基于Oxley-Welsh理論的7075鋁合金干切削過程應變硬化效應研究

蔣宏婉，袁森，岳熙，任仲偉，何林

1貴州理工學院機械工程學院；2貴州大學機械工程學院

1 引言

7075-T651鋁合金因具有良好熱物性能(如高強度、輕質(zhì)量及抗腐蝕等有益性能)，被廣泛用于航空航天領域(如飛機結(jié)構(gòu)件、發(fā)動機齒輪及儀表配件等航空零部件)。切削加工是獲得7075-T651鋁合金零部件最終幾何尺寸的重要成型工藝之一，因而國內(nèi)外相關(guān)研究學者對7075鋁合金的切削過程展開不少研究。Rotella G.[1]分析了加工參數(shù)對7075-T6鋁合金高周疲勞強度的影響，并提出一種考慮表面變化影響的應力修正模型。Gupta M.K.等[2]通過嘗試多種切削條件，獲得有利于降低表面粗糙度的清潔制造方法。Liu J.B.等[3]對比分析了三種涂層刀具對7075鋁合金干切削過程中刀—屑接觸行為，從而獲得刀具磨損特性。Jeong-Suk K.[4]分析了7075鋁合金在切削過程中加工變形與切削條件的關(guān)聯(lián)性，建立了二者的關(guān)系模型。Khani S.等[5]采用微織構(gòu)硬質(zhì)合金車刀切削7075鋁合金以獲得外螺紋結(jié)構(gòu)，分析了刀具前刀面微織構(gòu)參數(shù)對鋁合金切削力的影響規(guī)律。于曉等[6]基于DEFORM軟件采用滿足“三高”特性的本構(gòu)模型建立了7075鋁合金三維切削模型并進行高速切削試驗，獲得刃傾角對切削力和切削溫度的影響情況。在以上7075鋁合金切削過程研究中發(fā)現(xiàn)，加工表面力學性能對其服役能力有重要影響，而切削過程剪切區(qū)力學行為對加工表面力學性能有直接作用。劉梟等[7]基于液氮冷卻方式對7075鋁合金進行正交切削實驗，借助檢測儀器設備表征了加工表面形貌和鱗刺，分析了切削條件對加工表面鱗刺分布的影響。馬猛等[8]基于AdvantEdge軟件對7075-T651鋁合金干切削過程進行數(shù)值模擬，分析切削用量對加工表面殘余應力分布的影響情況，并通過MATLAB軟件的多目標遺傳算法獲得鋁合金優(yōu)化車削參數(shù)。Sedighi M.等[9]分析了拉削參數(shù)對7075-T651鋁合金加工表面完整性的影響情況，發(fā)現(xiàn)表面硬度與拉削參數(shù)密切相關(guān)。Tabei A.等[10]研究了車削工藝參數(shù)對7075鋁合金再結(jié)晶行為的作用機制，發(fā)現(xiàn)合適的切削參數(shù)可獲得所需表層粒度的加工表面。Luo H.等[11]通過有限元方法進行了7075-T651鋁合金在超聲車削試驗，研究了切削參數(shù)對加工表面殘余應力的影響，發(fā)現(xiàn)切削速度和進給量對表面殘余應力影響相對大。Wu Q.等[12]重點關(guān)注7075加工表面殘余應力與表面粗糙度之間的關(guān)系，結(jié)果表明，表面殘余應力隨表面粗糙度的增大而增大。Kouam J.等[13]分析了干切削過程中7075-T6加工表面粗糙度與切削參數(shù)的關(guān)系。Akhtar M.N.等[14]研究了車削參數(shù)對7075鋁合金切削去除率和加工表面粗糙度的影響情況，并根據(jù)檢測結(jié)果對切削參數(shù)進行優(yōu)化。Mail R.A.等[15]重點分析了7075鋁合金銑削過程中的材料去除機制，并揭示了切削條件對加工表面粗糙度的影響規(guī)律。Xu W.F.等[16]研究了焊接參數(shù)對7075鋁合金應變硬化行為的影響，表征了應變硬化特征。塑性金屬材料切削過程中，應變硬化效應對其加工表面力學性能影響尤為顯著，進而影響機件服役特性，因而厘清材料切削過程中應變硬化行為非常必要。楊勇等[17]提出基于正交切削理論的材料本構(gòu)模型構(gòu)建方法，通過切削試驗研究表明，航空鈦合金材料在切削過程中具有明顯的應變硬化特性。Mechtcherine V.[18]對應變硬化對新型復合材料SHCC性能的影響進行研究，結(jié)果表明，該材料在應變硬化過程中具有相對高的剪切硬度，這種特點使得該新型材料在工程應用中能夠加固和修復現(xiàn)有結(jié)構(gòu)。Rojacz H.等[19]對三種不同鋼材在不同沖擊條件下的應變硬化進行研究，試驗結(jié)果表明，在恒定的能量水平下，不同應變速率對鋼材應變硬化行為的影響不可忽略，并為更好地控制應變強化在材料制造中的影響提供理論數(shù)據(jù)。

