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Nov 06, 2023

Estudio sobre el mecanismo de mejora de la eficiencia de los permanentes

Informes científicos volumen 12,

Scientific Reports volumen 12, Número de artículo: 7705 (2022) Citar este artículo

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Detalles de métricas

El método de pulido magnetorreológico de punta de bola pequeña de imán permanente se puede utilizar para pulir la pieza pequeña con una estructura compleja. Sin embargo, la tasa de remoción de material de este método es baja, lo que dificulta mejorar la producción y reducir el costo. En esta investigación, el efecto de la temperatura del fluido magnetorreológico en la tasa de eliminación de material se analiza teóricamente midiendo el efecto de la temperatura en las propiedades de flujo del fluido magnetorreológico, estableciendo el modelo hidrodinámico de la zona de pulido y resolviendo los parámetros de eliminación de material. Se encuentra que con el aumento de la temperatura del fluido magnetorreológico, la velocidad relativa de pulido aumenta en consecuencia, lo que puede promover la mejora de la tasa de eliminación de material. Pero el esfuerzo cortante disminuye en consecuencia, lo que inhibe la mejora de la tasa de eliminación de material. Los resultados del experimento de verificación muestran que el efecto promotor puede exceder el efecto inhibidor, de modo que la tasa de eliminación de material aumenta con el aumento de la temperatura del fluido magnetorreológico. Cuando la temperatura del fluido magnetorreológico aumenta a 60 °C, la tasa de eliminación de material mejora en un 108,4 % y la rugosidad de la superficie pulida Sa puede alcanzar los 14,9 nm. Por lo tanto, aumentar la temperatura del fluido magnetorreológico puede mejorar significativamente la eficiencia del pulido magnetorreológico de punta de bola pequeña de imán permanente y obtener una superficie pulida de alta calidad.

La pieza pequeña con estructura compleja juega un papel importante en todo tipo de equipos de precisión. La mayoría de estas piezas están hechas de materiales duros y quebradizos que son difíciles de procesar. La calidad de la superficie pulida y la precisión del perfil de estas piezas son muy necesarias. El método de pulido magnetorreológico (MR) tiene las ventajas de una alta precisión de mecanizado, sin desgaste de la herramienta y sin daños en la superficie, y la rugosidad de la superficie pulida puede alcanzar una dimensión de nanoescala1,2 o incluso de angstrom3. Por lo tanto, es adecuado para pulir estas piezas. Sin embargo, el tamaño de la rueda de pulido del equipo de pulido MR tipo rueda de uso común es demasiado grande, lo que no puede pulir la superficie de estructura compleja de la pieza pequeña. Por lo tanto, es necesario diseñar y utilizar la pequeña herramienta de pulido MR. Chen et al.4 diseñaron un cabezal de pulido de extremo esférico pequeño de imán permanente (diámetro 4 mm) y pulieron con éxito un componente complejo de diámetro pequeño en forma de Ψ. El radio de curvatura de filete de transición mínimo de las superficies curvas del componente era inferior a 3 mm. La precisión de la superficie PV de la superficie pulida alcanzó los 0,332 μm y la rugosidad de la superficie Ra alcanzó los 10,7 nm. Sin embargo, limitado por el tamaño del cabezal de pulido, el volumen del material magnético permanente del cabezal de pulido es pequeño, lo que lleva a una intensidad de inducción magnética relativamente baja (no más de 0,44 T). Además, la velocidad lineal del cabezal de pulido a alta velocidad de rotación es baja, lo que limita la mejora de la velocidad relativa de pulido. Estos factores dan como resultado una baja tasa de remoción de material durante el pulido. El costo de procesamiento es alto y la producción es baja. Por lo tanto, es urgente mejorar la eficiencia del pulido MR de punta esférica pequeña de imán permanente.

