張鵬，孫玉利，王燎原，陳法宇，盛一

精密與超精密加工

SLM成形打印件振動輔助磁力研磨試驗

張鵬1，孫玉利1，王燎原1，陳法宇1，盛一2

（1.南京航空航天大學 機電學院，南京 210016；2.南京星合精密智能制造研究院，南京 211106）

研究使用振動輔助磁力研磨去除選區(qū)激光熔化（SLM）成形打印件表面的未熔融粉末時，各加工參數(shù)對試樣表面粗糙度降低率和表面形貌的影響。結(jié)合波導管工件，采用SLM成形打印AlSi10Mg試樣，并利用自行研制的振動輔助磁力研磨裝置進行加工間隙、磁極轉(zhuǎn)速、振動頻率、加工時間等4個因素各5個水平的單因素試驗，以表面粗糙度降低率為評價指標，探究各加工因素對試樣表面粗糙度降低率和表面形貌的影響規(guī)律。對于采用選區(qū)激光熔化成形的試樣來說，當加工間隙從3 mm增大到7 mm時，試樣的表面粗糙度降低率顯著降低，最大降低率為84.7%，最小降低率為6%。當加工間隙為3 mm時，試樣表面的未熔融粉末基本去除，表面較平整。當磁極轉(zhuǎn)速從200 r/min增大到1 000 r/min時，表面粗糙度降低率先增大后趨于穩(wěn)定，在轉(zhuǎn)速為200 r/min時表面粗糙度降低率最?。?4.3%）。當轉(zhuǎn)速達到400 r/min甚至更高時，表面粗糙度降低率趨于穩(wěn)定，表面粗糙度降低率保持在80%左右。表面粗糙度降低率隨著振動頻率增大的變化情況較為復(fù)雜，但是總體呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，并且在振動頻率為15 Hz時，表面粗糙度降低率最大（84.7%）。當加工時間從10 min增大到50 min時，表面粗糙度降低率呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢，在加工時間為40 min時，表面粗糙度降低率最大（81.7%）。加工間隙、磁極轉(zhuǎn)速、振動頻率和加工時間對表面粗糙度降低率都有不同程度的影響，SLM成形的試樣經(jīng)過振動輔助磁力研磨之后，表面粗糙度顯著降低，表面未熔融粉末得到有效去除。

選區(qū)激光熔化；未熔融粉末；振動輔助；磁力研磨；表面粗糙度降低率；表面形貌

增材制造技術(shù)（又稱3D打印技術(shù)）是一種以離散–堆積為基本原理，通過計算機輔助設(shè)計，將原材料自下而上逐層累積制造零件的成形技術(shù)。作為一個新興的技術(shù)，增材制造技術(shù)憑借其“近凈成形”、顯著降低原材料消耗和顯著縮短零件制造周期等優(yōu)勢在航空航天、汽車船舶、醫(yī)療和食品等領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用[1-5]。美國聯(lián)合技術(shù)研究中心于1979年首次提出了金屬增材制造技術(shù)的想法[6]。從20年代90年代中期開始，金屬增材制造技術(shù)大量應(yīng)用于航空航天領(lǐng)域，國內(nèi)外的學者對此進行了大量研究[7-8]。作為金屬增材制造重要原材料之一的AlSi10Mg，它具有質(zhì)量輕、靜態(tài)力學性能良好等特點[9]，被廣泛應(yīng)用于金屬增材制造工藝中。由于增材制造技術(shù)存在階梯效應(yīng)、粉末黏附、球化效應(yīng)等缺陷[10-12]，制造出來的工件表面會殘留大量的未熔融粉末凸起，導致其表面粗糙度達到10～50 μm，很難達到使用標準，因此需要對增材制造后的零件進行后續(xù)的光整加工，使它滿足使用要求[13-14]。

