魯仁剛,蔡家斌

(貴州大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,貴陽(yáng) 550000)

0 引言

鎳基單晶高溫合金因其在高溫高壓條件下具有優(yōu)異的蠕變、抗氧化和耐腐蝕性能,長(zhǎng)期以來(lái)一直是航空渦輪和工業(yè)燃?xì)獍l(fā)動(dòng)機(jī)葉片的主要制造材料[1-2]。渦輪葉片總是工作在高壓氣流、高溫燃?xì)夂透哳l振動(dòng)等極端惡劣的環(huán)境中,導(dǎo)致其表面極易損傷甚至斷裂,這對(duì)渦輪葉片的加工質(zhì)量提出了嚴(yán)苛的要求[3-4]。在渦輪葉片的加工過(guò)程中,由于鎳基單晶高溫合金的晶體取向存在明顯的各向異性,導(dǎo)致沿不同加工方向的加工質(zhì)量存在較大差異[5]。研究材料的微觀變形機(jī)理是提高加工質(zhì)量的前提和關(guān)鍵。因此,探索鎳基單晶高溫合金各向異性在切削過(guò)程中的微觀演化機(jī)制將有助于優(yōu)化加工參數(shù)進(jìn)行工藝-結(jié)構(gòu)-性能控制。

分子動(dòng)力學(xué)(MD)模擬因其在納米尺度下能夠分析完整的材料結(jié)構(gòu)演化過(guò)程而得到廣泛應(yīng)用,特別是對(duì)材料加工過(guò)程中的工藝參數(shù)優(yōu)化和沿晶體學(xué)方向切割等方面具有獨(dú)特的優(yōu)勢(shì)[6-15]。近年來(lái),在各向異性單晶金屬材料的加工領(lǐng)域,研究人員采用了納米切割、納米磨削等加工方式對(duì)單晶鐵[6]、單晶鎢[7]、單晶銅[8]、單晶鋁[9]進(jìn)行了MD模擬研究,從單晶材料的相變、殘余應(yīng)力、表面形貌等方面分析了晶體取向的影響規(guī)律。隨著鎳基合金切削機(jī)理的MD模擬研究越來(lái)越多,對(duì)其微觀變形機(jī)制有了更加深入的了解,例如:加工硬化機(jī)理[10]、擴(kuò)散機(jī)制[11]、位錯(cuò)演化機(jī)制[12]等。在鎳基單晶高溫合金各向異性特征區(qū)域中,LI等[13]結(jié)合MD模擬、槽銑削實(shí)驗(yàn)和滑移線場(chǎng)理論,得出沿[110]晶向加工工件的銑削性能最佳。HAO、LOU等[12,14-15]建立了鎳基單晶合金原子的、接近原子尺度的切削模型,分析了材料各向異性對(duì)工件亞表面缺陷演化的影響,并研究了工件內(nèi)部缺陷的類型、數(shù)量、變形面積,研究發(fā)現(xiàn)沿(111)[10-1]晶體取向切削工件可獲得高質(zhì)量的加工表面以及當(dāng)發(fā)射角θ=π/2對(duì)位錯(cuò)發(fā)射最有利。綜上所述,鎳基單晶高溫合金各向異性的亞表面缺陷和位錯(cuò)演化研究取得了一定的成果。

在納米切削加工單晶材料過(guò)程中,合理的加工方向可以有效地提高工件的表面質(zhì)量。本文建立了金剛石納米切割鎳基單晶高溫合金在不同典型晶體取向下的MD模型,分析了金剛石納米切割工件的表面生成機(jī)制、切削力、溫度與應(yīng)力。

