纳米切削镍基单晶高温合金的分子动力学仿真*

鲁仁刚,蔡家斌

(贵州大学机械工程学院,贵阳 550000)

0 引言

镍基单晶高温合金因其在高温高压条件下具有优异的蠕变、抗氧化和耐腐蚀性能,长期以来一直是航空涡轮和工业燃气发动机叶片的主要制造材料[1-2]。涡轮叶片总是工作在高压气流、高温燃气和高频振动等极端恶劣的环境中,导致其表面极易损伤甚至断裂,这对涡轮叶片的加工质量提出了严苛的要求[3-4]。在涡轮叶片的加工过程中,由于镍基单晶高温合金的晶体取向存在明显的各向异性,导致沿不同加工方向的加工质量存在较大差异[5]。研究材料的微观变形机理是提高加工质量的前提和关键。因此,探索镍基单晶高温合金各向异性在切削过程中的微观演化机制将有助于优化加工参数进行工艺-结构-性能控制。

分子动力学(MD)模拟因其在纳米尺度下能够分析完整的材料结构演化过程而得到广泛应用,特别是对材料加工过程中的工艺参数优化和沿晶体学方向切割等方面具有独特的优势[6-15]。近年来,在各向异性单晶金属材料的加工领域,研究人员采用了纳米切割、纳米磨削等加工方式对单晶铁[6]、单晶钨[7]、单晶铜[8]、单晶铝[9]进行了MD模拟研究,从单晶材料的相变、残余应力、表面形貌等方面分析了晶体取向的影响规律。随着镍基合金切削机理的MD模拟研究越来越多,对其微观变形机制有了更加深入的了解,例如:加工硬化机理[10]、扩散机制[11]、位错演化机制[12]等。在镍基单晶高温合金各向异性特征区域中,LI等[13]结合MD模拟、槽铣削实验和滑移线场理论,得出沿[110]晶向加工工件的铣削性能最佳。HAO、LOU等[12,14-15]建立了镍基单晶合金原子的、接近原子尺度的切削模型,分析了材料各向异性对工件亚表面缺陷演化的影响,并研究了工件内部缺陷的类型、数量、变形面积,研究发现沿(111)[10-1]晶体取向切削工件可获得高质量的加工表面以及当发射角θ=π/2对位错发射最有利。综上所述,镍基单晶高温合金各向异性的亚表面缺陷和位错演化研究取得了一定的成果。

在纳米切削加工单晶材料过程中,合理的加工方向可以有效地提高工件的表面质量。本文建立了金刚石纳米切割镍基单晶高温合金在不同典型晶体取向下的MD模型,分析了金刚石纳米切割工件的表面生成机制、切削力、温度与应力。

1 理论方法

创建金刚石刀具纳米切割镍基单晶高温合金MD仿真模拟模型,如图1所示。切削刀具是金刚石立方结构,晶格常数为3.57 Å,包含19 484个原子,被视作刚体。工件是FCC结构,晶格常数为3.52 Å。由于镍基合金的化学成分复杂,为了提高计算效率,选取含量最多的镍、铁、铬3种元素作为工件成分,其中镍、铁、铬各占51%、32%和17%[16]。为了消除模型尺寸影响,y方向设置为周期性边界条件,x和z方向设置为非周期性边界条件。MD仿真模型的具体切削参数如表1所示。

表1 MD仿真切削参数

图1 纳米切削MD模型

Ni-Fe-Cr高温合金工件由3部分组成:边界原子层、恒温原子层、牛顿原子层。边界原子层的目的是保持晶格的对称性和消除边界效应。在以往加工中,剪切变形、切屑与刀具前刀面之间以及已加工表面与后刀面之间摩擦生成的大部分热量被切屑和切削液带走,其余热量通过热传导进入刀具和工件内部[7]。由于MD切削模型是纳米量级,以至于无法实现大量散热。因此在模拟计算的每一步,恒温原子层的原子通过调整原子速度可以实现系统过程和环境之间的热传导,确保合理的外热传导。恒温原子层原子遵循Berendsen恒温动力学。牛顿原子层为切削加工区域,牛顿原子层的原子遵守牛顿第二定律,velocity-Verlet算法用于求解这些牛顿运动方程。在进行切削加工之前,采用共轭梯度法将仿真模型进行能量最小化,然后使用NVT系综在297 K温度条件下弛豫100 ps,获得在弛豫过程的热力学平衡。采用NVE系综进行切削模拟。