目前，對金屬增材制造零件進行拋光的方法有很多種，如手工拋光、噴砂拋光、激光拋光、化學與電化學拋光、磨粒流拋光等[15]。Remos–Grez等[16]采用較低的激光能量密度對SLM成形的鐵銅零件進行激光拋光，使表面凹凸不平的部分熔化再凝固，最終得到了光滑的表面。馬寧等[17]使用氨基磺酸–甲酰胺非水溶液對激光選區(qū)熔化鈦合金TC4進行了電解拋光，研究了電流密度和加工時間對不同構(gòu)建角度的鈦合金拋光后的表面粗糙度和材料去除量的影響。高航等[18]采用復(fù)合粒徑磨料介質(zhì)對增材制造的鋁合金格柵進行磨粒流光整加工，研究了加工過程中零件表面形貌、材料去除率和表面粗糙度的變化情況。激光加工設(shè)備較昂貴，且難以加工具有復(fù)雜內(nèi)凹槽結(jié)構(gòu)的波導管。另外，化學、電化學加工廢液不經(jīng)過專業(yè)處理隨意排放會對生態(tài)環(huán)境造成污染，磨粒流加工常會出現(xiàn)銳邊過拋問題，且通過探索性試驗發(fā)現(xiàn)在加工異形波導管時內(nèi)凹槽容易發(fā)生磨料卡滯和堵塞現(xiàn)象。磁力研磨技術(shù)（Magnetic Abrasive Finishing，MAF）指在強磁場作用下，通過磁性磨料對工件表面進行擠壓和不斷在工件表面進行摩擦運動，從而對工件表面進行研磨拋光的技術(shù)。磁力研磨技術(shù)具有柔性較好、自適應(yīng)性較好、可控性較好、無變質(zhì)層、加工質(zhì)量高、效率高和磨具無須進行磨損補償?shù)葍?yōu)點，在前期使用磁力研磨對波導管內(nèi)腔進行加工時取得了較好的加工效果。磁力研磨研究成果在平面、外圓面、內(nèi)圓面和成形面光整加工的許多場合得到了廣泛應(yīng)用[19]。葉恒宇等[20]使用SiC磨料和鑄鋼粉的混合物作為磁性磨料，利用正交試驗從研磨液類型、磨料粒度、磨料各組分比重、加工間隙和磁場強度等5個因素各4個水平進行試驗設(shè)計，并找出了最佳的工藝參數(shù)組合。Teng等[21]對SLM成形的AlSi10Mg工件先采用磨削工藝將其表面粗糙度從7 μm降至0.6 μm，再使用磁力研磨工藝降至最低值（0.155 μm）。韓冰等[22]針對普通磁力研磨超硬精密Al2O3陶瓷管內(nèi)表面加工效率低、紋理不均勻等問題，提出了一種振動輔助磁力研磨技術(shù)，采用曲柄滑塊振動機構(gòu)和超聲振動機構(gòu)輔助磁力研磨，并進行了對比試驗，實現(xiàn)了對陶瓷管內(nèi)表面的高效精密加工。Yin等[23]使用垂直振動輔助磁力研磨對鎂鋁合金、黃銅和不銹鋼進行了光整加工試驗，發(fā)現(xiàn)該工藝可以實現(xiàn)鎂鋁合金的光整加工，并且其單位時間的材料去除量大于黃銅和不銹鋼的。焦安源等[24]為了提高鈦合金錐孔的研磨質(zhì)量和研磨效率，提出采用超聲波振動輔助磁力研磨的復(fù)合加工方案，通過試驗與傳統(tǒng)磁力研磨法進行對比，并分析了研磨后試件的材料去除量、表面粗糙度和表面形貌等，驗證了超聲磁力復(fù)合研磨的效果。

學者對磁力研磨及各種輔助磁力研磨加工的工件大多停留在平面、內(nèi)外圓面等簡單型面，對于具有復(fù)雜型腔、盲孔和盲槽結(jié)構(gòu)工件的磁力研磨試驗的研究較少。文中結(jié)合SLM成形的具有梳齒形內(nèi)槽結(jié)構(gòu)的AlSi10Mg異形波導管，采用SLM工藝制備試樣，并根據(jù)波導管和試樣自行研制一套振動輔助磁力研磨裝置，通過該試驗裝置，以小鋼珠為磁性磨料，以表面粗糙度降低率為評價指標，設(shè)計單因素試驗，研究加工過程中加工間隙、磁極轉(zhuǎn)速、振動頻率、加工時間等參數(shù)對工件表面粗糙度降低率和表面形貌的影響。

1 試驗

1.1 振動輔助磁力研磨試驗裝置

為了對波導管內(nèi)部及試樣進行加工，自行研制了一套振動輔助磁力研磨裝置，示意圖如圖1所示。設(shè)計的磁場發(fā)生裝置為一個旋轉(zhuǎn)磁極盤，在鋁合金磁極盤上有4個對稱分布的磁極槽，分別布置4塊方形永磁體和1塊半圓永磁體。每塊方形永磁體的尺寸為10 mm×10 mm×5 mm，材料為Nd–Fe–B，牌號為N52，磁鐵充磁方向均從磁極盤的圓心沿半徑向外。為了防止磁鐵在旋轉(zhuǎn)過程中因離心力而甩出磁極盤，設(shè)計了4塊壓板，將壓板通過螺栓連接到磁極盤上，通過壓力將磁鐵壓在鋁合金磁極盤的磁極槽里。通過剛性聯(lián)軸器將磁極盤與電機的軸相連，由電機帶動磁極盤旋轉(zhuǎn)，形成旋轉(zhuǎn)磁極系統(tǒng)。試樣通過螺栓固定在夾具上，夾具上有類似波導管內(nèi)腔結(jié)構(gòu)的槽，用于放置鋼珠等磁性磨料，為防止試驗過程中磁性磨料受到磁鐵的吸引而從加工區(qū)域飛出，在夾具槽的上方設(shè)計了一塊擋板蓋住夾具槽，加工時用螺栓固定。將夾具通過螺栓連接固定在夾具底座上，構(gòu)成完整的夾具系統(tǒng)，如圖1所示。將夾具系統(tǒng)安裝在音圈電機上，由音圈電機帶動進行水平方向的振動，將音圈電機安裝在底部的絲杠導軌上，絲杠導軌連接步進電機，在步進電機的控制下進行水平運動。為了保證加工的一致性，電機托板由頂部的伺服電機帶動緩慢做上下運動，并帶動磁極盤上下運動。