1 理論方法

創(chuàng)建金剛石刀具納米切割鎳基單晶高溫合金MD仿真模擬模型,如圖1所示。切削刀具是金剛石立方結(jié)構(gòu),晶格常數(shù)為3.57 ?,包含19 484個(gè)原子,被視作剛體。工件是FCC結(jié)構(gòu),晶格常數(shù)為3.52 ?。由于鎳基合金的化學(xué)成分復(fù)雜,為了提高計(jì)算效率,選取含量最多的鎳、鐵、鉻3種元素作為工件成分,其中鎳、鐵、鉻各占51%、32%和17%[16]。為了消除模型尺寸影響,y方向設(shè)置為周期性邊界條件,x和z方向設(shè)置為非周期性邊界條件。MD仿真模型的具體切削參數(shù)如表1所示。

表1 MD仿真切削參數(shù)

圖1 納米切削MD模型

Ni-Fe-Cr高溫合金工件由3部分組成:邊界原子層、恒溫原子層、牛頓原子層。邊界原子層的目的是保持晶格的對(duì)稱性和消除邊界效應(yīng)。在以往加工中,剪切變形、切屑與刀具前刀面之間以及已加工表面與后刀面之間摩擦生成的大部分熱量被切屑和切削液帶走,其余熱量通過(guò)熱傳導(dǎo)進(jìn)入刀具和工件內(nèi)部[7]。由于MD切削模型是納米量級(jí),以至于無(wú)法實(shí)現(xiàn)大量散熱。因此在模擬計(jì)算的每一步,恒溫原子層的原子通過(guò)調(diào)整原子速度可以實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)過(guò)程和環(huán)境之間的熱傳導(dǎo),確保合理的外熱傳導(dǎo)。恒溫原子層原子遵循Berendsen恒溫動(dòng)力學(xué)。牛頓原子層為切削加工區(qū)域,牛頓原子層的原子遵守牛頓第二定律,velocity-Verlet算法用于求解這些牛頓運(yùn)動(dòng)方程。在進(jìn)行切削加工之前,采用共軛梯度法將仿真模型進(jìn)行能量最小化,然后使用NVT系綜在297 K溫度條件下弛豫100 ps,獲得在弛豫過(guò)程的熱力學(xué)平衡。采用NVE系綜進(jìn)行切削模擬。

所有MD納米切削代碼采用大規(guī)模原子/分子大規(guī)模并行模擬器(LAMMPS)[10-11]進(jìn)行仿真模擬,原子軌跡處理結(jié)果通過(guò)可視化軟件OVITO顯示[14-16]。

勢(shì)函數(shù)決定了物質(zhì)的性質(zhì),極大地影響著分子動(dòng)力學(xué)模擬的精度。因此,選取合適的勢(shì)函數(shù)至關(guān)重要。在MD模擬中,通過(guò)采用嵌入原子法(EAM)勢(shì)[17-18]和Morse勢(shì)[10-11]等混合勢(shì)來(lái)描述納米切削模型中原子之間相互作用力。

金屬材料在切削過(guò)程中的應(yīng)力狀態(tài)通過(guò)采用靜水應(yīng)力和馮米塞斯應(yīng)力來(lái)表征,可以反映工件材料的局部塑性變形。靜水應(yīng)力公式[19]和馮米塞斯應(yīng)力公式[20]分別為:

(1)

(2)

式中:σxx、σyy、σzz表示正應(yīng)力,τxy、τxz、τyz表示切應(yīng)力。在切削過(guò)程中計(jì)算工件的溫度分布采取Boltzmann-Einstein方程[21],得到:

(3)

式中:mi表示i原子的質(zhì)量,vi表示i原子的速度,N表示系統(tǒng)中的原子數(shù),波爾茲曼常數(shù)Kb=1.3806503×10-23J/K。