La vibración ultrasónica5,6,7, la vibración no resonante8 y la acción química9,10,11,12 se introducen en el proceso de pulido MR, lo que puede mejorar significativamente la tasa de eliminación de material y la calidad de la superficie pulida. Sin embargo, existen pocos estudios sobre cómo mejorar la tasa de remoción de material cambiando la temperatura del fluido MR. El fluido MR es un fluido no newtoniano típico. Sus propiedades de fluidez están estrechamente relacionadas con la temperatura13,14. Hemmatian et al.15 estudiaron la dependencia de la temperatura de las propiedades de los fluidos MR. Se encontró que el efecto de la temperatura sobre la viscosidad y el esfuerzo cortante del fluido MR disminuyó con el aumento del campo magnético. Wang et al.16 y Sherman et al.17 estudiaron las propiedades materiales dependientes de la temperatura de los componentes de los fluidos MR. Se encontró que la viscosidad del fluido MR dependía de la viscosidad del fluido portador. La viscosidad del fluido portador disminuyó a medida que aumentó la temperatura, y el fluido portador con mayor viscosidad fue más sensible a la variación de temperatura. Chen et al.18 analizaron la influencia de la temperatura en las propiedades reológicas del fluido MR. Se encontró que dentro de los 100 °C, la viscosidad del fluido MR disminuyó con el aumento de la temperatura. El esfuerzo cortante del fluido MR se vio afectado por el cambio de viscosidad y disminuiría con el aumento de la temperatura. Wang et al.19 utilizaron un dispositivo de prueba de esfuerzo cortante de disco paralelo para medir las propiedades mecánicas dependientes de la temperatura de los fluidos MR. Se encontró que con el aumento de la temperatura del fluido MR, la reducción en la tensión viscosa fue mucho más evidente que en la tensión de fluencia. El componente de tensión viscoso dominó el cambio de tensión total en un rango de temperatura particular. Bahiuddin et al.20 utilizaron el método de máquina de aprendizaje extremo (ELM) para desarrollar un nuevo modelo constitutivo de fluidos MR con un parámetro de predicción dependiente de la temperatura. Predijo con precisión las tensiones de cizallamiento y fluencia de los fluidos MR bajo temperatura específica, velocidad de cizallamiento y campo magnético. En conclusión, cambiar la temperatura del fluido MR puede influir en las propiedades de flujo y las propiedades mecánicas, afectando la eficiencia de eliminación del pulido.

Con el objetivo del método de pulido de extremo de bola pequeña de imán permanente, se estudia la ley de influencia de la temperatura en las propiedades de flujo de fluido MR y los parámetros de eliminación de material, y el experimento de verificación se lleva a cabo en esta investigación. Los resultados del experimento muestran que aumentar la temperatura del fluido MR puede mejorar en gran medida la eficiencia de eliminación del pulido.

En esta investigación, las partículas sólidas en el fluido MR a base de agua son polvo de carbonilhierro (CIP) y partículas abrasivas de óxido de cerio. Cuando el cabezal de pulido está estacionario, el fluido MR que fluye hacia la zona de pulido se ve afectado por el campo magnético aplicado del cabezal de pulido. El fluido MR se adsorbe en la superficie del cabezal de pulido para formar una "bola de hierro" en estado sólido, como se muestra en la Fig. 1a. Durante la rotación de alta velocidad del cabezal de pulido, la bola de hierro gira sincrónicamente con el cabezal de pulido para generar un esfuerzo cortante entre la bola de hierro y la superficie de la pieza de trabajo. Cuando la tensión de corte es mayor que la tensión de fluencia del fluido MR, el fluido MR en contacto con la superficie de la pieza de trabajo cambia de estado sólido a estado fluido, formando una "película de fluido MR" fluida, como se muestra en la Fig. 1b. En el proceso de pulido, se suministra continuamente fluido MR nuevo a la zona de pulido, que puede formar el flujo continuo de película de fluido MR entre la bola de hierro y la superficie de la pieza de trabajo. Bajo la acción del campo magnético, los CIP en la película de fluido MR se distribuyen cerca de la superficie del cabezal de pulido, para ocupar el espacio de las partículas abrasivas no ferromagnéticas y empujar las partículas abrasivas hacia la superficie de la pieza de trabajo lejos del cabezal de pulido. . Esto no solo hace que las partículas abrasivas estén sujetas a la fuerza normal perpendicular a la superficie de la pieza de trabajo, sino que también mejora en gran medida la concentración de partículas abrasivas en la superficie de la pieza de trabajo. Con el flujo de la película de fluido MR y la acción de la fuerza normal, estas partículas abrasivas cortan continuamente la superficie de la pieza de trabajo a cierta velocidad, para realizar la eliminación del material. La bola de hierro y la película de fluido MR en la superficie de la pieza de trabajo se observaron durante el experimento. La dirección de observación se muestra en la figura 1c, d, la bola de hierro en la superficie de la pieza de trabajo se muestra en la figura 1e y la película de fluido MR que fluye se muestra en la figura 1f.

Diagrama esquemático del mecanismo de remoción de material. (a) Zona de pulido cuando el cabezal de pulido está estacionario; (b) Zona de pulido cuando el cabezal de pulido está girando; (c) dirección de la vista; (d) Parte posterior de la superficie de la pieza de trabajo; (e) Bola de hierro en estado sólido; (f) película de fluido MR.