1.2 試驗條件與結(jié)果測量

試驗采用的AlSi10Mg試樣為SLM成形而成（如圖2），尺寸為35 mm×13 mm×2 mm，通過螺栓固定在夾具上。試樣未經(jīng)任何后處理，僅保留原始表面。原始表面殘留了大量的未熔融粉末凸起（以下簡稱“凸起”），原始表面粗糙度較大，并且不同試樣的原始表面粗糙度也不一樣，因此在這里采用表面粗糙度降低率（Δ）來評價加工效果。表面粗糙度降低率Δ（%）可以由式（1）計算。

影響振動輔助磁力研磨加工效果的因素有很多，如磁場分布、磁極轉(zhuǎn)速、加工間隙、振動頻率、加工時間和磁性磨料的種類等。在文中，由于磁場發(fā)生裝置中的磁極尺寸和數(shù)量都是確定的，因此產(chǎn)生的磁場也是確定的?？紤]到磁場某一點處的磁感應(yīng)強度會隨著與磁極的距離而變化，而文中的加工間隙指加工表面到磁鐵表面的距離，并且在加工過程中磁極是不停轉(zhuǎn)動的，因此加工間隙可以看作是磁場分布及特性的一種體現(xiàn)，可用加工間隙來表征磁場分布及特性。通過上述分析，結(jié)合試驗設(shè)備，選擇加工間隙、振動頻率、磁極轉(zhuǎn)速和加工時間作為加工因素。由于原始試樣表面有大量的未熔融粉末凸起，且粉末凸起與試樣表面有一定的結(jié)合力，通過試驗發(fā)現(xiàn)僅用磁性磨料基本沒有拋光效果，因此磁性磨料選用直徑為1 mm的鋼珠，經(jīng)過探索試驗確定鋼珠裝入量為50 mg。試驗中音圈電機的振幅與小鋼珠直徑一致，設(shè)為1 mm。試驗完成后，使用超聲波清洗機清洗工件，并使用三豐SJ–210粗糙度儀測量加工區(qū)域的表面粗糙度。針對每個試樣的加工區(qū)域選擇5條線進行測量：水平方向3條，標記為1、2、3；豎直方向2條，標記為4、5。每條線測量3次，并取其平均值。試樣加工區(qū)域與波導管內(nèi)腔加工區(qū)域尺寸一致，如圖2。

圖1 振動輔助磁力研磨裝置及加工示意圖

圖2 試樣與波導管工件加工區(qū)域的對應(yīng)關(guān)系

2 結(jié)果與分析

2.1 加工間隙對表面粗糙度降低率和表面形貌的影響

試驗的主要目的是探究加工間隙對表面粗糙度降低率的影響。試驗中，加工間隙指加工表面到磁鐵外緣的距離。由于試樣本身具有一定的厚度（2 mm），以及受到設(shè)備的限制，因此選用3、4、5、6、7 mm作為加工間隙水平。具體試驗參數(shù)如表1所示。

表1 加工間隙單因素試驗條件

Tab.1 Single-factor experimental conditions of machining gap

加工間隙對表面粗糙度降低率的影響如圖3所示。由圖3可知，隨著加工間隙的增大，表面粗糙度的降低率越來越小。在加工間隙為3 mm時，每條測量線的粗糙度降低率均達80%以上，且最大降低率達到了84.7%，使用磁場強度測量儀器測得此時的磁場強度約為200 mT。當加工間隙為4 mm時表面粗糙度降低率與加工間隙為3 mm時相比有所下降。當加工間隙達到6 mm時，此時的粗糙度降低率已經(jīng)不足50%。在加工間隙為7 mm時，粗糙度降低率接近于0，基本沒有加工效果，此時的磁場強度約為15 mT。分析其原因，在非勻強磁場中，離磁鐵越近，磁感應(yīng)強度越大，因此小鋼珠受到的磁場力也就越大。在加工間隙為3 mm時，小鋼珠受到的磁場力較大，對試樣表面的擠壓力也大。在擠壓和推動作用下，試樣表面的凸起很容易被去除和碾平，使得表面粗糙度降低率較大。在加工間隙過大時，小鋼珠受到的磁場力很小，對試樣表面的擠壓力也就很小，擠壓力和推動力已經(jīng)不足以將表面的凸起碾平去除，表面粗糙度降低率很小。在試驗中應(yīng)盡量減小加工間隙，以保證加工的效果。

