蔣宏婉，袁森，岳熙，任仲偉，何林

1貴州理工學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院；2貴州大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院

1 引言

7075-T651鋁合金因具有良好熱物性能(如高強(qiáng)度、輕質(zhì)量及抗腐蝕等有益性能)，被廣泛用于航空航天領(lǐng)域(如飛機(jī)結(jié)構(gòu)件、發(fā)動(dòng)機(jī)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(guó)內(nèi)外相關(guān)研究學(xué)者對(duì)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(duì)7075-T6鋁合金高周疲勞強(qiáng)度的影響，并提出一種考慮表面變化影響的應(yīng)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(duì)比分析了三種涂層刀具對(duì)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(duì)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(jìn)行高速切削試驗(yàn)，獲得刃傾角對(duì)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(xué)性能對(duì)其服役能力有重要影響，而切削過程剪切區(qū)力學(xué)行為對(duì)加工表面力學(xué)性能有直接作用。劉梟等[7]基于液氮冷卻方式對(duì)7075鋁合金進(jìn)行正交切削實(shí)驗(yàn)，借助檢測(cè)儀器設(shè)備表征了加工表面形貌和鱗刺，分析了切削條件對(duì)加工表面鱗刺分布的影響。馬猛等[8]基于AdvantEdge軟件對(duì)7075-T651鋁合金干切削過程進(jìn)行數(shù)值模擬，分析切削用量對(duì)加工表面殘余應(yīng)力分布的影響情況，并通過MATLAB軟件的多目標(biāo)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(duì)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(duì)7075鋁合金再結(jié)晶行為的作用機(jī)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(jìn)行了7075-T651鋁合金在超聲車削試驗(yàn)，研究了切削參數(shù)對(duì)加工表面殘余應(yīng)力的影響，發(fā)現(xiàn)切削速度和進(jìn)給量對(duì)表面殘余應(yīng)力影響相對(duì)大。Wu Q.等[12]重點(diǎn)關(guān)注7075加工表面殘余應(yīng)力與表面粗糙度之間的關(guān)系，結(jié)果表明，表面殘余應(yīng)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(duì)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(cè)結(jié)果對(duì)切削參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。Mail R.A.等[15]重點(diǎn)分析了7075鋁合金銑削過程中的材料去除機(jī)制，并揭示了切削條件對(duì)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(duì)7075鋁合金應(yīng)變硬化行為的影響，表征了應(yīng)變硬化特征。塑性金屬材料切削過程中，應(yīng)變硬化效應(yīng)對(duì)其加工表面力學(xué)性能影響尤為顯著，進(jìn)而影響機(jī)件服役特性，因而厘清材料切削過程中應(yīng)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(yàn)研究表明，航空鈦合金材料在切削過程中具有明顯的應(yīng)變硬化特性。Mechtcherine V.[18]對(duì)應(yīng)變硬化對(duì)新型復(fù)合材料SHCC性能的影響進(jìn)行研究，結(jié)果表明，該材料在應(yīng)變硬化過程中具有相對(duì)高的剪切硬度，這種特點(diǎn)使得該新型材料在工程應(yīng)用中能夠加固和修復(fù)現(xiàn)有結(jié)構(gòu)。Rojacz H.等[19]對(duì)三種不同鋼材在不同沖擊條件下的應(yīng)變硬化進(jìn)行研究，試驗(yàn)結(jié)果表明，在恒定的能量水平下，不同應(yīng)變速率對(duì)鋼材應(yīng)變硬化行為的影響不可忽略，并為更好地控制應(yīng)變強(qiáng)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(yīng)變硬化效應(yīng)的研究更多關(guān)注金屬材料本身的應(yīng)變硬化特性，鮮有研究材料應(yīng)變硬化效應(yīng)對(duì)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(shè)材料不發(fā)生應(yīng)變硬化。而實(shí)際切削過程中，工件材料的應(yīng)變硬化行為對(duì)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(dòng)應(yīng)力理論)，考慮剪切區(qū)尺寸效應(yīng)，建立了7075-T651航空鋁合金干車削過程剪切區(qū)模型?？紤]材料應(yīng)變硬化效應(yīng)，根據(jù)切削試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析研究了切削用量對(duì)工件材料(7075-T651鋁合金)剪切區(qū)應(yīng)力應(yīng)變的影響規(guī)律，對(duì)剪切區(qū)尺寸效應(yīng)和材料應(yīng)變硬化效應(yīng)及兩種效應(yīng)對(duì)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(zhǎng)度，ε為剪切區(qū)平均長(zhǎng)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(yàn)結(jié)果，剪切區(qū)平均長(zhǎng)寬比ε=6～12[20]。

設(shè)材料經(jīng)過剪切區(qū)的時(shí)間為Δt，則剪應(yīng)變率為

(8)

(9)