所有MD纳米切削代码采用大规模原子/分子大规模并行模拟器(LAMMPS)[10-11]进行仿真模拟,原子轨迹处理结果通过可视化软件OVITO显示[14-16]。

势函数决定了物质的性质,极大地影响着分子动力学模拟的精度。因此,选取合适的势函数至关重要。在MD模拟中,通过采用嵌入原子法(EAM)势[17-18]和Morse势[10-11]等混合势来描述纳米切削模型中原子之间相互作用力。

金属材料在切削过程中的应力状态通过采用静水应力和冯米塞斯应力来表征,可以反映工件材料的局部塑性变形。静水应力公式[19]和冯米塞斯应力公式[20]分别为:

(1)

(2)

式中:σxx、σyy、σzz表示正应力,τxy、τxz、τyz表示切应力。在切削过程中计算工件的温度分布采取Boltzmann-Einstein方程[21],得到:

(3)

式中:mi表示i原子的质量,vi表示i原子的速度,N表示系统中的原子数,波尔兹曼常数Kb=1.3806503×10-23J/K。

2 结果与讨论

2.1 表面生成机制

沿不同加工方向切削Ni-Fe-Cr高温合金工件得到的表面形貌如图2所示,其中图2a1～图2d1为xy平面加工表面形貌变化视图,图2a2～图2d2为xz平面纳米切削的放大视图。从图2看出不同晶体取向工件的表面形貌存在较大差异。在刀具的挤压、剪切的结合作用下,刀具前端的工件表面原子向上流动,逐渐与工件表面原子分离形成切屑。随着刀具持续向前推进,其中一部分切屑原子残留在工件表面并沿到刀具两侧微量流动,在已加工槽两侧形成堆积。刀具底部原子在刀具挤压下沿z方向向下流动,造成工件亚表面晶体结构的变化,最终在工件亚表面形成具有一定深度的损伤层。在施加的压力撤去后,加工表面历经微量的弹性恢复后形成已加工表面。从图2a1～图2d1看出工件表面堆积的不对称形态,产生这种结果是因为不同晶体取向工件构成的FCC晶体结构,导致位错运动引起的滑移系统存在不同的首选面和方向。比较4组工件,[110]晶体取向工件的位移区域具有更均匀的原子分布,堆积侧流最小,并且具有与切削方向相同的箭头方向(表示工件原子在刀具前方滑动的方向)和最佳切屑去除效果。其余的[10-1]、[100]和[111]晶体取向工件,它们的位移区域内原子分布极不均匀,箭头方向与切割方向分别形成44°、45°、42°夹角。材料的侧流增加了加工表面恶化[22]。因此从侧流的角度来分析,切割[110]晶体取向工件得到的表面质量是最好的,切割[111]晶体取向工件得到的表面质量是最次的。

图2 Ni-Fe-Cr高温合金工件的表面形貌(切割距离l=20 nm)

图3左图显示了不同晶体取向工件的最大切屑高度随着切削距离的变化。在纳米切削加工过程中,加工过程分为初始和稳定切削阶段。在初始切削阶段,不同晶体取向工件的最大切削高度(H)值快速增大。这是由于刀具刚开始接触工件,刀具前刀面工件表面原子逐渐开始凸起,切屑形成从而导致切屑最大高度增大。当切削进入稳定切削阶段,除了[111]晶体取向工件的H值出现下降,其他工件的H值都是随着切削距离缓慢增大。图3右图表征了[111]晶体取向的H值下降的放大图。H值从切削距离为13.1 nm开始下降,直到17.5 nm。这是因为在这个阶段内,[111]晶体取向的切屑出现了倾斜式坍塌,导致H值下降,如图2d1所示。高温促使切屑发生软化,过高的切屑会促使切屑底部压应力过大,最终导致切屑发生倾斜式坍塌。图2a2～图2d2表征了晶体取向为[10-1]、[100]、[110]和[111]的工件H值分别为31.7 Å、29.7 Å、34.6 Å、35.4 Å。