圖3 加工間隙–表面粗糙度降低率變化曲線

3種典型加工間隙下的表面形貌如圖4所示。原始表面形貌布滿了未熔融粉末的凸起，如圖4a所示。在加工間隙為3 mm時，經(jīng)過磁力研磨之后，表面的凸起基本被去除，表面較為平整，如圖4b所示。當加工間隙為5 mm時，表面既有凸起，也有凸起被去除后留下的凹坑，表面較為粗糙。當加工間隙為7 mm時，表面與原始表面基本沒有區(qū)別，表面未熔融粉末絕大部分未被去除。

2.2 磁極轉(zhuǎn)速對粗糙度降低率和表面形貌的影響

固定其他試驗參數(shù)，僅改變旋轉(zhuǎn)磁極的轉(zhuǎn)速。試驗條件如表2所示。

圖4 3種典型加工間隙下的表面形貌

表2 磁極轉(zhuǎn)速單因素試驗條件

Tab.2 Single-factor experimental conditions of magnetic pole rotating speed

磁極轉(zhuǎn)速對粗糙度降低率的影響如圖5所示。由圖5可以看出，當磁極轉(zhuǎn)速為200 r/min時，表面粗糙度降低率較低，最低值僅為24.3%。當轉(zhuǎn)速達到400 r/min時，粗糙度降低率與轉(zhuǎn)速為200 r/min時相比有了明顯的提高，達到了81.7%。當轉(zhuǎn)速達到600、800、1 000 r/min時，粗糙度降低率與轉(zhuǎn)速為400 r/min時相比并沒有明顯的上升或下降的趨勢，說明當達到一定轉(zhuǎn)速時，轉(zhuǎn)速對粗糙度降低率的影響較小。分析其原因可知，受磁場力的作用，小鋼珠會隨著磁極的轉(zhuǎn)動以一定的速度做上下往復(fù)運動。由于小鋼珠本身有一定的質(zhì)量，所以小鋼珠本身會有一定的動量。由于，單顆小鋼珠的質(zhì)量一定，所以小鋼珠的速度越大，它的動量就越大。

圖5 磁極轉(zhuǎn)速–表面粗糙度降低率變化曲線

對于試樣表面的凸起而言，假設(shè)該凸起在一段很短的時間內(nèi)受到小鋼珠給予的沖量為，那么這段時間內(nèi)試樣表面的凸起受到的沖量可近似等于小鋼珠的動量，也就是，即=。當時間一定時，小鋼珠的動量越大，試樣表面的凸起受到的沖量越大，凸起在單位時間內(nèi)受到的力越大，越容易被去除。當轉(zhuǎn)速過小時，小鋼珠的動量也很小，試樣表面的凸起受到的沖量很小，不足以將凸起碾平去除，所以在轉(zhuǎn)速為200 r/min時，表面粗糙度降低率較低。當轉(zhuǎn)速達到一定值時，鋼珠的動量也達到可去除凸起的值，此時轉(zhuǎn)速再增大，對表面粗糙度降低率的影響也不是很大。

3種典型磁極轉(zhuǎn)速下的表面形貌如圖6所示。在轉(zhuǎn)速為200 r/min時，可以看出表面還有尚未去除的凸起。在轉(zhuǎn)速達到600 r/min時，表面凸起被完全去除，只留下凸起被去除留下的凹坑，表面較為平整。在轉(zhuǎn)速達到1 000 r/min時，凸起也完全被去除，但是可以看到因轉(zhuǎn)速過快，導致小鋼珠撞擊工件表面，使得表面出現(xiàn)了類似于魚鱗狀的形貌。考慮到過高的轉(zhuǎn)速對電機軸和聯(lián)軸器會產(chǎn)生一定的損傷，因此盡量不選擇較高的轉(zhuǎn)速。