En un determinado rango de temperatura, el aumento de la temperatura del fluido MR puede reducir la viscosidad inicial del fluido MR, lo que puede reducir la resistencia al flujo de la película del fluido MR. Se especula que esto puede aumentar la velocidad de flujo de la película de fluido MR, lo que puede aumentar la velocidad relativa cuando las partículas abrasivas cortan la superficie de la pieza de trabajo. Además, también aumenta la cantidad de partículas abrasivas que fluyen a través de la superficie de la pieza de trabajo por unidad de tiempo, lo que puede mejorar la frecuencia de corte entre las partículas abrasivas y la superficie de la pieza de trabajo, para mejorar la eficiencia de eliminación del pulido.

El fluido MR es un fluido no newtoniano, y las propiedades de flujo del fluido MR dependen principalmente de la viscosidad inicial y el límite elástico. Cuando se somete a un campo magnético aplicado, la intensidad de magnetización del fluido MR también afecta las propiedades de flujo. Por lo tanto, es necesario estudiar la influencia de la temperatura en la viscosidad inicial, el límite elástico y la intensidad de magnetización del fluido MR. En el proceso de pulido, el fluido MR calentado primero transfiere calor a la bola de hierro y luego la bola de hierro transfiere calor al cabezal de pulido. Esto aumenta la temperatura del cabezal de pulido. El material magnético permanente del cabezal de pulido es NdFeB sinterizado. Cuando la temperatura aumenta 1 °C, la intensidad de la inducción magnética del NdFeB se reduce entre un 0,11 % y un 0,12 %21. Cuando la temperatura supera los 80 °C, el campo magnético de NdFeB disminuye irreversiblemente o incluso desaparece. Según la temperatura ambiente del laboratorio y los factores anteriores, se selecciona entre 20 y 60 °C como rango de temperatura del fluido MR. Cuando la temperatura aumenta de 20 a 60 °C, la intensidad de inducción magnética máxima del cabezal de pulido disminuye de 0,439 a 0,418 T. Por lo tanto, también es necesario considerar la influencia del cambio de intensidad de inducción magnética del cabezal de pulido en el flujo propiedades del fluido MR.

En ausencia de campo magnético, la relación entre la viscosidad inicial y la temperatura se puede expresar mediante la ecuación. (1)22. La curva de variación de la viscosidad en el rango de 20 a 60 °C se muestra en la Fig. 2.

donde η0 es la viscosidad inicial del fluido MR (Pa s), t es la temperatura del fluido MR (°C), ϕ es el porcentaje en volumen de partículas sólidas en el fluido MR.

Curva de variación de temperatura-viscosidad del fluido MR.

Cuando la temperatura del fluido MR aumenta de 20 a 30 °C, 40 °C, 50 °C y 60 °C respectivamente, la viscosidad inicial del fluido MR disminuye en un 40,4 %, 64,5 %, 78,9 % y 87,4 % respectivamente. Los resultados indican que la viscosidad inicial del fluido MR es muy sensible a la variación de temperatura. Con el aumento de la temperatura, la viscosidad inicial del fluido MR disminuye notablemente. La resistencia al flujo de la película de fluido MR disminuye, lo que favorece el aumento de la velocidad relativa de pulido entre las partículas abrasivas y la superficie de la pieza de trabajo, a fin de mejorar la tasa de eliminación de material.

Después de que se genera el flujo de rendimiento, el estado de flujo del fluido MR se puede expresar mediante el modelo de Bingham, como se muestra en la ecuación. (2).

donde τ es el esfuerzo cortante (Pa), τ0 es el límite elástico (Pa), η0 es la viscosidad inicial (Pa s), \(\dot{\gamma }\) es la velocidad de corte (s−1).

La curva de velocidad de corte frente a la curva de tensión de corte del fluido MR se midió con un reómetro Anton Paar MCR301, y la intensidad de inducción magnética del campo magnético aplicado dependió de la corriente de entrada del dispositivo magnetorreológico del reómetro. La curva se midió repetidamente cambiando la temperatura y la corriente de entrada. En la Fig. 3a se muestra una curva típica de velocidad de cizallamiento frente a tensión de cizallamiento (temperatura del fluido MR 20 °C, corriente de entrada 3A). Con el aumento de la tasa de corte, el fluido MR se transforma de un estado de no fluencia a un estado de flujo de fluencia. El modelo de Bingham se utiliza para ajustar linealmente los datos de esfuerzo cortante-tasa de corte después de la fluencia. La intersección longitudinal de la línea de ajuste es el límite elástico del fluido MR, como se muestra en la Fig. 3a. El límite elástico a diferentes temperaturas y diferentes corrientes de entrada se muestra en la Fig. 3b, y la relación entre la intensidad de inducción magnética del campo magnético aplicado y la corriente de entrada se muestra en la Fig. 3c. El valor medio del límite elástico medido bajo cada corriente de entrada se muestra en la Fig. 3d.