2 結(jié)果與討論

2.1 表面生成機(jī)制

沿不同加工方向切削Ni-Fe-Cr高溫合金工件得到的表面形貌如圖2所示,其中圖2a1～圖2d1為xy平面加工表面形貌變化視圖,圖2a2～圖2d2為xz平面納米切削的放大視圖。從圖2看出不同晶體取向工件的表面形貌存在較大差異。在刀具的擠壓、剪切的結(jié)合作用下,刀具前端的工件表面原子向上流動(dòng),逐漸與工件表面原子分離形成切屑。隨著刀具持續(xù)向前推進(jìn),其中一部分切屑原子殘留在工件表面并沿到刀具兩側(cè)微量流動(dòng),在已加工槽兩側(cè)形成堆積。刀具底部原子在刀具擠壓下沿z方向向下流動(dòng),造成工件亞表面晶體結(jié)構(gòu)的變化,最終在工件亞表面形成具有一定深度的損傷層。在施加的壓力撤去后,加工表面歷經(jīng)微量的彈性恢復(fù)后形成已加工表面。從圖2a1～圖2d1看出工件表面堆積的不對(duì)稱形態(tài),產(chǎn)生這種結(jié)果是因?yàn)椴煌w取向工件構(gòu)成的FCC晶體結(jié)構(gòu),導(dǎo)致位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)引起的滑移系統(tǒng)存在不同的首選面和方向。比較4組工件,[110]晶體取向工件的位移區(qū)域具有更均勻的原子分布,堆積側(cè)流最小,并且具有與切削方向相同的箭頭方向(表示工件原子在刀具前方滑動(dòng)的方向)和最佳切屑去除效果。其余的[10-1]、[100]和[111]晶體取向工件,它們的位移區(qū)域內(nèi)原子分布極不均勻,箭頭方向與切割方向分別形成44°、45°、42°夾角。材料的側(cè)流增加了加工表面惡化[22]。因此從側(cè)流的角度來(lái)分析,切割[110]晶體取向工件得到的表面質(zhì)量是最好的,切割[111]晶體取向工件得到的表面質(zhì)量是最次的。

圖2 Ni-Fe-Cr高溫合金工件的表面形貌(切割距離l=20 nm)

圖3左圖顯示了不同晶體取向工件的最大切屑高度隨著切削距離的變化。在納米切削加工過(guò)程中,加工過(guò)程分為初始和穩(wěn)定切削階段。在初始切削階段,不同晶體取向工件的最大切削高度(H)值快速增大。這是由于刀具剛開始接觸工件,刀具前刀面工件表面原子逐漸開始凸起,切屑形成從而導(dǎo)致切屑最大高度增大。當(dāng)切削進(jìn)入穩(wěn)定切削階段,除了[111]晶體取向工件的H值出現(xiàn)下降,其他工件的H值都是隨著切削距離緩慢增大。圖3右圖表征了[111]晶體取向的H值下降的放大圖。H值從切削距離為13.1 nm開始下降,直到17.5 nm。這是因?yàn)樵谶@個(gè)階段內(nèi),[111]晶體取向的切屑出現(xiàn)了傾斜式坍塌,導(dǎo)致H值下降,如圖2d1所示。高溫促使切屑發(fā)生軟化,過(guò)高的切屑會(huì)促使切屑底部壓應(yīng)力過(guò)大,最終導(dǎo)致切屑發(fā)生傾斜式坍塌。圖2a2～圖2d2表征了晶體取向?yàn)閇10-1]、[100]、[110]和[111]的工件H值分別為31.7 ?、29.7 ?、34.6 ?、35.4 ?。