圖6 3種典型磁極轉(zhuǎn)速下的表面形貌

2.3 振動頻率對粗糙度降低率和表面形貌的影響

固定其他試驗參數(shù)，僅改變音圈電機的振動頻率。試驗條件如表3所示。

表3 振動頻率單因素試驗條件

振動頻率對粗糙度降低率的影響如圖7所示。由圖7可以看出，當振動頻率從5 Hz增大到45 Hz時，雖然變化情況較為復(fù)雜，但是整體而言呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。當振動頻率為15 Hz時，表面粗糙度降低率是所有振動頻率中最高的，最高可達84.7%。當振動頻率繼續(xù)增大到25、35、45 Hz時，表面粗糙度降低率呈現(xiàn)較為復(fù)雜的變化情況，但是總體上表面粗糙度降低率比振動頻率為15 Hz時低，并且有下降的趨勢。分析其原因，添加了水平振動，小鋼珠在水平方向也有分運動。頻率越大，單位時間小鋼珠做水平運動的次數(shù)越多，因此在去除凸起后水平的分運動仍會對表面進行拋光，從而產(chǎn)生了過拋現(xiàn)象，導致振動頻率為45 Hz時表面粗糙度降低率相對較低。過大的振動頻率會對絲杠導軌和音圈電機導軌產(chǎn)生損害，出于安全考慮，在試驗中要將振動頻率控制在合適的范圍內(nèi)。

圖7 振動頻率–表面粗糙度降低率變化曲線

3種典型振動頻率下的表面形貌如圖8所示。由圖8可以看出，在振動頻率為15 Hz時，表面未熔融粉末已經(jīng)被完全去除，表面趨于平整。在振動頻率達到35 Hz和45 Hz時，表面產(chǎn)生了較多的凹坑。這是因為振動頻率大，水平方向加工次數(shù)過多，出現(xiàn)了過拋現(xiàn)象。由于試樣是SLM成形的，內(nèi)部氣孔率較高[25]，過拋現(xiàn)象導致內(nèi)部的氣孔逐漸顯露出來，表面粗糙度降低率變低，表面質(zhì)量變差。

圖8 3種典型振動頻率下的表面形貌

2.4 加工時間對粗糙度降低率和表面形貌的影響

固定其他加工參數(shù)，僅改變加工時間。試驗條件如表4所示。

表4 加工時間單因素試驗條件

Tab.4 Single-factor experimental conditions of machining time

加工時間對粗糙度降低率的影響如圖9所示。從圖9中可以看出，在前40 min，表面粗糙度降低率都處于不斷增大的狀態(tài)。當加工時間達到50 min時，表面粗糙度降低率反而有下降的趨勢。分析其原因，在加工過程中，小鋼珠通過與試樣表面接觸，對試樣表面的凸起進行擠壓和撞擊。如果加工時間過短，小鋼珠還沒有來得及將工件表面的凸起去除，此時會有凸起殘留在工件表面。隨著加工時間的增加，工件表面的凸起漸漸被完全去除，表面粗糙度降低率逐漸達到最大。繼續(xù)加工，由于小鋼珠在試樣表面不斷地碰撞，試樣內(nèi)部因上一道工藝產(chǎn)生的氣孔會慢慢地暴露出來，從而導致表面粗糙度增大，即表面粗糙度降低率反而會變小。為了保障加工的效果，要選擇合理的加工時間，既能保證凸起被去除，又可以防止出現(xiàn)因過度加工導致的表面質(zhì)量變差現(xiàn)象。

圖9 加工時間–表面粗糙度降低率變化曲線

3種典型加工時間下的表面形貌如圖10所示。在加工時間為10 min時，因為加工時間較短，因此表面還有較多未去除的凸起，表面較粗糙。當加工時間達到40 min時，表面的凸起完全被去除，表面趨于平整。當加工時間達到50 min時，由于加工時間過長，導致內(nèi)部的氣孔逐漸暴露出來，表面質(zhì)量變差。

圖10 3種典型加工時間下的表面形貌

3 結(jié)論

針對選區(qū)激光熔化成形的AlSi10Mg波導管工件，結(jié)合工件結(jié)構(gòu)，通過SLM成形試樣，使用自行研制的振動輔助磁力研磨裝置進行振動輔助磁力研磨的單因素試驗研究，探究了加工過程中加工間隙、磁極轉(zhuǎn)速、振動頻率和加工時間對表面粗糙度降低率的影響，并觀察了不同參數(shù)下的表面形貌，得到如下結(jié)論。

1）表面粗糙度降低率隨著加工間隙的增大呈現(xiàn)顯著的下降趨勢，加工間隙越大，粗糙度降低率越小，表面未熔融粉末凸起殘留越多。

2）表面粗糙度降低率隨著磁極轉(zhuǎn)速的增大呈現(xiàn)先增大后逐漸穩(wěn)定的趨勢。過低的轉(zhuǎn)速會導致加工不完全，過高的轉(zhuǎn)速會使工件表面產(chǎn)生鱗片狀形貌。

3）隨著振動頻率的增大，表面粗糙度降低率的變化情況較復(fù)雜，但是總體上呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。

4）隨著加工時間的增加，表面粗糙度降低率呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。加工時間過短會導致加工不完全，加工時間過長會導致過拋現(xiàn)象的發(fā)生。

[1] 楊浩亮, 郭鳳明, 萬李, 等. 增材制造技術(shù)在我國航天領(lǐng)域的發(fā)展與應(yīng)用需求分析[J]. 航天制造技術(shù), 2016(5): 1-4.