Esquemas de medición y cálculo del límite elástico. (a) La curva típica de velocidad de cizallamiento vs. esfuerzo de cizallamiento; (b) La tendencia de variación del límite elástico; (c) La relación entre la corriente de entrada y la intensidad de inducción magnética; ( d ) La curva del modelo de ajuste del límite elástico.

Se puede ver en la Fig. 3b que el límite elástico varía menos con la temperatura. Con la misma corriente de entrada, el rango de variación del límite elástico con la temperatura es de 1,4 a 4,5 kPa. Sin embargo, bajo la misma temperatura, el rango de variación del límite elástico con la corriente de entrada es de 59,4 a 64,3 kPa. Sugiere que el límite elástico se ve menos afectado por la variación de la temperatura y más sensible a la variación de la intensidad de la inducción magnética del campo magnético aplicado, lo cual es consistente con los resultados de la investigación en la referencia 15 y la referencia 19. Para simplificar el cálculo, se considera que el límite elástico solo se relaciona con la intensidad de inducción magnética del cabezal de pulido. El modelo matemático del límite elástico se obtiene ajustando, como se muestra en la ecuación. (3). La curva del modelo matemático se muestra en la Fig. 3d.

donde τ0 es el límite elástico del fluido MR (kPa), B0 es la intensidad de inducción magnética del cabezal de pulido (mT).

En el proceso de pulido, la intensidad de la inducción magnética del cabezal de pulido disminuye con el aumento de la temperatura del fluido MR, lo que resulta en una reducción del límite elástico. De acuerdo con la Ec. (2), bajo la misma viscosidad inicial y tasa de corte, el esfuerzo cortante disminuye con la disminución del límite elástico, lo que no es beneficioso para mejorar la tasa de eliminación de material.

La intensidad de magnetización de CIP está relacionada con la temperatura. El aumento de la temperatura puede cambiar la intensidad de magnetización de CIP, lo que afecta las propiedades de flujo del fluido MR. Por lo tanto, es necesario estudiar el efecto de la temperatura sobre la intensidad de magnetización CIP. La curva de intensidad de magnetización de CIP en el rango de 20 a 60 °C se mide mediante el Sistema de medición de propiedades físicas (PPMS), como se muestra en la Fig. 4a.

Las curvas de propiedades de magnetización de CIP. (a) Las curvas de intensidad de magnetización a diferentes temperaturas; (b) Las curvas BH a diferentes temperaturas.

Se puede ver en la Fig. 4a que la intensidad de magnetización de CIP aumenta con el aumento de la intensidad del campo magnético aplicado. En el rango de intensidad de campo magnético aplicado de 0 a 300 kA/m, la intensidad de magnetización de CIP aumenta considerablemente. Con el aumento adicional de la intensidad del campo magnético aplicado, la tendencia ascendente de la intensidad de magnetización se ralentiza gradualmente hasta que alcanza el valor máximo dentro del rango de prueba. En el rango de 20 a 60 °C, las curvas de intensidad de magnetización son muy coincidentes. Bajo la misma intensidad de campo magnético aplicada, la intensidad de magnetización disminuye con el aumento de la temperatura, pero se puede ignorar la disminución de la intensidad de magnetización. Por ejemplo, cuando la intensidad del campo magnético aplicado es de 795 kA/m, el aumento de temperatura de 20 a 60 °C reduce la intensidad de magnetización en 5,4 kA/m. La amplitud de reducción solo representa el 0,63% de la intensidad de magnetización mínima. Esto sugiere que la intensidad de magnetización de CIP tiene buena estabilidad en este rango de temperatura. En el proceso de pulido, es poco probable que afecte las propiedades de flujo al cambiar la intensidad de magnetización.

Además, el campo magnético total en la zona de pulido consiste en un campo magnético aplicado por el cabezal de pulido y un campo magnético inducido generado por CIP. Se puede ver a partir de la Ec. (4) que el cambio de la intensidad de magnetización CIP con la temperatura puede afectar la intensidad de inducción magnética total en la zona de pulido. Esto puede cambiar el límite elástico del fluido MR, afectando así la tasa de remoción de material.

donde B es la intensidad de inducción magnética total (T), H es la fuerza del campo magnético aplicado del cabezal de pulido (A/m), M es la intensidad de magnetización de CIP (A/m), μ0 es la permeabilidad del vacío (N/ A2).