以上關(guān)于金屬材料應變硬化效應的研究更多關(guān)注金屬材料本身的應變硬化特性，鮮有研究材料應變硬化效應對其切削過程切削模型的影響或者分析在7075航空鋁合金切削過程的研究中假設材料不發(fā)生應變硬化。而實際切削過程中，工件材料的應變硬化行為對切削模型有著不可忽略的影響。

本文基于Oxley-Welsh理論(可變流動應力理論)，考慮剪切區(qū)尺寸效應，建立了7075-T651航空鋁合金干車削過程剪切區(qū)模型。考慮材料應變硬化效應，根據(jù)切削試驗數(shù)據(jù)分析研究了切削用量對工件材料(7075-T651鋁合金)剪切區(qū)應力應變的影響規(guī)律，對剪切區(qū)尺寸效應和材料應變硬化效應及兩種效應對切削模型的影響規(guī)律都作了合理分析和解釋。

2 基于Oxley-Welsh理論的切削模型

(a)剪切區(qū)模型 (b)剪切區(qū)元素

圖1a中，φ為剪切角，γ0為刀具前角，β為摩擦角，a為切削厚度，θ為切削合力Frγ與AB的夾角，vc為切削速度，AB、CD和EF為剪切面，ΔL1為剪切區(qū)寬度，ΔL2為剪切區(qū)元素AB向長度，ε為剪切區(qū)平均長寬比，則有

φ=θ+γ0-β

(1)

a=fcosψr

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

根據(jù)克塞西格魯和中山一雄在高速切削及依那霍洛、帕爾麥和奧克斯利等試驗結(jié)果，剪切區(qū)平均長寬比ε=6～12[20]。

設材料經(jīng)過剪切區(qū)的時間為Δt，則剪應變率為

(8)

(9)

圖1b為平面應變狀態(tài)，AB上的剪應力為剪切流動應力k，正應力為靜水壓應力p。由于應變硬化、剪應變等原因，剪切流動應力和靜水壓應力必將發(fā)生變化。

設沿AB法向剪切流動應力總變化為Δk，沿AB向靜水壓應力總變化為Δp，pA和pB分別是A點和B點處的靜水壓應力，考慮剪切區(qū)元素的平衡，則有

(10)

(11)

根據(jù)Oxley-Welsh理論，作一條與AB相鄰的剪切線A1A2A3B1，其中A3B1∥AB(見圖2a)，A1A2A3B1作為一條最大剪切應力線必須與自由表面AA1相交成45°，同時三角區(qū)AA2A3內(nèi)的靜水壓應力等于剪切流動應力。

(a)剪切區(qū)A處元素 (b)剪應力應變簡化曲線

考慮元素AA2A3的平衡，則有

(12)

若將工件材料的剪切流動應力-剪應變曲線簡化到圖2b中，則

Δk=mγ

(13)

式中，m表示剪切區(qū)在平均剪應變速率時塑性應力—應變曲線的斜率；γ表示沿EF的剪應變。

因此有

(14)

(15)

式中，k0為初始剪切流動應力；pa為剪切區(qū)的平均靜水壓應力；m和k0可根據(jù)克塞西格魯?shù)难芯砍晒M行取值。

最終可計算出剪切區(qū)的剪切流動應力k和平均靜水壓應力pa，根據(jù)式(1)、式(2)和式(7)，得出Oxley-Welsh切削模型為

(16)

(17)

3 切削試驗方案設計與數(shù)據(jù)采集

采用硬質(zhì)合金無涂層車刀切削φ80mm的7075-T651航空鋁合金棒料，刀具和工件機械性能如表1所示，刀具幾何角度如表2所示。

表1 材料性能參數(shù)

表2 刀具幾何角度

在C-6136HK數(shù)控車床上進行試驗，通過設計配套的刀桿、刀架和定位底座，對Kistler測力系統(tǒng)進行組裝，合理搭建切削試驗平臺(見圖3)。

(a)切削試驗平臺

(b)切削力測量系統(tǒng)

結(jié)合研究對象特點、切削條件及試驗方案可行性，設計如表3所示試驗方案，根據(jù)試驗方案將工件預處理為多槽環(huán)形，預處理方案如圖3a所示。

表3 切削試驗方案

在該切削試驗過程中，收集每組試驗的切屑，選取相對合適切屑段通過冷鑲方法進行鑲樣及磨拋，借助光學顯微鏡進行切屑厚度測量，選取每組切屑樣品中相對均勻的截面區(qū)段，在三個不同位置處分別測量1次，共測3次數(shù)據(jù)，取算術(shù)平均值為該組試驗的切屑厚度值ac。