YANG Hao-liang, GUO Feng-ming, WAN Li, et al. Application and Development Analysis of Additive Man-uf-acturing Technology in China Aerospace Industry[J]. Aerospace Manufacturing Technology, 2016(5): 1-4.

[2] 李晨. 3D打印技術(shù)在汽車制造與維修領(lǐng)域應(yīng)用研究[J]. 汽車實用技術(shù), 2021, 46(10): 198-200.

LI Chen. Application of 3D Printing Technology in Auto-mobile Manufacturing and Maintenance[J]. Automobile Applied Technology, 2021, 46(10): 198-200.

[3] 劉凱. 增材制造技術(shù)在船用零部件制造中的應(yīng)用[J]. 艦船科學技術(shù), 2020, 42(16): 205-207.

LIU Kai. Application of Additive Manufacturing Techn-ology in Marine Parts[J]. Ship Science and Technology, 2020, 42(16): 205-207.

[4] 劉宸希, 康紅軍, 吳金珠, 等. 3D打印技術(shù)及其在醫(yī)療領(lǐng)域的應(yīng)用[J]. 材料工程, 2021, 49(6): 66-76.

LIU Chen-xi, KANG Hong-jun, WU Jin-zhu, et al. 3D Printing and Its Application in the Field of Medicine[J]. Journal of Materials Engineering, 2021, 49(6): 66-76.

[5] 曹沐曦, 詹倩怡, 沈曉琦, 等. 3D打印技術(shù)在食品工業(yè)中的應(yīng)用概述[J]. 農(nóng)產(chǎn)品加工, 2021(1): 78-82.

CAO Mu-xi, ZHAN Qian-yi, SHEN Xiao-qi, et al. Review on the Application of 3D Printing Technology in the Food Industry[J]. Farm Products Processing, 2021(1): 78-82.

[6] SNOW D B, BREINAN E M, KEAR B H. Rapid Solidi-fication Processing of Superalloys Using High Power Lasers[C]// Proceedings of the Conference Superalloys. Ohio: ASM Metals Park, 1980: 183-203．

[7] 顧冬冬, 張紅梅, 陳洪宇, 等. 航空航天高性能金屬材料構(gòu)件激光增材制造[J]. 中國激光, 2020, 47(5): 24-47.

GU Dong-dong, ZHANG Hong-mei, CHEN Hong-yu, et al. Laser Additive Manufacturing of High-Performance Metallic Aerospace Components[J]. Chinese Journal of Lasers, 2020, 47(5): 32-55.

[8] 李權(quán), 王福德, 王國慶, 等. 航空航天輕質(zhì)金屬材料電弧熔絲增材制造技術(shù)[J]. 航空制造技術(shù), 2018, 61(3): 74-82.

LI Quan, WANG Fu-de, WANG Guo-qing, et al. Wire and Arc Additive Manufacturing of Lightweight Metal Comp-onents in Aeronautics and Astronautics[J]. Aeronautical Manufacturing Technology, 2018, 61(3): 74-82.

[9] SANTOS MACíAS J G, DOUILLARD T, ZHAO LYU, et al. Influence on Microstructure, Strength and Ductility of Build Platform Temperature during Laser Powder Bed Fusion of AlSi10Mg[J]. Acta Materialia, 2020, 201: 231-243.

[10] RAHMATI S, VAHABLI E. Evaluation of Analytical Modeling for Improvement of Surface Roughness of FDM Test Part Using Measurement Results[J]. The Inter-national Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2015, 79(5): 823-829.

[11] GU D D, SHEN Y F. Balling Phenomena in Direct Laser Sintering of Stainless Steel Powder: Metallurgical Mecha-nisms and Control Methods[J]. Materials & Design, 2009, 30(8): 2903-2910.

[12] KRUTH J P, LEVY G, KLOCKE F, et al. Consolidation Phenomena in Laser and Powder-Bed Based Layered Manufacturing[J]. CIRP Annals, 2007, 56(2): 730-759.

[13] 楊鑫, 王婉琳, 范亞卓, 等. 3D打印金屬零件后處理研究現(xiàn)狀[J]. 功能材料, 2020, 51(5): 5043-5052.