图3 切屑最大高度H随着切削距离的变化

图4显示了[111]晶体取向工件在切削距离分别为13.1 nm、15.3 nm和17.5 nm的切屑坍塌和位错演化视图。在刀具的剪切作用下,切屑逐渐开始倾向y方向坍塌,如图4a1～图4c1所示。y方向的侧向力Fy主要在零线附近波动。图5展示了[111]晶体取向发生倾斜式坍塌阶段前后的部分侧向力。明显看出当H值未下降,Fy基本位于零线以下,其平均值为-12.41 eV/Å;当H值开始下降,Fy逐渐增大,基本位于零线以上,其平均值为3.44 eV/Å。Fy变化的一个主要原因就是H值的下降。在工件内部应力作用下,工件内发生位错形核和位错运动。图4a2～图4c2展示了位错线演化,可以很清晰看到大量的位错出现在工件晶体内,特别是在刀具与工件接触区域,塑性变形非常剧烈。在众多位错类型中,1/6<112>Shockley位错作为主要的位错类型贯穿着整个加工过程,提高了模型的滑移能力,有利于工件发生塑性变形。在刀具的剪切和挤压作用下,部分位错获得足够的能量滑移到工件表面后消失,形成表面形貌。在切屑下降过程中,切屑区域内的Shockley位错转化形成梯杆位错和其余位错,改变了切屑区域内晶体结构,最终导致切屑发生倾斜式坍塌。

图4 切屑下降和相对应的位错演化云图

图5 部分侧向力Fy随着切削距离的变化

采用CSP算法[23]对工件亚表面缺陷层的缺陷深度进行深入研究,得到不同晶体取向Ni-Fe-Cr高温合金工件的缺陷深度云图如图6所示。通过详细的原子信息可以得到亚表面缺陷层的最底层和最上层的原子坐标值,最上层原子和最底层原子的z坐标差值就是亚表面缺陷层的深度[24]。其中最底层原子应不包括点缺陷原子,原因是部分点缺陷在弛豫过程中由于热振动就已经存在,而最上层原子存在于刀尖切削过的平面上。图6a为Ni-Fe-Cr高温合金工件在y方向的截面图和亚表面缺陷层的深度测量方法示意图,黑色矩形框表征着亚表面缺陷层,其高度表示亚表面缺陷层深度。根据此方法可以得出不同晶体取向Ni-Fe-Cr高温合金工件的深度值依次是图6c、图6b、图6a、图6d和晶体取向工件的亚表面缺陷层深度分别是42.5 Å、34.4 Å、31.8 Å、47.2 Å。随着深度的逐渐增大,弹性恢复的能力逐渐减弱。当沿[110]加工方向切削Ni-Fe-Cr高温合金工件时,得到最小亚表面缺陷层深度及最大弹性恢复。此外,当沿[111]加工方向切削工件时,可得到最大的亚表面缺陷层深度,此时弹性恢复几乎不存在。

图6 Ni-Fe-Cr高温合金工件的亚表面缺陷层(切削长度l=20 nm)