4 試驗結(jié)果與分析

4.1 切屑厚度檢測

根據(jù)上述切削試驗方案和切屑處理方案，得出切屑厚度隨切削用量的變化規(guī)律(見圖4)。

(a)不同切削速度下的切屑厚度

(b)不同進給量下的切屑厚度

(c)不同切削深度下的切屑厚度

(d)切削用量對切削厚度的影響程度

如圖4a所示，在7075-T651航空鋁合金干切削過程中較低切削速度會產(chǎn)生相對大的切屑厚度，隨著切削速度的增大到160m/min后，切削速度越大，產(chǎn)生的切屑厚度反而越小。在進給量<0.15mm/r時，切屑厚度隨著進給量的增大而增大，而當進給量>0.15mm/r后，切屑厚度與進給量呈負相關(guān)，即切屑厚度隨著進給量的增大而減小(見圖4b)。

相較于切削速度和進給量，切削深度對切屑厚度的影響明顯減小，隨著切削深度從0.05mm遞增到0.25mm，切屑厚度并無較大變化，最大幅值為77.31mm，僅為切削速度和進給量變化帶來的最大切屑厚度差的33.7%和23.5%(見圖4d)。從變化幅值來看，進給量的變化對切屑厚度的影響最為顯著，其次是切削速度，切削深度的影響相對最弱。根據(jù)Oxley-Welsh切削理論，切屑厚度對后期分析切削用量對7075鋁合金干切削過程應變硬化行為的影響有重要作用，因而可為通過調(diào)整切削用量及其產(chǎn)生的切屑厚度來實現(xiàn)調(diào)控應變硬化行為提供理論依據(jù)。

4.2 切削用量對剪切區(qū)力學行為影響

根據(jù)上述Oxley-Welsh切削模型和切削試驗數(shù)據(jù)得出切削用量分別對剪切區(qū)寬度、剪應變率、剪切流動應力和靜水壓應力的影響規(guī)律(見圖5和圖6)。

(a)切削速度對剪切區(qū)寬度的影響

(b)切削速度對剪應變率的影響

(c)進給量對剪切區(qū)寬度的影響

(d)進給量對剪應變率的影響

(e)切削深度對剪切區(qū)寬度的影響

(f)切削深度對剪應變率的影響

由圖5a、圖5c和圖5e可知，切削速度、進給量和切削深度對剪切區(qū)平均寬度的影響規(guī)律與對切屑厚度的影響比較相似，切削速度160m/min是其與剪切區(qū)平均寬度正、負相關(guān)的轉(zhuǎn)折點，若小于160m/min，二者呈正相關(guān)；若大于160m/min，二者呈負相關(guān)；同樣，進給量0.15mm/r是其與剪切區(qū)平均寬度正、負相關(guān)的轉(zhuǎn)折點，若進給量小于0.15mm/r，隨著進給量的增大，剪切區(qū)平均寬度也增大，若進給量超過0.15mm/r后，剪切區(qū)平均寬度隨著進給量的增大先減小后趨于平穩(wěn)；切削深度對剪切區(qū)平均寬度影響相對不明顯。

在切屑厚度和剪切區(qū)寬度的共同影響下，該區(qū)域剪應變率也隨之呈現(xiàn)一定規(guī)律。結(jié)合圖5b、圖5d和圖5f發(fā)現(xiàn)，切削速度越大，應變率越大，尤其當切削速度大于240m/min后，剪切區(qū)剪應變率驟然增大，最大增率達到101%；進給量對剪應變率的影響則正好相反，進給量越低，剪應變率越大，尤其當進給量小于0.15mm/r時，隨著進給量的增大，剪應變率急劇下降；當進給量大于0.15 mm/r后，剪應變率稍有回升，最終趨于平穩(wěn)；同樣，切削深度對剪切區(qū)剪應變率影響甚微，可忽略不計。

在圖4和圖5處理結(jié)果的基礎上，結(jié)合式(10)～式(17)可獲得切削參數(shù)對靜水壓應力和剪切流動應力的影響規(guī)律(見圖6a、圖6c和圖6e)，7075鋁合金在干切削過程中應變硬化效應由剪切區(qū)材料單元的應變硬化行為決定，而材料單元的應變硬化行為主要取決于單元本身的微變形程度，材料單元的微變形則是由靜水壓應力和剪切流動應力共同決定，因而有必要分析二者的相對大小，即靜水壓應力與剪切流動應力的應力差(簡稱靜剪差，見圖6b、圖6d及圖6f)。