圖3 切屑最大高度H隨著切削距離的變化

圖4顯示了[111]晶體取向工件在切削距離分別為13.1 nm、15.3 nm和17.5 nm的切屑坍塌和位錯(cuò)演化視圖。在刀具的剪切作用下,切屑逐漸開始傾向y方向坍塌,如圖4a1～圖4c1所示。y方向的側(cè)向力Fy主要在零線附近波動(dòng)。圖5展示了[111]晶體取向發(fā)生傾斜式坍塌階段前后的部分側(cè)向力。明顯看出當(dāng)H值未下降,Fy基本位于零線以下,其平均值為-12.41 eV/?;當(dāng)H值開始下降,Fy逐漸增大,基本位于零線以上,其平均值為3.44 eV/?。Fy變化的一個(gè)主要原因就是H值的下降。在工件內(nèi)部應(yīng)力作用下,工件內(nèi)發(fā)生位錯(cuò)形核和位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)。圖4a2～圖4c2展示了位錯(cuò)線演化,可以很清晰看到大量的位錯(cuò)出現(xiàn)在工件晶體內(nèi),特別是在刀具與工件接觸區(qū)域,塑性變形非常劇烈。在眾多位錯(cuò)類型中,1/6<112>Shockley位錯(cuò)作為主要的位錯(cuò)類型貫穿著整個(gè)加工過(guò)程,提高了模型的滑移能力,有利于工件發(fā)生塑性變形。在刀具的剪切和擠壓作用下,部分位錯(cuò)獲得足夠的能量滑移到工件表面后消失,形成表面形貌。在切屑下降過(guò)程中,切屑區(qū)域內(nèi)的Shockley位錯(cuò)轉(zhuǎn)化形成梯桿位錯(cuò)和其余位錯(cuò),改變了切屑區(qū)域內(nèi)晶體結(jié)構(gòu),最終導(dǎo)致切屑發(fā)生傾斜式坍塌。

圖4 切屑下降和相對(duì)應(yīng)的位錯(cuò)演化云圖

圖5 部分側(cè)向力Fy隨著切削距離的變化

采用CSP算法[23]對(duì)工件亞表面缺陷層的缺陷深度進(jìn)行深入研究,得到不同晶體取向Ni-Fe-Cr高溫合金工件的缺陷深度云圖如圖6所示。通過(guò)詳細(xì)的原子信息可以得到亞表面缺陷層的最底層和最上層的原子坐標(biāo)值,最上層原子和最底層原子的z坐標(biāo)差值就是亞表面缺陷層的深度[24]。其中最底層原子應(yīng)不包括點(diǎn)缺陷原子,原因是部分點(diǎn)缺陷在弛豫過(guò)程中由于熱振動(dòng)就已經(jīng)存在,而最上層原子存在于刀尖切削過(guò)的平面上。圖6a為Ni-Fe-Cr高溫合金工件在y方向的截面圖和亞表面缺陷層的深度測(cè)量方法示意圖,黑色矩形框表征著亞表面缺陷層,其高度表示亞表面缺陷層深度。根據(jù)此方法可以得出不同晶體取向Ni-Fe-Cr高溫合金工件的深度值依次是圖6c、圖6b、圖6a、圖6d和晶體取向工件的亞表面缺陷層深度分別是42.5 ?、34.4 ?、31.8 ?、47.2 ?。隨著深度的逐漸增大,彈性恢復(fù)的能力逐漸減弱。當(dāng)沿[110]加工方向切削Ni-Fe-Cr高溫合金工件時(shí),得到最小亞表面缺陷層深度及最大彈性恢復(fù)。此外,當(dāng)沿[111]加工方向切削工件時(shí),可得到最大的亞表面缺陷層深度,此時(shí)彈性恢復(fù)幾乎不存在。

圖6 Ni-Fe-Cr高溫合金工件的亞表面缺陷層(切削長(zhǎng)度l=20 nm)

