕著になります。 これにより、MR 流体内の粒子間の相互作用力が減少し、せん断応力が減少する可能性があります。

MR 研磨のプロセスでは、材料の除去においてせん断応力が大きな役割を果たします 25,26。 式 1 に示すように、せん断応力に基づくプレストン方程式を使用して、MR 研磨の材料除去速度モデルを確立できます。 (11)。

ここで、MRR は材料除去速度 (m3/s)、K は補正係数 (m2/kPa)、τ はせん断応力 (kPa)、V は研磨相対速度 (m/s) です。

補正係数を無視すると、せん断応力と研磨相対速度の積は、研磨表面上の材料除去速度の分布ゾーンを反映する可能性があります。 MR流体の温度20～60℃を例として、研磨面におけるせん断応力と研磨相対速度の積を図8に示します。

相対速度とせん断応力の製品分布ゾーン。

図８から、ＭＲ流体の温度を上昇させた後も、最大材料除去速度の位置は依然として分布ゾーンの中心にあることが分かる。 分配ゾーンの端に近づくほど、材料の除去速度は低くなります。 材料除去プロセスにおける表面形状精度の収束を維持するのに役立ちます。 式によると、 式 (11) より、研磨相対速度の増加は材料除去速度の向上に促進効果をもたらしますが、せん断応力の減少は抑制効果をもたらします。 したがって、材料除去率の向上を実験によって検証する必要があります。

研磨実験装置とMR流体循環プロセスを図9aに示します。 MR 流体の輸送に使用されるホースはループ状に巻かれ、湯煎釜の中に入れられます。 プローブ温度計を使用して、流出時の MR 流体温度を測定します。 MR流体の温度は湯釜の設定温度を調整することで実験の目標温度に調整されます。 最大材料除去速度の位置に対するMR流体温度の影響を検証するために、図9bに示すように、平面ガラスワークピースに対して定点研磨実験を実行しました。 研磨によって得られた涙滴型のピットを図９ｃに示す。 研磨ピットの材料除去量を便利かつ正確に測定するために、図9dに示すように、長さ50 mm、直径6 mmのK9ガラスロッドで定点研磨実験を実行しました。 ガラスロッドの表面上の環状の研磨されたピットを図９ｅに示す。

研磨実験の模式図。 (a) MR流体の循環プロセスと実験装置。 (b) 平面ガラス研磨実験。 (c) 涙滴型の研磨ピット。 (d) ガラスロッドの研磨実験。 (e) 環状の研磨ピット。 (f) 磨かれた滑らかな表面。

加工パラメータは次のとおりです。MR 流体の温度は 20 ～ 60 °C、研磨ヘッドの回転速度は 7000 rpm、研磨ギャップは 0.1 mm です。 平面ガラスワークを研磨する場合、各ピットの研磨時間は5分です。 ガラスロッドワークを研磨する場合、ワーク回転数は１２０ｒｐｍ、各ピットの研磨時間は２０分である。 研磨工程では、MR流体の混合比を安定させるため、10分ごとにMR流体の水分を補充しています。 Zygo NewView 8200 白色光干渉計を使用して、研磨ピットの三次元形状と断面輪郭を測定しました。 異なるMR流体温度における涙滴型の研磨ピットの形状を図10に示します。

涙滴型の研磨ピットの形状。 (a) 20℃。 (b) 30℃。 (c) 40℃。 (d) 50℃。 (e) 60℃。

MR 流体の温度が 20 °C から 60 °C に上昇すると、涙滴型の研磨ピットの最大除去深さは 13 μm から 54 μm に増加します。 異なる MR 流体温度下では、研磨ピットの形状は、図 8 の材料除去率の分布ゾーン形状と類似しています。最大材料除去率の位置は、研磨ピットの中心に位置しており、これは、研磨ピットの中心に位置しています。理論計算結果は「材料除去率の分布域」です。 これは、MR流体の温度が上昇した後でも、材料除去プロセスにおける表面形状精度の収束が良好に維持できることを証明しています。 環状研磨ピットの断面輪郭と各環状研磨ピットの材料除去率を図１１に示す。

