2024鋁合金切削過(guò)程微觀力學(xué)強(qiáng)化機(jī)理研究

宋 徽 張國(guó)智

（1.建筑學(xué)院，新鄉(xiāng)職業(yè)技術(shù)學(xué)院，新鄉(xiāng) 453000；2.機(jī)電工程學(xué)院，新鄉(xiāng)學(xué)院，新鄉(xiāng) 453000）

1 引言

切削過(guò)程是機(jī)械制造中最為常見的過(guò)程，長(zhǎng)期以來(lái)人們?cè)噲D在實(shí)際加工之前對(duì)這一過(guò)程進(jìn)行計(jì)算機(jī)模擬和理論模型的建立[1]，以及相關(guān)刀具性能模擬[2]，提出了很多理論模型，最早提出了剪切角的理論切削模型，此外，國(guó)內(nèi)外學(xué)者還提出了很多的切削過(guò)程的模擬模型，但還沒有一個(gè)準(zhǔn)確的模擬模型。但切削過(guò)程中切削力的計(jì)算已較為成熟，提出了很多切削力的理論和經(jīng)驗(yàn)的計(jì)算模型[3，4]，并且與實(shí)際實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。但切削過(guò)程是較為復(fù)雜的過(guò)程，也是一個(gè)高度非線性熱結(jié)構(gòu)場(chǎng)耦合分析[5]，因而，要想準(zhǔn)確地對(duì)這一過(guò)程進(jìn)行計(jì)算機(jī)模擬，需要在機(jī)理上研究材料在切削加工過(guò)程的力學(xué)性能的變化。在模擬切削過(guò)程中，最難解決的是兩個(gè)問題：一是切屑形成與斷裂準(zhǔn)則；二是加工完成后工件表層力學(xué)性能的變化。但這對(duì)于預(yù)測(cè)工件加工變形及殘余應(yīng)力至關(guān)重要。此外，對(duì)于機(jī)械表面失效分析也很關(guān)鍵[6]。2024鋁合金廣泛應(yīng)用于航空航天、建筑裝潢中，目前，關(guān)于此材料切削強(qiáng)化的機(jī)理性研究還不是很深入系統(tǒng)。本文以有限元數(shù)值計(jì)算為仿真手段，在對(duì)切削過(guò)程進(jìn)行模擬的基礎(chǔ)上，從微觀塑性力學(xué)的角度揭示切削過(guò)程中表層材料力學(xué)性能的變化機(jī)理。

2 基于仿真技術(shù)的切削過(guò)程機(jī)理分析方案

基于有限元仿真手段，首先建立切削過(guò)程的耦合場(chǎng)分析的有限元模型，在對(duì)切削過(guò)程的應(yīng)力場(chǎng)及溫度場(chǎng)分析結(jié)果的基礎(chǔ)上，對(duì)局部切削點(diǎn)的組織結(jié)構(gòu)在切削過(guò)程中的變化進(jìn)行分析，然后，在有限元仿真分析的基礎(chǔ)上，基于微觀塑性力學(xué)理論，對(duì)材料在切削過(guò)程中的力學(xué)性能變化進(jìn)行機(jī)理上的分析與研究。具體的分析流程如圖1所示。

圖1 切削過(guò)程力學(xué)機(jī)理仿真分析流程

3 切削過(guò)程的有限元分析

3.1 應(yīng)力及溫度分析

建立了切削過(guò)程的熱結(jié)構(gòu)場(chǎng)耦合分析的有限元模型，有限元模型圖如圖2所示，材料選用的是2024鋁合金，初始加工溫度為20℃，選用的刀具為TNMA332，刀具參數(shù)示意圖如圖3所示，各參數(shù)分別為：IC=9.53，T=4.76mm，R=0.8mm，B=13.494mm，H=3.81mm。切削時(shí)，切削參數(shù)為：切削速度為250mm/s，進(jìn)給速度為0.35mm/r，切削深度為 0.3mm。熱傳導(dǎo)系數(shù)為45N·s-1·mm-1·℃-1，切削長(zhǎng)度為3.5mm，剪切摩擦系數(shù)取為0.5，計(jì)算的迭代步數(shù)為10000，在計(jì)算的過(guò)程中，使用網(wǎng)格重劃分技術(shù)。