2.2 切削力分析

圖7a和圖7b表征了沿不同晶向切削Ni-Fe-Gr高溫合金工件,切削力分量隨著切割距離增加的變化曲線。為了更清晰地觀測(cè)分析切削力隨著切割距離的變化,顏色較淺的原始數(shù)據(jù)通過(guò)應(yīng)用截止頻率為1.0 Hz的FFT濾波器進(jìn)行平滑處理[25],得到顏色更深線條更粗的實(shí)線曲線。從圖看出不同晶體取向工件的切削力分量的變化曲線大致一樣,切向力Fx和背向力Fz曲線都呈現(xiàn)出兩個(gè)階段:初始階段和穩(wěn)定切削階段。在初始階段,隨著切削距離從0到3 nm(刀尖進(jìn)入工件里),切向力Fx和背向力Fz在這一階段大致呈現(xiàn)線性變化。主要原因是刀具剛開始接觸工件,在前刀面的切屑累積較少,對(duì)刀具的運(yùn)動(dòng)幾乎造成不了阻礙,導(dǎo)致切削力迅速增大。另外一個(gè)原因是工件內(nèi)部位錯(cuò)密度較小,無(wú)位錯(cuò)交叉和位錯(cuò)糾纏,有利于工件發(fā)生塑性變形,切削力快速增大[26]。隨著刀具持續(xù)推進(jìn)到5 nm,刀具側(cè)面與工件表面的接觸面積達(dá)到最大值,導(dǎo)致背向力Fz相對(duì)于切向力Fx增加更加明顯,如圖7a和圖7b所示。當(dāng)切削距離從5 nm到8 nm時(shí),由于切屑逐漸累積和位錯(cuò)交叉和位錯(cuò)糾纏的數(shù)量增加,阻力增大,切削力開始緩慢增加。當(dāng)切削距離大于8 nm時(shí),加工過(guò)程進(jìn)入穩(wěn)定切削階段,切向力和背向力都會(huì)圍繞一個(gè)平均值波動(dòng)。能量的累積與釋放導(dǎo)致了切削力的波動(dòng)[27]。圖7c顯示了不同晶體取向工件的切向力Fx和背向力Fz在穩(wěn)定切削階段內(nèi)的平均值和波動(dòng)值?？梢钥闯鯷110]晶體取向工件的平均切削力最小,其次為[100]晶體取向工件,[10-1]晶體取向工件的平均切削力最大。這是因?yàn)閇10-1](111)晶向構(gòu)成了FCC晶體結(jié)構(gòu)的一個(gè)滑移體系,容易產(chǎn)生更多的位錯(cuò)交叉、位錯(cuò)纏結(jié)和切屑,造成了切削力較大[7]。[100]和[110]晶體取向工件的切削力波動(dòng)值基本相同且較小, 主要原因是它們的切削平面都是(001)平面,即滑移平面相同。沿[111]切削方向加工Ni-Fe-Cr高溫合金工件得到的切削力波動(dòng)值是最大的,表明切削過(guò)程中切削力波動(dòng)最為劇烈,導(dǎo)致加工精度較差,這與表面生成機(jī)制分析結(jié)果一致。

(a) (b)

(c) 不同晶體取向工件在穩(wěn)定切削階段的平均切削力

2.3 溫度與應(yīng)力分析

不同晶體取向工件的牛頓原子層溫度隨著切削距離的變化如圖8所示。隨著刀具推進(jìn),工件發(fā)生剪切變形產(chǎn)生的熱量以及刀具前刀面和后刀面分別與切屑和已加工表面摩擦生成的大量熱量使得工件牛頓原子層溫度快速增大。當(dāng)切削距離大于20 nm時(shí),不同晶體取向工件的溫度曲線出現(xiàn)下降趨勢(shì),這主要是因?yàn)楣ぜ蓚?cè)堆積較多(圖2),側(cè)流較大,對(duì)外界散熱較大,導(dǎo)致牛頓層溫度下降。由圖8可以看出,不同晶體取向工件的牛頓原子層溫度下降點(diǎn)不同,[10-1],[100],[110],[111]晶體取向的下降點(diǎn)分別是20.5 nm,22.2 nm,24.7 nm,20.7 nm。由于[10-1]和[111]晶體取向工件的表面質(zhì)量較差,側(cè)流較大,工件兩側(cè)堆積較多,對(duì)外界散熱較多,導(dǎo)致牛頓原子層溫度下降點(diǎn)先出現(xiàn)。[100]晶體取向工件的牛頓原子層溫度曲線下降相對(duì)較晚。通過(guò)對(duì)表面生成機(jī)制的分析,沿[110]晶體取向切削得到的表面質(zhì)量最好,側(cè)流最小,工件兩側(cè)堆積最小,因此其牛頓原子層溫度最后出現(xiàn)下降。不同晶體取向工件的牛頓原子層溫度的下降點(diǎn)不同,這正是材料各向異性產(chǎn)生的表面形貌差異所導(dǎo)致。