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

設(shè)沿AB法向剪切流動(dòng)應(yīng)力總變化為Δk，沿AB向靜水壓應(yīng)力總變化為Δp，pA和pB分別是A點(diǎn)和B點(diǎn)處的靜水壓應(yīng)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(yīng)力線必須與自由表面AA1相交成45°，同時(shí)三角區(qū)AA2A3內(nèi)的靜水壓應(yīng)力等于剪切流動(dòng)應(yīng)力。

(a)剪切區(qū)A處元素 (b)剪應(yīng)力應(yīng)變簡(jiǎn)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(dòng)應(yīng)力-剪應(yīng)變曲線簡(jiǎn)化到圖2b中，則

Δk=mγ

(13)

式中，m表示剪切區(qū)在平均剪應(yīng)變速率時(shí)塑性應(yīng)力—應(yīng)變曲線的斜率；γ表示沿EF的剪應(yīng)變。

因此有

(14)

(15)

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

最終可計(jì)算出剪切區(qū)的剪切流動(dòng)應(yīng)力k和平均靜水壓應(yīng)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(yàn)方案設(shè)計(jì)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(jī)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(jìn)行試驗(yàn)，通過設(shè)計(jì)配套的刀桿、刀架和定位底座，對(duì)Kistler測(cè)力系統(tǒng)進(jìn)行組裝，合理搭建切削試驗(yàn)平臺(tái)(見圖3)。

(a)切削試驗(yàn)平臺(tái)

(b)切削力測(cè)量系統(tǒng)

結(jié)合研究對(duì)象特點(diǎn)、切削條件及試驗(yàn)方案可行性，設(shè)計(jì)如表3所示試驗(yàn)方案，根據(jù)試驗(yàn)方案將工件預(yù)處理為多槽環(huán)形，預(yù)處理方案如圖3a所示。

表3 切削試驗(yàn)方案

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

4 試驗(yàn)結(jié)果與分析

4.1 切屑厚度檢測(cè)

根據(jù)上述切削試驗(yàn)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(jìn)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(duì)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(huì)產(chǎn)生相對(duì)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(jìn)給量<0.15mm/r時(shí)，切屑厚度隨著進(jìn)給量的增大而增大，而當(dāng)進(jìn)給量>0.15mm/r后，切屑厚度與進(jìn)給量呈負(fù)相關(guān)，即切屑厚度隨著進(jìn)給量的增大而減小(見圖4b)。

相較于切削速度和進(jìn)給量，切削深度對(duì)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(jìn)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(jìn)給量的變化對(duì)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(duì)最弱。根據(jù)Oxley-Welsh切削理論，切屑厚度對(duì)后期分析切削用量對(duì)7075鋁合金干切削過程應(yīng)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(shí)現(xiàn)調(diào)控應(yīng)變硬化行為提供理論依據(jù)。

4.2 切削用量對(duì)剪切區(qū)力學(xué)行為影響

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

(a)切削速度對(duì)剪切區(qū)寬度的影響

(b)切削速度對(duì)剪應(yīng)變率的影響

(c)進(jìn)給量對(duì)剪切區(qū)寬度的影響

(d)進(jìn)給量對(duì)剪應(yīng)變率的影響

(e)切削深度對(duì)剪切區(qū)寬度的影響

(f)切削深度對(duì)剪應(yīng)變率的影響

由圖5a、圖5c和圖5e可知，切削速度、進(jìn)給量和切削深度對(duì)剪切區(qū)平均寬度的影響規(guī)律與對(duì)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(fù)相關(guān)的轉(zhuǎn)折點(diǎn)，若小于160m/min，二者呈正相關(guān)；若大于160m/min，二者呈負(fù)相關(guān)；同樣，進(jìn)給量0.15mm/r是其與剪切區(qū)平均寬度正、負(fù)相關(guān)的轉(zhuǎn)折點(diǎn)，若進(jìn)給量小于0.15mm/r，隨著進(jìn)給量的增大，剪切區(qū)平均寬度也增大，若進(jìn)給量超過0.15mm/r后，剪切區(qū)平均寬度隨著進(jìn)給量的增大先減小后趨于平穩(wěn)；切削深度對(duì)剪切區(qū)平均寬度影響相對(duì)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(yīng)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(yīng)變率越大，尤其當(dāng)切削速度大于240m/min后，剪切區(qū)剪應(yīng)變率驟然增大，最大增率達(dá)到101%；進(jìn)給量對(duì)剪應(yīng)變率的影響則正好相反，進(jìn)給量越低，剪應(yīng)變率越大，尤其當(dāng)進(jìn)給量小于0.15mm/r時(shí)，隨著進(jìn)給量的增大，剪應(yīng)變率急劇下降；當(dāng)進(jìn)給量大于0.15 mm/r后，剪應(yīng)變率稍有回升，最終趨于平穩(wěn)；同樣，切削深度對(duì)剪切區(qū)剪應(yīng)變率影響甚微，可忽略不計(jì)。