Por lo tanto, también es necesario estudiar el efecto de la intensidad de magnetización CIP sobre la intensidad de inducción magnética total a diferentes temperaturas. Las curvas BH de CIP a diferentes temperaturas se obtienen resolviendo la ecuación. (4), como se muestra en la Fig. 4b. Bajo la misma intensidad de campo magnético aplicada, el cambio de la intensidad de inducción magnética total con la temperatura es insignificante. Se puede considerar que la intensidad del campo magnético aplicado determina la intensidad de inducción magnética total. Esto muestra que en el rango de 20 a 60 °C, el cambio de la intensidad de la inducción magnética total causado por el cambio de la intensidad de la magnetización es pequeño, lo que es poco probable que tenga un impacto significativo en el límite elástico. Esto es consistente con el fenómeno de que el límite elástico varía menos con la temperatura que se encuentra en la Fig. 3b. Este resultado sugiere que el cambio de la intensidad de magnetización CIP a diferentes temperaturas no es la razón principal que afecta la tasa de remoción de material.

En conclusión, aumentar la temperatura del fluido MR puede reducir la viscosidad inicial del fluido MR. La fluidez de la película de fluido MR se puede mejorar, lo que contribuye a mejorar la tasa de eliminación de material. El cambio de la intensidad de magnetización CIP a diferentes temperaturas no es la razón principal que afecta la tasa de remoción de material. La intensidad del campo magnético del cabezal de pulido disminuye con el aumento de la temperatura. La intensidad de inducción magnética total en la zona de pulido también disminuye, dando como resultado la reducción del límite elástico. Esto puede reducir la tensión de cizallamiento del fluido MR, lo que no contribuye a mejorar la tasa de eliminación de material. Por lo tanto, la regla de cambio de la tasa de eliminación de material con la temperatura aún no está clara, lo que requiere un análisis cuantitativo adicional.

Dorier23 propuso un modelo de Bingham modificado, como se muestra en la ecuación. (5). En este modelo, el fluido sin fluencia se considera como un fluido de flujo lento con una viscosidad extremadamente alta, lo que hace que el límite de la zona de fluencia y la zona de no fluencia transiten de manera continua y suave. Por lo tanto, el modelo se puede usar directamente para calcular los parámetros de flujo del fluido MR en la zona de pulido sin juzgar de antemano el estado de rendimiento del fluido MR.

donde τ es el esfuerzo cortante (Pa), η0 es la viscosidad inicial (Pa s), \(\dot{\gamma }_{0}\) es la velocidad de corte inicial (s−1), \(\dot{ \gamma }\) es la tasa de corte (s−1), τ0 es el límite elástico (Pa).

La ecuación (5) se puede convertir a la definición de viscosidad aparente del fluido MR, como se muestra en la ecuación. (6).

Combine las ecuaciones. (1), (3) y (6) para obtener la ecuación. (7).

El fluido MR en la zona de pulido se divide en muchas mallas tridimensionales pequeñas. Los parámetros de flujo de cada nodo de las mallas se resuelven por el método de diferencias finitas, para obtener el estado de flujo de toda la zona de pulido. Para simplificar el cálculo, se considera como superficie de la pieza un plano liso y estacionario. El modelo de análisis hidrodinámico y el sistema de coordenadas del fluido MR se muestran en la Fig. 5. El eje Y pasa por el centro esférico del hemisferio del cabezal de pulido y es perpendicular a la superficie de la pieza de trabajo. El eje de rotación del cabezal de pulido es perpendicular al eje X en el espacio y se cruza con el eje Z, y el ángulo incluido es de 40°. El centro de la zona de pulido es el punto cero de los ejes X, Y y Z en la superficie de la pieza de trabajo. En el proceso de flujo, la pared superior del fluido MR es la superficie del cabezal de pulido y la pared inferior es la superficie de la pieza de trabajo. Las velocidades de flujo del fluido MR en las direcciones X, Y y Z son u, v y w respectivamente.

Diagrama esquemático del modelo de análisis hidrodinámico de fluidos MR y sistema de coordenadas.

Se hacen las siguientes suposiciones para el fluido MR.

El fluido MR es un fluido incompresible con densidad constante;

El flujo de fluido MR entre las paredes superior e inferior es un flujo laminar y cumple la condición de no deslizamiento, por lo que la velocidad de flujo del fluido MR en el límite es igual a la velocidad de la superficie sólida;

Se ignoran la gravedad y la fuerza de inercia del fluido MR;

Se ignoran las derivadas parciales de la velocidad del flujo y la tensión en las direcciones X y Z;

La presión hidrodinámica a través del espesor de la película permanece constante.