圖2 切削過(guò)程的有限元模型圖

圖3 刀具參數(shù)示意簡(jiǎn)圖

切削過(guò)程完成時(shí)的結(jié)構(gòu)場(chǎng)的有限元分析結(jié)果如圖4所示，從圖4a 中可見，在局部切削處的等效應(yīng)力很大，應(yīng)力分布極不均勻，從圖4b 中可見，切削區(qū)域處的某點(diǎn)在切削過(guò)程中隨著切削的進(jìn)行應(yīng)力逐漸增大。

切削過(guò)程完成時(shí)的溫度場(chǎng)的有限元分析結(jié)果如圖5所示，從圖5a 中可見，在局部切削處的溫度有很大的升高，在局部最高溫度為327℃，溫度場(chǎng)分布極不均勻，圖4b 中的節(jié)點(diǎn)在切削過(guò)程中的溫度變化如圖5b所示，從圖5b 中可見，該點(diǎn)在切削過(guò)程中隨著切削的進(jìn)行溫度逐漸升高，主要是由摩擦熱及塑性功轉(zhuǎn)化成熱能造成的。

圖5 切削過(guò)程的溫度場(chǎng)的有限元分析結(jié)果

3.2 組織變化分析

在切削過(guò)程的熱結(jié)構(gòu)耦合場(chǎng)分析結(jié)果的基礎(chǔ)上，對(duì)切削過(guò)程中組織結(jié)構(gòu)的微觀變化進(jìn)行了進(jìn)一步計(jì)算，得出切削過(guò)程中切削區(qū)域中局部塑性變形后，在組織結(jié)構(gòu)上的具體變化，如晶粒尺寸、晶界、位錯(cuò)密度等。在計(jì)算過(guò)程中，選取了切削完成時(shí)刻的切削根部點(diǎn)作為微組織結(jié)構(gòu)計(jì)算區(qū)域，并對(duì)遠(yuǎn)離切削區(qū)域的點(diǎn)進(jìn)行計(jì)算。如圖6所示，在計(jì)算過(guò)程中，選取的計(jì)算區(qū)域?yàn)?mm×5mm，放大因子為2。對(duì)比圖6a 和圖6b 可知，在切削過(guò)程中，切削區(qū)域組織結(jié)構(gòu)發(fā)生了較大變化，晶粒尺寸和位錯(cuò)密度顯著增加，所以，在切削區(qū)域發(fā)生了加工硬化現(xiàn)象，而遠(yuǎn)離區(qū)域變化較小。

圖6 組織變化計(jì)算結(jié)果

3.3 力學(xué)機(jī)理分析

切削過(guò)程中組織結(jié)構(gòu)的變化造成了對(duì)其切削表層材料力學(xué)性能主要參數(shù)的影響，如彈性模量、泊松比、屈服應(yīng)力、剛性模量等。切削表層材料的力學(xué)性能變化不僅對(duì)表面的各種力學(xué)性能產(chǎn)生了較大影響，而且對(duì)于其工件表面的加工變形及其中的殘余應(yīng)力產(chǎn)生了較大影響。對(duì)其工件的表面變形及其內(nèi)部殘余應(yīng)力的計(jì)算準(zhǔn)確，需分析其在切削過(guò)程中表層材料力學(xué)性能的變化。

基于微觀塑性力學(xué)理論可知，彈性模量、泊松比在切削過(guò)程中受晶粒結(jié)構(gòu)的變化影響較小，可近似認(rèn)為不發(fā)生變化，而材料的塑性指標(biāo)如屈服應(yīng)力發(fā)生了較大的變化，但剛性模量，即雙線性硬化材料模型的第二條曲線的斜率幾乎不發(fā)生變化。

根據(jù)微觀塑性力學(xué)中的MSG（mechanism-based strain gradient）理論和Hall-prtch 準(zhǔn)則，切削加工后表層材料的屈服應(yīng)力可由式（1）計(jì)算：

其中，σs為材料的初始屈服應(yīng)力（表層材料切削完成后的屈服應(yīng)力）；G為剪切模量；b為Burgers矢量；α0為Taylor系數(shù)，其值約為0.3；ρ為位錯(cuò)密度，產(chǎn)生于材料中的非均勻塑性變形；M為Taylor因子，對(duì)面心立方多晶體（fcc）金屬材料，M=3.06；k為Hall-prtch參數(shù)；d為平均晶粒尺寸[7]。