在圖4和圖5處理結(jié)果的基礎(chǔ)上，結(jié)合式(10)～式(17)可獲得切削參數(shù)對(duì)靜水壓應(yīng)力和剪切流動(dòng)應(yīng)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(yīng)變硬化效應(yīng)由剪切區(qū)材料單元的應(yīng)變硬化行為決定，而材料單元的應(yīng)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(yīng)力和剪切流動(dòng)應(yīng)力共同決定，因而有必要分析二者的相對(duì)大小，即靜水壓應(yīng)力與剪切流動(dòng)應(yīng)力的應(yīng)力差(簡(jiǎn)稱靜剪差，見圖6b、圖6d及圖6f)。

(a)切削速度對(duì)應(yīng)力的影響

(b)靜剪差隨切削速度的變化

(c)進(jìn)給量對(duì)應(yīng)力的影響

(d)靜剪差隨進(jìn)給量的變化

(e)切削深度對(duì)應(yīng)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(yīng)力均大于剪切流動(dòng)應(yīng)力，因而靜剪差均為正值。靜水壓應(yīng)力越大，說明材料單元發(fā)生塑性變形越小，越均勻，即應(yīng)變硬化效應(yīng)越明顯；剪切流動(dòng)應(yīng)力越大，材料單元剪切滑移越明顯，即熱軟化效應(yīng)越強(qiáng)烈。進(jìn)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(shí)，最小靜剪差出現(xiàn)在320m/min時(shí)，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(jìn)給量的增加，靜剪差隨之減小，在進(jìn)給量小于0.15mm/r后，減小速率明顯增大，最大靜剪差(達(dá)到146.03Pa)出現(xiàn)在進(jìn)給量為0.05mm/r時(shí)。在進(jìn)給量研究范圍內(nèi)，靜剪差最大差幅達(dá)50.2%，說明進(jìn)給量越小，7075鋁合金干切削過程應(yīng)變硬化效應(yīng)越明顯，反之越弱。

對(duì)比圖6e和圖6f發(fā)現(xiàn)，切削深度對(duì)靜剪差的作用較切削速度和進(jìn)給速度相對(duì)穩(wěn)定，最大靜剪差出現(xiàn)在切削深度為0.2mm時(shí)，而最小靜剪差出現(xiàn)在切削深度為0.25mm時(shí)，但相較于切削速度和進(jìn)給量對(duì)靜剪差的影響，變化幅值均較小。顯然，切削深度對(duì)靜剪差影響并不顯著，進(jìn)給量對(duì)靜剪差的影響最大，其次是切削速度。進(jìn)而說明，可通過改變進(jìn)給量和切削速度來實(shí)現(xiàn)對(duì)7075-T651鋁合金干切削過程應(yīng)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(yàn)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(dāng)?shù)毒咔敖呛湍Σ两墙o定時(shí)，通過確定的切削方程即可求出剪切角，從而可進(jìn)行工件材料剪切區(qū)力學(xué)關(guān)系求解及其他相關(guān)參數(shù)計(jì)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(yīng)力應(yīng)變行為之間有嚴(yán)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(yīng)力應(yīng)變行為，從而影響其應(yīng)變硬化效應(yīng)。7075-T651鋁合金在干切削過程中應(yīng)變硬化效應(yīng)由剪切區(qū)材料單元的應(yīng)變硬化行為決定，而材料單元的應(yīng)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(yīng)力遠(yuǎn)大于剪切流動(dòng)應(yīng)力，該材料單元的應(yīng)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(yīng)和應(yīng)變硬化效應(yīng)相互作用且應(yīng)變硬化效應(yīng)占主導(dǎo)，最終導(dǎo)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(yīng)變硬化行為相對(duì)越弱，即尺寸效應(yīng)與應(yīng)變硬化效應(yīng)的作用效果差異微小，甚至沒有變化。

5 結(jié)語(yǔ)

通過搭建切削試驗(yàn)平臺(tái)對(duì)7075-T651航空鋁合金在干車削過程其應(yīng)變硬化效應(yīng)和剪切區(qū)尺寸效應(yīng)對(duì)切削模型的影響及切削用量對(duì)工件材料剪切區(qū)應(yīng)力應(yīng)變行為的影響進(jìn)行深入研究，在此基礎(chǔ)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(yàn)與理論計(jì)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(shí)，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(jìn)行工件材料剪切區(qū)力學(xué)關(guān)系求解及其他相關(guān)參數(shù)計(jì)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(yīng)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(yīng)和應(yīng)變硬化效應(yīng)相互作用且應(yīng)變硬化占主導(dǎo)。

(3)從切削用量對(duì)材料剪切區(qū)剪切流動(dòng)應(yīng)力和靜水壓應(yīng)力的影響規(guī)律可以看出，當(dāng)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(jìn)行干車削加工時(shí)，所得工件均勻塑性變形最好，在服役過程中承載能力相對(duì)最強(qiáng)。