YANG Xin, WANG Wan-lin, FAN Ya-zhuo, et al. Rese-arch Status of Post-Processing of 3D Printing Metal Parts[J]. Journal of Functional Materials, 2020, 51(5): 5043-5052.

[14] MALEKI E, BAGHERIFARD S, BANDINI M, et al. Surface Post-Treatments for Metal Additive Manufa-cturing: Progress, Challenges, and Opportunities[J]. Addi-tive Manufacturing, 2021, 37: 101619.

[15] 王宣平, 段合露, 孫玉文, 等. 增材制造金屬零件拋光加工技術(shù)研究進展[J]. 表面技術(shù), 2020, 49(4): 1-10.

WANG Xuan-ping, DUAN He-lu, SUN Yu-wen, et al. Advances in the Research of Polishing Technologies for Additive Manufacturing Metal Parts[J]. Surface Techn-ology, 2020, 49(4): 1-10.

[16] RAMOS-GREZ J A, BOURELL D L. Reducing Surface Roughness of Metallic Freeform-Fabricated Parts Using Non-Tactile Finishing Methods[J]. International Journal of Materials & Product Technology, 2004, 21(4): 297-316.

[17] 馬寧, 由藝強. 激光選區(qū)熔化TC4鈦合金在氨基磺酸-甲酰胺溶液中的電解拋光[J]. 電鍍與涂飾, 2021, 40(1): 65-70.

MA Ning, YOU Yi-qiang. Electrolytic Polishing of Selec-tively Laser-Melted TC4 Titanium Alloy in Sulfamic Acid- Formamide Electrolyte[J]. Electroplating & Finishing, 2021, 40(1): 65-70.

[18] 高航, 李世寵, 付有志, 等. 金屬增材制造格柵零件磨粒流拋光[J]. 航空學報, 2017, 38(10): 226-234.

GAO Hang, LI Shi-chong, FU You-zhi, et al. Abrasive Flow Machining of Additively Manufactured Metal Grilling Parts[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2017, 38(10): 226-234.

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

LIU Wen-hao, CHEN Yan, LI Wen-long, et al. Research Progress of Magnetic Abrasive Finishing Technology[J]. Surface Technology, 2021, 50(1): 47-61.

[20] 葉恒宇, 覃壽同, 王棟, 等. 磁力研磨調(diào)質(zhì)45鋼的工藝參數(shù)和表面形貌研究[J]. 機械科學與技術(shù), 2017, 36(8): 1292-1297.

YE Heng-yu, QIN Shou-tong, WANG Dong, et al. Study on Processing Parameters and Surface Morphology of Quenched and Tempered 45 Steel in Magnetic Abrasive Finishing[J]. Mechanical Science and Technology for Aerospace Engineering, 2017, 36(8): 1292-1297.

[21] TENG X, ZHANG G X, ZHAO Y G, et al. Study on Magnetic Abrasive Finishing of AlSi10Mg Alloy Prepared by Selective Laser Melting[J]. International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2019, 105(5): 2513- 2521.

[22] 韓冰, 云昊, 陳燕, 等. 振動輔助磁力研磨超硬精密Al2O3陶瓷管內(nèi)表面試驗研究[J]. 摩擦學學報, 2016, 36(2): 169-176.

HAN Bing, YUN Hao, CHEN Yan, et al. Experimental Study of Vibration-Assisted Magnetic Abrasive Finishing on Inner Surface of Superhard Precise Al2O3Ceramic Tubes[J]. Tribology, 2016, 36(2): 169-176.

[23] YIN S H, SHINMURA T. Vertical Vibration-Assisted Magnetic Abrasive Finishing and Deburring for Magn-esium Alloy[J]. International Journal of Machine Tools and Manufacture, 2004, 44(12/13): 1297-1303.

[24] 焦安源, 全洪軍, 陳燕, 等. 超聲磁力復(fù)合研磨鈦合金錐孔的試驗研究[J]. 機械工程學報, 2017, 53(19): 114-119.

JIAO An-yuan, QUAN Hong-jun, CHEN Yan, et al. Experimental Research of Titanium Alloy Taper Hole by Ultrasonic Magnetic Abrasive Finishing[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2017, 53(19): 114-119.

[25] 王悅, 王繼杰, 張昊, 等. 熱處理對激光選區(qū)熔化AlSi10Mg合金顯微組織及力學性能的影響[J]. 金屬學報, 2021, 57(5): 613-622.

WANG Yue, WANG Ji-jie, ZHANG Hao, et al. Effects of Heat Treatments on Microstructure and Mechanical Properties of AlSi10Mg Alloy Produced by Selective Laser Melting[J]. Acta Metallurgica Sinica, 2021, 57(5): 613-622.