根據(jù)文中組織分析的有限元計(jì)算結(jié)果、相關(guān)實(shí)驗(yàn)、文獻(xiàn)，σs=250MPa，G=27GPa，b=0.281nm，α0=0.3，M=3.06，ρ=1.4×1013m-2，k=4.8MPa/μm0.5，d=18μm，根據(jù)式（1），計(jì)算得出2024鋁合金表層材料在切削完成時(shí)的屈服應(yīng)力增加了46.42MPa。拉伸實(shí)驗(yàn)圖如圖7所示，圖7b為工程應(yīng)變與工程應(yīng)力的拉伸曲線，由圖7b可見，切削后的試件未做去除應(yīng)力處理與去除應(yīng)力處理后相比，強(qiáng)度略有提升，屈服應(yīng)力處的增加值與文中計(jì)算的增加值的誤差僅為6.75%，與文中分析結(jié)果相符。當(dāng)然，表層材料在切削完成時(shí)的屈服應(yīng)力增加值與各種加工參數(shù)相關(guān)，如切削速度、進(jìn)給量、切削深度等。由此可知，材料經(jīng)過(guò)切削加工后表層材料的塑性力學(xué)性能參數(shù)發(fā)生了較為明顯的變化。

圖7 拉伸實(shí)驗(yàn)圖

鋁合金布氏硬度和抗拉強(qiáng)度轉(zhuǎn)換關(guān)系如下：

2024鋁合金未切削試件的表面硬度實(shí)驗(yàn)檢測(cè)其硬度值的布氏硬度為117，代入式（2）中得其抗拉強(qiáng)度為403.65MPa，切削試件的表面硬度實(shí)驗(yàn)檢測(cè)其硬度值的布氏硬度為131，代入式（2）中得其抗拉強(qiáng)度為451.95MPa，增加了48.3MPa，與根據(jù)式（1）計(jì)算的抗拉強(qiáng)度增加值的理論計(jì)算值的誤差為3.89%，這個(gè)誤差比拉伸實(shí)驗(yàn)的誤差小，表明表面硬度實(shí)驗(yàn)更能直接反映切削后2024鋁合金的表層抗拉強(qiáng)度略有增加，進(jìn)一步驗(yàn)證了本文的仿真和理論分析的準(zhǔn)確性。

綜上所述，經(jīng)過(guò)切削加工后，實(shí)際加工表面的材料力學(xué)性能由于組織結(jié)構(gòu)的變化而發(fā)生了很大變化，尤其其塑性性能指標(biāo)，如屈服應(yīng)力，主要是晶粒尺寸與位錯(cuò)密度造成的，因而，對(duì)加工后的零件進(jìn)行精確分析計(jì)算及對(duì)表面加工變形或殘余應(yīng)力計(jì)算時(shí)，必須考慮晶粒尺寸與位錯(cuò)密度等組織結(jié)構(gòu)的變化造成的表層材料塑性性能變化，并在此基礎(chǔ)上建立動(dòng)態(tài)的本構(gòu)模型，從而對(duì)零件的工作性能及表面的摩擦磨損性能進(jìn)行更精確地分析計(jì)算。

4 結(jié)束語(yǔ)

本文針對(duì)切削過(guò)程中表層材料力學(xué)性能的變化進(jìn)行研究，首先，結(jié)合微觀塑性理論，提出了基于有限元仿真的分析方案，建立了切削過(guò)程的熱結(jié)構(gòu)場(chǎng)耦合分析的有限元模型，并對(duì)典型參數(shù)的切削過(guò)程進(jìn)行了有限元模擬，在切削局部最高溫度為327℃；其次，在此基礎(chǔ)上進(jìn)行了切削過(guò)程中微觀組織的計(jì)算，得到了切削區(qū)域及遠(yuǎn)離切削區(qū)域處的晶粒方向、位錯(cuò)密度、晶界分布，可知，切削區(qū)域組織結(jié)構(gòu)發(fā)生了較大變化，晶粒位錯(cuò)密度顯著增加，其數(shù)值為1.4×1013m-2；最后，基于MSG 理論和Hall-prtch 準(zhǔn)則，通過(guò)計(jì)算，2024鋁合金表層材料在切削完成時(shí)的屈服應(yīng)力增加了46.42MPa，這與實(shí)際測(cè)試結(jié)果相符，誤差僅為6.75%，抗拉強(qiáng)度增加值與表面硬度實(shí)驗(yàn)的檢測(cè)值誤差為3.89%。本文的研究對(duì)切削過(guò)程的精確模擬、表面加工變形的精確計(jì)算、表面摩擦磨損性能的精確分析具有工程應(yīng)用和理論研究?jī)r(jià)值。