(a)切削速度對應力的影響

(b)靜剪差隨切削速度的變化

(c)進給量對應力的影響

(d)靜剪差隨進給量的變化

(e)切削深度對應力的影響

(f)靜剪差隨切削深度的變化

由圖6可知，在任何切削用量下，剪切區(qū)材料單元所受靜水壓應力均大于剪切流動應力，因而靜剪差均為正值。靜水壓應力越大，說明材料單元發(fā)生塑性變形越小，越均勻，即應變硬化效應越明顯；剪切流動應力越大，材料單元剪切滑移越明顯，即熱軟化效應越強烈。進一步分析可發(fā)現(xiàn)，隨著切削速度的增加，最大靜剪差出現(xiàn)在切削速度為160m/min和240m/min時，最小靜剪差出現(xiàn)在320m/min時，說明過高和過低的切削速度都不利于材料形成均勻塑性變形。結(jié)合圖6c和圖6d發(fā)現(xiàn)，隨著進給量的增加，靜剪差隨之減小，在進給量小于0.15mm/r后，減小速率明顯增大，最大靜剪差(達到146.03Pa)出現(xiàn)在進給量為0.05mm/r時。在進給量研究范圍內(nèi)，靜剪差最大差幅達50.2%，說明進給量越小，7075鋁合金干切削過程應變硬化效應越明顯，反之越弱。

對比圖6e和圖6f發(fā)現(xiàn)，切削深度對靜剪差的作用較切削速度和進給速度相對穩(wěn)定，最大靜剪差出現(xiàn)在切削深度為0.2mm時，而最小靜剪差出現(xiàn)在切削深度為0.25mm時，但相較于切削速度和進給量對靜剪差的影響，變化幅值均較小。顯然，切削深度對靜剪差影響并不顯著，進給量對靜剪差的影響最大，其次是切削速度。進而說明，可通過改變進給量和切削速度來實現(xiàn)對7075-T651鋁合金干切削過程應變硬化行為的調(diào)控。

4.3 干車削過程的切削模型

建立切削模型，結(jié)合切削試驗數(shù)據(jù)，可得到7075-T651鋁合金干車削過程剪切角φ與β-γ0的關(guān)系，如圖7所示。

圖7 φ與β-γ0的關(guān)系

根據(jù)圖7可得7075-T651鋁合金切削過程的切削模型為

φ=-0.6807(β-γ0)+44.606

(18)

該切削模型與工件材料加工性能直接相關(guān)，當?shù)毒咔敖呛湍Σ两墙o定時，通過確定的切削方程即可求出剪切角，從而可進行工件材料剪切區(qū)力學關(guān)系求解及其他相關(guān)參數(shù)計算。

基于上述研究數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，7075-T651鋁合金干切削過程切削用量與剪切區(qū)應力應變行為之間有嚴密的關(guān)聯(lián)性。切削用量直接影響干切削過程剪切區(qū)材料單元的應力應變行為，從而影響其應變硬化效應。7075-T651鋁合金在干切削過程中應變硬化效應由剪切區(qū)材料單元的應變硬化行為決定，而材料單元的應變硬化行為受到靜剪差的顯著作用。

由圖7可知，剪切區(qū)材料單元受到的靜剪差越大，即靜水壓應力遠大于剪切流動應力，該材料單元的應變硬化行為越劇烈，經(jīng)過剪切區(qū)的剪切滑移和遏制重排，即尺寸效應和應變硬化效應相互作用且應變硬化效應占主導，最終導致加工表面硬度差異化。反之，若材料單元所受到的靜剪差越小，其應變硬化行為相對越弱，即尺寸效應與應變硬化效應的作用效果差異微小，甚至沒有變化。

5 結(jié)語

通過搭建切削試驗平臺對7075-T651航空鋁合金在干車削過程其應變硬化效應和剪切區(qū)尺寸效應對切削模型的影響及切削用量對工件材料剪切區(qū)應力應變行為的影響進行深入研究，在此基礎上建立7075-T651鋁合金在干車削過程的切削模型。通過以上切削試驗與理論計算相結(jié)合的分析研究，得出如下結(jié)論。

(1)已知刀具前角和摩擦角時，通過本研究所建立7075-T651鋁合金材料在車削過程的切削模型即可求出剪切角，從而進行工件材料剪切區(qū)力學關(guān)系求解及其他相關(guān)參數(shù)計算。

(2)剪切區(qū)材料單元受到的靜剪差越大，該材料單元的應變硬化行為越劇烈，經(jīng)過剪切區(qū)的剪切滑移和遏制重排，尺寸效應和應變硬化效應相互作用且應變硬化占主導。

(3)從切削用量對材料剪切區(qū)剪切流動應力和靜水壓應力的影響規(guī)律可以看出，當7075-T651鋁合金在切削用量為vc=240m/min，f=0.05mm/r，ap=0.15mm的條件下進行干車削加工時，所得工件均勻塑性變形最好，在服役過程中承載能力相對最強。