Las condiciones de contorno del fluido MR son: y1 = 0, u1 = v1 = w1 = 0; y2 = d, u2 = U2, v2 = V2, w2 = W2. Las condiciones de contorno se sustituyen en la expresión de velocidad, la expresión de presión dinámica de fluidos y la expresión de viscosidad aparente del fluido MR para obtener las Ecs. (8–10)24.

Los parámetros de flujo del fluido MR se calculan resolviendo iterativamente las ecuaciones. (7-10) por el método de diferencias finitas.

El tamaño de partícula promedio de CIP es de 7 a 8 μm, y el tamaño de partícula promedio de las partículas abrasivas es de 8 a 10 μm. Por lo tanto, se puede suponer que la velocidad de flujo del fluido MR y el esfuerzo cortante a 8 μm por encima de la superficie de la pieza de trabajo son la velocidad relativa de pulido y el esfuerzo cortante que determinan la eliminación de material durante el proceso de pulido. Un conjunto de parámetros de procesamiento comúnmente utilizados en el proceso de pulido son los siguientes: el espacio de pulido es de 0,1 mm y la velocidad de rotación del cabezal de pulido es de 7000 rpm. Tomando estos parámetros de procesamiento como ejemplo, la velocidad relativa de pulido y el esfuerzo cortante a lo largo del eje X y el eje Z durante el proceso de eliminación de material se calcularon resolviendo las Ecs. (7-10), como se muestra en las Figs. 6 y 7 respectivamente.

Pulido de curvas de distribución de velocidades relativas. (a) A lo largo del eje X; (b) A lo largo del eje Z.

Curvas de distribución de esfuerzos cortantes. (a) A lo largo del eje X; (b) A lo largo del eje Z.

Puede verse en las Figs. 6 y 7 que con el aumento de la temperatura del fluido MR, la velocidad relativa de pulido continúa aumentando y el esfuerzo cortante continúa disminuyendo. A medida que la temperatura del fluido MR aumenta de 20 a 60 °C, la velocidad relativa máxima de pulido aumenta en un 13,3 %, 35,9 %, 70,7 % y 122,5 % respectivamente, y el esfuerzo cortante máximo disminuye en un 19,7 %, 31,3 %, 38,2 % y 42,9% respectivamente. Esto se debe a que el aumento de la temperatura reduce la viscosidad del fluido portador. La resistencia viscosa disminuye cuando fluye el fluido MR, por lo que la fluidez del fluido MR mejora. Se mejora la velocidad relativa de pulido entre las partículas abrasivas y la superficie de la pieza de trabajo, lo que conduce a mejorar la tasa de eliminación de material. El límite elástico del fluido MR se reduce con la disminución de la intensidad de inducción magnética total en la zona de pulido, lo que conduce a la disminución del esfuerzo cortante. Además, cuanto menor sea la viscosidad del fluido portador, más significativo será el efecto de lubricación sobre las partículas micrométricas en el fluido portador. Esto puede reducir la fuerza de interacción entre partículas en el fluido MR, reduciendo así el esfuerzo cortante.

En el proceso de pulido MR, el esfuerzo cortante juega un papel importante en la remoción de material25,26. La ecuación de Preston basada en el esfuerzo cortante se puede utilizar para establecer el modelo de tasa de eliminación de material del pulido MR, como se muestra en la ecuación. (11).

donde MRR es la tasa de remoción de material (m3/s), K es el coeficiente de corrección (m2/kPa), τ es el esfuerzo cortante (kPa), V es la velocidad relativa de pulido (m/s).

Ignorando el coeficiente de corrección, el producto del esfuerzo cortante y la velocidad relativa de pulido puede reflejar la zona de distribución de la tasa de remoción de material en la superficie pulida. Tomando como ejemplo la temperatura del fluido MR a 20–60 °C, se calculó el producto del esfuerzo cortante y la velocidad relativa de pulido en la superficie pulida, respectivamente, como se muestra en la Fig. 8.

Zona de distribución del producto de la velocidad relativa y el esfuerzo cortante.

Se puede ver en la Fig. 8 que después de elevar la temperatura del fluido MR, la posición de tasa máxima de remoción de material todavía está en el centro de la zona de distribución. Cuanto más cerca del borde de la zona de distribución, menor será la tasa de eliminación de material. Es propicio para mantener la convergencia de la precisión de la forma de la superficie en el proceso de eliminación de material. De acuerdo con la Ec. (11), el aumento de la velocidad relativa de pulido tiene un efecto promotor de la mejora de la tasa de remoción de material, pero la disminución del esfuerzo cortante tiene un efecto inhibitorio. Por lo tanto, la mejora de la tasa de eliminación de material debe verificarse mediante experimentos.