実証実験の結果です。 (a) 研磨されたピットの断面輪郭。 (b) 材料除去速度の変化曲線。

図１１ａから、最大材料除去速度の位置は依然として各研磨ピットの中心にあることが分かる。 これは、研磨中の表面形状精度の収束性が良好に保たれていることを示唆している。 図１１ｂに示すように、ＭＲ流体温度の上昇に伴って、材料除去速度は増加し続ける。 MR流体の温度を20℃から60℃に上げると、材料除去率が108.4%向上します。 実験結果は、材料除去速度に対する研磨相対速度の増加の促進効果が、せん断応力の減少による抑制効果を上回り、したがって材料除去速度が向上することを示唆している。 さらに、材料除去速度の変化曲線をフィッティングすることにより、式 1 に示すように、材料除去速度と温度の間にはほぼ線形の関係があることがわかります。 (12)。

ここで、MRR は材料除去速度 (mm3/min)、t は MR 流体温度 (°C) です。

フィッティング式の決定係数 R2 は 0.99 を超えており、この式が材料除去率の変化曲線とよく一致していることがわかります。 同じ処理条件下で、異なる MR 流体温度での材料除去率は、この式によって予測できます。 図9fに示すように、プロセスパラメータを変更せずに、MR流体温度60℃で滑らかな表面のセクションを粗い表面で研磨しました。 測定した表面粗さを図12に示します。

表面粗さ。 (a) 初期表面の粗さ。 (b) 研磨面の粗さ。

図１２から、研磨後の表面粗さＳａは２０１．２ｎｍから１４．９ｎｍまで減少していることがわかる。 このことから、MR流体温度60℃の条件下では、高い研磨速度を維持できるだけでなく、平滑な高品位な研磨面が得られることがわかります。

理論分析と実験検証により、MR流体の温度を上げると永久磁石小型ボールエンドMR研磨の効率が向上することがわかりました。 研究結果は以下のように要約される。

20～60℃の範囲では、MR流体温度の上昇とともに初期粘度が低下し、MR流体膜の流動性が向上します。 CIPの磁化の強さは非常に安定しており、材料の除去速度にはほとんど影響しません。 研磨ヘッドの磁場強度は温度の上昇とともに減少し、その結果、MR流体の降伏応力が減少します。

MR 流体の温度を上げると研磨相対速度が増加しますが、せん断応力も減少します。 研磨相対速度の増加は、材料除去速度の向上に促進効果をもたらしますが、せん断応力の減少は抑制効果をもたらします。 実験結果は、促進効果が抑制効果を上回り、材料除去速度を向上させることができることを示しています。

材料除去速度は MR 流体温度の上昇に伴って増加し続け、材料除去プロセスにおける表面形状精度の収束は異なる温度でも良好に維持されます。 ＭＲ流体温度が６０℃の場合、研磨除去効率は１０８．４％向上し、研磨面粗さＳａは１４．９ｎｍに達することができる。

結論から言うと、MR流体の温度を高くすることで研磨除去効率を向上させることができます。 この方法を実際の生産に適用すると、処理時間の短縮と生産量の増加が可能になります。

現在の研究中に生成されたデータセット、および/または現在の研究中に分析されたデータセットは、合理的な要求に応じて責任著者から入手できます。

Chen, M.、Liu, H.、Su, Y.、Yu, B. & Fang, Z. 小型ボールエンド永久磁石研磨ヘッドを使用した、小さな凹面の新しい磁気レオロジー仕上げプロセスの設計と製造。 内部。 J.Adv. メーカーテクノロジー。 83、823–834 (2016)。

記事 Google Scholar

Kumari, C. & Chak, SK 磁気支援研磨仕上げとその重要なプロセスパラメータに関するレビュー。 メーカー改訂 5、13 (2018)。

CAS Google スカラー

Liu、J.ら。 磁気レオロジー仕上げによって作成された溶融シリカの超滑らかな表面に対するプロセス パラメーターの影響: シミュレーションと実験的研究。 X 線イメージングの新規技術に関する第 2 回シンポジウム 110681V (国際光学フォトニクス学会、2019)。 https://doi.org/10.1117/12.2524636。