圖8 牛頓原子層溫度隨著切削距離的變化

圖9顯示了不同晶體取向的工件牛頓原子層溫度分布云圖。可以看出不同晶體取向的牛頓原子層溫度分布非常相似,較高的溫度主要分布在刀具與工件接觸區(qū)域和切屑區(qū)域,表明這兩個(gè)區(qū)域正在進(jìn)行較為嚴(yán)重的剪切變形。在刀具的切剪和擠壓作用下,[10-1]和[111]晶體取向達(dá)到1800 K的區(qū)域相對(duì)于[100]和[110]晶體取向較大,該結(jié)論與牛頓原子層溫度曲線結(jié)果相吻合。

圖9 不同晶體取向的溫度分布云圖

Ni-Fe-Cr高溫合金工件的材料去除行為導(dǎo)致了材料應(yīng)力的產(chǎn)生,靜水應(yīng)力和馮米塞斯應(yīng)力分別與工件材料的結(jié)構(gòu)相變和塑性變形有關(guān)。圖10是不同晶體取向的鎳基單晶高溫合金納米切削原子應(yīng)力的分布圖,其中圖10a和圖10b分別是靜水應(yīng)力和馮米塞斯應(yīng)力的原子像圖。從圖10a可以看出,納米切削過(guò)程中不同晶體取向的靜水應(yīng)力分布非常相似,最大的靜水應(yīng)力主要分布在刀具切削刃的下前緣。明顯地,切屑中非晶態(tài)切屑原子的應(yīng)力最小,這與靜水應(yīng)力引起Ni-Fe-Cr工件結(jié)構(gòu)變形有關(guān)[28]。工件內(nèi)部缺陷和位錯(cuò)的形要分布在刀具與工件接觸區(qū)域、切屑區(qū)域和已加工表面正下方。對(duì)比圖6可以看出,馮米塞斯應(yīng)力迫使亞表面缺陷和位錯(cuò)向內(nèi)擴(kuò)展,誘發(fā)了工件內(nèi)各種缺陷的形成。[111]晶體取向工件的馮米塞斯應(yīng)力在已加工亞表面分布較深,導(dǎo)致其亞表面缺陷層深度最大。相比[10-1]和[111]晶體取向工件,[100]和[110]晶體取向工件的馮米塞斯應(yīng)力在已加工亞表面擴(kuò)展深度更小,因此具有較小的亞表面缺陷層深度。

(a) 靜水應(yīng)力

(b) 馮米塞斯應(yīng)力

3 結(jié)論

通過(guò)采用MD模擬方法研究了晶體取向?qū)︽嚮鶈尉Ц邷睾辖鹎邢鳈C(jī)理的影響,得出以下結(jié)論:

(1)單晶鎳基高溫合金切削加工過(guò)程中,晶體取向?qū)庸べ|(zhì)量有顯著影響。沿[111]晶體取向時(shí),工件切屑在切削距離為13.1 nm和17.5 nm之間出現(xiàn)傾斜式坍塌,導(dǎo)致切屑最大高度下降。當(dāng)切削距離大于20 nm時(shí),由于工件兩側(cè)堆積較多,側(cè)流較大,導(dǎo)致牛頓原子層溫度開始緩慢下降,且不同晶體取向工件的溫度下降點(diǎn)不同。

(2)在所有切削模型中,[100]和[110]晶體取向工件的平均切削力分量和波動(dòng)值較小,[10-1]和[111]晶體取向的平均切削力分量和波動(dòng)值較大。此外,高加工力會(huì)增加堆積側(cè)流、亞表面缺陷層深度、工件溫度、工件內(nèi)部應(yīng)力,即[111]晶體取向工件表面質(zhì)量最差、亞表面損傷最嚴(yán)重,[110]晶體取向工件表面質(zhì)量最好、亞表面損傷最小。