El equipo experimental de pulido y el proceso de circulación del fluido MR se muestran en la Fig. 9a. La manguera que se usa para transportar el fluido MR se enrolla en bucles y se coloca en un recipiente para baño de agua. Se utiliza un termómetro de sonda para medir la temperatura del fluido MR en el flujo de salida. La temperatura del fluido MR se ajusta a la temperatura objetivo del experimento ajustando la temperatura establecida del hervidor del baño de agua. Para verificar el efecto de la temperatura del fluido MR en la posición de máxima velocidad de remoción de material, se llevó a cabo el experimento de pulido de punto fijo en una pieza de trabajo de vidrio plano, como se muestra en la Fig. 9b. Los hoyos en forma de lágrima obtenidos por pulido se muestran en la Fig. 9c. Para medir el volumen de remoción de material de la fosa pulida de manera conveniente y precisa, el experimento de pulido de punto fijo se llevó a cabo en una varilla de vidrio K9 con una longitud de 50 mm y un diámetro de 6 mm, como se muestra en la Fig. 9d. Los hoyos pulidos anulares en la superficie de la varilla de vidrio se muestran en la Fig. 9e.

Diagrama esquemático del experimento de pulido. (a) proceso de circulación de fluido MR y equipo experimental; (b) Experimento de pulido de vidrio plano; (c) Huesos pulidos en forma de lágrima; (d) Experimento de pulido de varillas de vidrio; (e) Pozos anulares pulidos; (f) Superficie lisa pulida.

Los parámetros de procesamiento son los siguientes: la temperatura del fluido MR es de 20–60 °C, la velocidad de rotación del cabezal de pulido es de 7000 rpm, el espacio de pulido es de 0,1 mm. Al pulir la pieza de trabajo de vidrio plano, el tiempo de pulido de cada fosa es de 5 min. Al pulir la pieza de trabajo de la varilla de vidrio, la velocidad de rotación de la pieza de trabajo es de 120 rpm y el tiempo de pulido de cada fosa es de 20 min. En el proceso de pulido, el agua del fluido MR se repone cada 10 minutos para mantener estable la relación de mezcla del fluido MR. Se usó un interferómetro de luz blanca Zygo NewView 8200 para medir la forma tridimensional y el contorno de la sección del hoyo pulido. La figura 10 muestra la forma de los hoyos pulidos en forma de lágrima a diferentes temperaturas del fluido MR.

La forma de pozos pulidos en forma de lágrima. a) 20 °C; (b) 30 °C; (c) 40 °C; (d) 50 °C; (e) 60 °C.

Con el aumento de la temperatura del fluido MR de 20 a 60 °C, la profundidad máxima de eliminación de las picaduras pulidas en forma de lágrima aumenta de 13 a 54 μm. Bajo diferentes temperaturas del fluido MR, la forma de las picaduras pulidas es similar a la forma de la zona de distribución de la tasa de remoción de material en la Fig. 8. La posición de la tasa máxima de remoción de material está ubicada en el centro de las picaduras pulidas, lo cual es consistente con la el cálculo teórico da como resultado "Zona de distribución de la tasa de eliminación de material". Esto demuestra que después de que aumenta la temperatura del fluido MR, la convergencia de la precisión de la forma de la superficie en el proceso de eliminación de material se puede mantener bien. El contorno de la sección de la fosa anular pulida y la tasa de remoción de material de cada fosa anular pulida se muestran en la Fig. 11.

Los resultados del experimento de verificación. (a) El contorno de la sección del hoyo pulido; (b) La curva de cambio de la tasa de remoción de material.

Puede verse en la Fig. 11a que la posición de la tasa máxima de remoción de material todavía está en el centro de cada fosa pulida. Esto sugiere que la convergencia de la precisión de la forma de la superficie durante el pulido todavía se puede mantener bien. Como se muestra en la Fig. 11b, con el aumento de la temperatura del fluido MR, la tasa de remoción de material continúa aumentando. La tasa de eliminación de material se puede mejorar en un 108,4 % aumentando la temperatura del fluido MR de 20 a 60 °C. Los resultados experimentales sugieren que el efecto promotor de aumentar la velocidad relativa de pulido en la tasa de remoción de material excede el efecto inhibitorio de disminuir el esfuerzo cortante, mejorando así la tasa de remoción de material. Además, al ajustar la curva de cambio de la tasa de remoción de material, se encuentra que existe una relación lineal aproximada entre la tasa de remoción de material y la temperatura, como se muestra en la Ec. (12).

donde MRR es la tasa de remoción de material (mm3/min), t es la temperatura del fluido MR (°C).