Liu, H.、Cheng, J.、Wang, T. & Chen, M. 小型ボールエンド永久磁石研磨ヘッドを使用した、不規則な形状の小口径複合部品の磁気レオロジー仕上げ。 ナノテクノロジー。 正確です。 工学 2、125–129 (2019)。

記事 Google Scholar

Wang, H.、Zhang, F.、Zhang, Y.、Luan, D. 超音波磁気レオロジー複合仕上げの材料除去に関する研究。 内部。 J.マッハ。 マッハ。 メーター。 2、50–58 (2007)。

Google スカラー

Zhang, F.、Yu, X.、Zhang, Y.、Lin, Y.、Luan, D. 超音波磁気粘性複合仕上げの研磨特性に関する実験的研究。 上級メーター。 解像度 76–78、235–239​​ (2009)。

記事 Google Scholar

Jiang, C.、Huang, J.、Jiang, Z.、Qian, D.、Hong, X. 超音波振動補助磁性化合物流体研磨を採用した場合のエネルギー節約の試算。 内部。 Ｊ．Ｐｒｅｃｉｓ． 工学メーカー - グリーンテクノロジー。 8、1–11 (2021)。

Gu、Y.ら。 非共振振動による磁気レオロジー仕上げ。 正確です。 工学 71、263–281 (2021)。

記事 Google Scholar

Zhang、Y.ら。 磁気レオロジー仕上げ液における機能性アルカリの影響。 スマートメーター。 構造体。 30、024001 (2021)。

記事 CAS ADS Google Scholar

Liang, H.、Lu, J.、Pan, J.、Yan, Q. 化学磁気レオロジー複合仕上げにおける単結晶 SiC の材料除去プロセス。 内部。 J.Adv. メーカーテクノロジー。 94、2939–2948 (2018)。

記事 Google Scholar

Ghai, V.、Ranjan, P.、Batish, A. & Singh, H. 光学用途向けの化学機械磁気レオロジー仕上げ (CMMRF) によるアルミニウム合金の原子レベルの仕上げ。 Ｊ．マニュフ． プロセス。 32、635–643 (2018)。

記事 Google Scholar

Ranjan、P.、Balasubramaniam、R.、Suri、VK 銅合金の超仕上げのための化学機械磁気レオロジー仕上げプロセスの開発。 内部。 Ｊ．マニュフ． テクノロジー。 管理。 27、130–141 (2013)。

記事 Google Scholar

Sidpara, A.、Das, M.、Jain, VK 磁気レオロジー仕上げ液のレオロジー特性評価。 メーター。 メーカープロセス。 24、1467–1478 (2009)。

記事 Google Scholar

Hajalilou, A.、Amri Mazlan, S.、Lavvafi, H. & Shameli, K. 磁気粘性流体とその成分の温度依存性。 スマート材料としてのフィールド応答性流体 83–94 (Springer、2016)。 土井:https://doi.org/10.1007/978-981-10-2495-5_6。

Hemmatian, M.、Sedaghati, R. & Rakheja, S. 歪みの振幅と速度が変化した場合の磁気粘性流体の特性の温度依存性。 Ｊ．Ｍａｇｎ． マグニチュードメーター。 498、166109 (2020)。

記事 CAS Google Scholar

Wang, D.、Zi, B.、Zeng, Y.、Hou, Y.、Meng, Q. 磁気粘性流体の成分の温度依存性材料特性。 J. メーター。 科学。 49、8459–8470 (2014)。

記事 CAS ADS Google Scholar

シャーマン、SG、パウエル、LA、ベクネル、AC、ウェアリー、ニューメキシコ 磁気粘性流体の温度依存性レオロジーのスケーリング。 Ｊ．Ａｐｐｌ． 物理学。 117、17C751 (2015)。