Experimental on Vibration-assisted Magnetic Abrasive Finishing of Printed Workpiece Formed by SLM

1,1,1,1,2

(1. College of Mechanical and Electrical Engineering, Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, Nanjing 210016, China; 2. Nanjing Xinghe Precision Intelligent Manufacturing Research Institute, Nanjing 211106, China)

The forming and inner surface polishing of workpieces with complex internal cavity structures has always been a problem that troubles the academic community. Complex parts can be formed by metal additive manufacturing technology, but unfused powder remainsand the surface is very rough, which seriously affects the workpieces' performance.In this paper, the influence of vibration-assisted magnetic abrasive and polishing parameters on the processing results during polishing is studied for the polishing of irregular waveguide internal surfaces with complex internal cavities formed by selective laser fusion coagulation.

Based on the basic theory of vibration-assisted magnetic abrasive finishing, a single-factor experiment was carried out using a self-developed experimental device for vibration-assisted magnetic abrasive finishing. To restore the machining conditions of the waveguide as much as possible, the object of the single-factor experiment is the profiled AlSi10Mg sample and the size of the polishing area is the same as the size of the inner cavity of the waveguide. A special fixture is designed for the samples, and the machining gap can be adjusted flexibly. To improve the polishing efficiency and obtain good polishing results, steel balls are used as magnetic abrasives, and surface roughness reduction rate is used as an evaluation index. The experiment explores the influence of four factors of machining gap, magnetic pole rotating speed, vibration frequency, and machining time at five levels each on the surface roughness reduction rate and surface morphology.

The results of the vibration-assisted magnetic abrasive finishing based on steel balls are as follows. For samples formed by selective laser melting, with the machining gap increasing from 3 mm to 7 mm, the surface roughness reduction rate is significantly reduced, the maximum reduction rate is 84.7%, and the minimum is 6%. When the machining gap is 3 mm, the unfused powder on the surface of the sample is almost completely removed at this machining gap, and the surface is relatively flat. When the magnetic pole rotating speed increases from 200 r/min to 1 000 r/min, the surface roughness reduction rate increases firstly and then tends to be stable. When the magnetic pole rotating speed is 200 r/min, the surface roughness reduction rate is the smallest, which is only 24.3%. When the magnetic pole rotating speed reaches 400 r/min or higher, the surface roughness reduction rate tends to be stable, and the surface roughness reduction rate remains at about 80%. When the magnetic pole rotating speed is 800 r/min, the surface roughness reduction rate reaches a maximum of 85.3%. The change of the surface roughness reduction rate with the increase of the vibration frequency is more complicated, but the overall trend is that it first increases and then decreases. When the vibration frequency is 15 Hz, the surface roughness reduction rate reaches the largest, which is 84.7%. When the machining time is increased from 10min to 50 min, the reduction rate of surface roughness showed a trend of first increasing and then decreasing. When the machining time is 40 min, the reduction rate of surface roughness is the largest, which is 81.7%, and the unfused powder is almost completely removed, and the surface roughness reduction rate will decrease due to the over-polishing of the steel balls.

The results show that the machining gap, magnetic pole rotating speed, vibration frequency, and machining time all have different degrees of influence on the reduction rate of surface roughness and surface morphology. After vibration- assisted magnetic abrasive finishing, the surface roughness of samples is significantly decreased, and unfused powder on the surface is effectively removed.

selective laser melting; unfused powder vibration-assisted; magnetic abrasive finishing; surface roughness reduction rate; surface morphology

TH161+.14

A

1001-3660(2022)07-0245-08

10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2022.07.024

2021–08–25；

2021–11–29

2021-08-25；

2021-11-29

南京市科技計劃–國際聯(lián)合研發(fā)項目（202002047）

Nanjing Science and Technology Project - International Joint Research and Development Project (202002047)

張鵬（1997—），男，碩士，主要研究方向為磁力研磨。

ZHANG Peng (1997-), Male, Master, Research focus: magnetic abrasive finishing.

孫玉利（1970—），男，博士，教授，主要研究方向為精密超精密加工技術(shù)。

SUN Yu-li (1970-), Male, Doctor, Professor, Research focus: precision and ultra-precision machining technology.

張鵬, 孫玉利, 王燎原, 等. SLM成形打印件振動輔助磁力研磨試驗[J]. 表面技術(shù), 2022, 51(7): 245-252.

ZHANG Peng, SUN Yu-li, WANG Liao-yuan, et al. Experimental on Vibration-assisted Magnetic Abrasive Finishing of Printed Workpiece Formed by SLM[J]. Surface Technology, 2022, 51(7): 245-252.

責任編輯：彭颋