El coeficiente de determinación R2 de la ecuación de ajuste supera 0,99, lo que muestra que la ecuación está en buen acuerdo con la curva de cambio de la tasa de eliminación de material. Bajo las mismas condiciones de procesamiento, esta ecuación puede predecir la velocidad de remoción de material a diferentes temperaturas del fluido MR. Manteniendo los parámetros del proceso sin cambios, se pulió una sección de superficie lisa sobre la superficie rugosa a la temperatura del fluido MR de 60 °C, como se muestra en la Fig. 9f. La rugosidad de la superficie medida se muestra en la Fig. 12.

Rugosidad de la superficie. (a) rugosidad de la superficie inicial; (b) Rugosidad de la superficie pulida.

Puede verse en la figura 12 que la rugosidad de la superficie Sa se reduce de 201,2 a 14,9 nm después del pulido. Esto muestra que bajo la condición de que la temperatura del fluido MR sea de 60 °C, no solo puede mantener la alta tasa de eliminación de material, sino también obtener una superficie pulida suave de alta calidad.

A través del análisis teórico y la verificación experimental, se encuentra que aumentar la temperatura del fluido MR puede mejorar la eficiencia del pulido MR de punta de bola pequeña de imán permanente. Los resultados de la investigación se resumen a continuación.

En el rango de 20 a 60 °C, la viscosidad inicial disminuye con el aumento de la temperatura del fluido MR, lo que puede mejorar la fluidez de la película del fluido MR. La intensidad de magnetización de CIP es muy estable y apenas afecta la tasa de eliminación de material. La intensidad del campo magnético del cabezal de pulido disminuye con el aumento de la temperatura, lo que resulta en una disminución del límite elástico del fluido MR.

El aumento de la temperatura del fluido MR puede aumentar la velocidad relativa de pulido, pero también puede reducir el esfuerzo cortante. El aumento de la velocidad relativa de pulido tiene un efecto promotor de la mejora de la tasa de remoción de material, pero la disminución del esfuerzo cortante tiene un efecto inhibidor. Los resultados del experimento muestran que el efecto promotor puede superar el efecto inhibidor, para mejorar la tasa de eliminación de material.

La tasa de remoción de material continúa aumentando con el aumento de la temperatura del fluido MR, y la convergencia de la precisión de la forma de la superficie en el proceso de remoción de material se puede mantener bien a diferentes temperaturas. Cuando la temperatura del fluido MR es de 60 °C, la eficiencia de eliminación del pulido mejora en un 108,4 % y la rugosidad de la superficie pulida Sa puede alcanzar los 14,9 nm.

En conclusión, la eficiencia de eliminación del pulido se puede mejorar aumentando la temperatura del fluido MR. Este método se puede aplicar a la producción práctica para acortar el tiempo de procesamiento y aumentar la producción.

Los conjuntos de datos generados y/o analizados durante el estudio actual están disponibles del autor correspondiente a pedido razonable.

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Este trabajo fue apoyado por el Programa Nacional de Investigación y Desarrollo Clave de China (No. 2018YFB1107600) y el Programa de Desarrollo de Tecnología Industrial de Defensa (No. JCKY2018207B203).

Este artículo fue financiado por el Programa Nacional de Investigación y Desarrollo Clave de China (Subvención n.º 2018YFB1107600), Programa de Desarrollo de Tecnología Industrial de Defensa (Subvención n.º JCKY2018207B203).

Centro de Ingeniería de Precisión, Instituto de Tecnología de Harbin, PO Box 413, Harbin, 150001, Heilongjiang, República Popular de China

Jinchuan Tian, ​​Mingjun Chen, Henan Liu, Biao Qin, Jian Cheng y Yazhou Sun

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Todos los autores contribuyeron a la concepción y el diseño del estudio. La preparación del material, la realización de experimentos, la recopilación y el análisis de datos estuvieron a cargo de JT, HL y BQ. La validación estuvo a cargo de HL. El proyecto fue administrado por MC e YS. El primer borrador del manuscrito fue escrito por JC y HL. Todos los autores comentaron sobre versiones anteriores del manuscrito. Todos los autores leyeron y aprobaron el manuscrito final.

Correspondencia a Henan Liu.

Los autores declaran no tener conflictos de intereses.

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Reimpresiones y permisos

Tian, ​​J., Chen, M., Liu, H. et al. Estudio sobre el mecanismo de mejora de la eficiencia del pulido magnetorreológico de punta de bola pequeña de imán permanente mediante el aumento de la temperatura del fluido magnetorreológico. Informe científico 12, 7705 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-11937-8

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Recibido: 10 de marzo de 2022

Aceptado: 25 de abril de 2022

Publicado: 11 mayo 2022

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

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