記事 Google Scholar

Chen, S.、Huang, J.、Jian, K. & Ding, J. 磁気粘性流体と伝達性能に対する温度の影響の解析。 上級メーター。 科学。 工学 2015、1–7 (2015)。

Google スカラー

Wang, D.、Zi, B.、Zeng, Y.、Xie, F.、Hou, Y. 平行ディスクせん断応力試験装置を使用した磁気粘性流体の温度依存性の機械的特性の測定。 手順研究所メカ。 工学パート C J. Mech. 工学科学。 231、1725–1737 (2017)。

Bahiuddin, I. et al. 温度依存の予測パラメータを持つ磁気粘性流体の構成モデル。 スマートメーター。 構造体。 27、095001 (2018)。

記事 ADS Google Scholar

チェン、J.ら。 温度の影響を考慮した NdFeB 永久磁石の直線曲線に基づくヒステリシス モデル。 IEEEトランス。 マグニチュード 54、1–5 (2018)。

Google スカラー

Zhang, Z.、Geng, K.、Qiao, G.、Zhang, J. レーザー支援磁気レオロジー研磨の熱流連成効果。 内部。 J.Adv. メーカーテクノロジー。 114、591–603 (2021)。

記事 Google Scholar

Dorier, C. & Tichy, J. 潤滑流におけるビンガム状の粘性流体の挙動。 J.ノンニュートン。 流体メカ。 45、291–310 (1992)。

記事 CAS Google Scholar

Chen, M.、Liu, H.、Cheng, J.、Yu, B. & Fang, Z. 材料除去機能のモデルと小型ボールエンド永久磁石研磨ヘッドを使用した磁気レオロジー仕上げプロセスの実験的研究。 応用オプション。 56、5573–5582 (2017)。

記事 CAS ADS Google Scholar

Guo, H.、Wu, Y.、Lu, D.、Fujimoto, M.、Nomura, M. 磁性化合物流体スラリーを用いた光学ガラスの超微細研磨における材料除去速度に対する圧力とせん断応力の影響。 J. メーター。 プロセス。 テクノロジー。 214、2759–2769 (2014)。

記事 Google Scholar

Miao, C.、Shafrir, SN、Lambropoulos, JC、Mici, J. & Jacobs, SD ガラスの磁気レオロジー仕上げにおけるせん断応力。 応用オプション。 48、2585–2594 (2009)。

記事 CAS ADS Google Scholar

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この研究は、中国国家重点研究開発プログラム (番号 2018YFB1107600) および防衛産業技術開発プログラム (番号 JCKY2018207B203) によって支援されました。

この記事は、中国国家重点研究開発プログラム (助成金番号 2018YFB1107600)、防衛産業技術開発プログラム (助成金番号 JCKY2018207B203) の資金提供を受けています。

精密工学センター、ハルビン工業大学、私書箱 413、ハルビン、150001、黒竜江省、中華人民共和国

Jinchuan Tian、Mingjun Chen、Henan Liu、Biao Qin、Jian Cheng、Yazhou Sun

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著者全員が研究の構想と設計に貢献しました。 材料の準備、実験の実施、データ収集と分析は JT、HL、BQ によって実行されました。 検証は HL によって実行されました。 プロジェクトは MC と YS によって管理されました。 原稿の初稿は JC と HL によって書かれました。 すべての著者が原稿の以前のバージョンにコメントしました。 著者全員が最終原稿を読んで承認しました。

河南劉氏への通信。

著者らは競合する利害関係を宣言していません。

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転載と許可

Tian、J.、Chen、M.、Liu、H. 他。 磁気粘性流体の温度上昇による永久磁石小型ボールエンド磁気粘性研磨の効率向上機構に関する研究。 Sci Rep 12、7705 (2022)。 https://doi.org/10.1038/s41598-022-11937-8

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受信日: 2022 年 3 月 10 日

受理日: 2022 年 4 月 25 日

公開日: 2022 年 5 月 11 日

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-11937-8

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