2.2 切削力分析

图7a和图7b表征了沿不同晶向切削Ni-Fe-Gr高温合金工件,切削力分量随着切割距离增加的变化曲线。为了更清晰地观测分析切削力随着切割距离的变化,颜色较浅的原始数据通过应用截止频率为1.0 Hz的FFT滤波器进行平滑处理[25],得到颜色更深线条更粗的实线曲线。从图看出不同晶体取向工件的切削力分量的变化曲线大致一样,切向力Fx和背向力Fz曲线都呈现出两个阶段:初始阶段和稳定切削阶段。在初始阶段,随着切削距离从0到3 nm(刀尖进入工件里),切向力Fx和背向力Fz在这一阶段大致呈现线性变化。主要原因是刀具刚开始接触工件,在前刀面的切屑累积较少,对刀具的运动几乎造成不了阻碍,导致切削力迅速增大。另外一个原因是工件内部位错密度较小,无位错交叉和位错纠缠,有利于工件发生塑性变形,切削力快速增大[26]。随着刀具持续推进到5 nm,刀具侧面与工件表面的接触面积达到最大值,导致背向力Fz相对于切向力Fx增加更加明显,如图7a和图7b所示。当切削距离从5 nm到8 nm时,由于切屑逐渐累积和位错交叉和位错纠缠的数量增加,阻力增大,切削力开始缓慢增加。当切削距离大于8 nm时,加工过程进入稳定切削阶段,切向力和背向力都会围绕一个平均值波动。能量的累积与释放导致了切削力的波动[27]。图7c显示了不同晶体取向工件的切向力Fx和背向力Fz在稳定切削阶段内的平均值和波动值。可以看出[110]晶体取向工件的平均切削力最小,其次为[100]晶体取向工件,[10-1]晶体取向工件的平均切削力最大。这是因为[10-1](111)晶向构成了FCC晶体结构的一个滑移体系,容易产生更多的位错交叉、位错缠结和切屑,造成了切削力较大[7]。[100]和[110]晶体取向工件的切削力波动值基本相同且较小, 主要原因是它们的切削平面都是(001)平面,即滑移平面相同。沿[111]切削方向加工Ni-Fe-Cr高温合金工件得到的切削力波动值是最大的,表明切削过程中切削力波动最为剧烈,导致加工精度较差,这与表面生成机制分析结果一致。

(a) (b)

(c) 不同晶体取向工件在稳定切削阶段的平均切削力

2.3 温度与应力分析

不同晶体取向工件的牛顿原子层温度随着切削距离的变化如图8所示。随着刀具推进,工件发生剪切变形产生的热量以及刀具前刀面和后刀面分别与切屑和已加工表面摩擦生成的大量热量使得工件牛顿原子层温度快速增大。当切削距离大于20 nm时,不同晶体取向工件的温度曲线出现下降趋势,这主要是因为工件两侧堆积较多(图2),侧流较大,对外界散热较大,导致牛顿层温度下降。由图8可以看出,不同晶体取向工件的牛顿原子层温度下降点不同,[10-1],[100],[110],[111]晶体取向的下降点分别是20.5 nm,22.2 nm,24.7 nm,20.7 nm。由于[10-1]和[111]晶体取向工件的表面质量较差,侧流较大,工件两侧堆积较多,对外界散热较多,导致牛顿原子层温度下降点先出现。[100]晶体取向工件的牛顿原子层温度曲线下降相对较晚。通过对表面生成机制的分析,沿[110]晶体取向切削得到的表面质量最好,侧流最小,工件两侧堆积最小,因此其牛顿原子层温度最后出现下降。不同晶体取向工件的牛顿原子层温度的下降点不同,这正是材料各向异性产生的表面形貌差异所导致。

图8 牛顿原子层温度随着切削距离的变化

图9显示了不同晶体取向的工件牛顿原子层温度分布云图。可以看出不同晶体取向的牛顿原子层温度分布非常相似,较高的温度主要分布在刀具与工件接触区域和切屑区域,表明这两个区域正在进行较为严重的剪切变形。在刀具的切剪和挤压作用下,[10-1]和[111]晶体取向达到1800 K的区域相对于[100]和[110]晶体取向较大,该结论与牛顿原子层温度曲线结果相吻合。

图9 不同晶体取向的温度分布云图

Ni-Fe-Cr高温合金工件的材料去除行为导致了材料应力的产生,静水应力和冯米塞斯应力分别与工件材料的结构相变和塑性变形有关。图10是不同晶体取向的镍基单晶高温合金纳米切削原子应力的分布图,其中图10a和图10b分别是静水应力和冯米塞斯应力的原子像图。从图10a可以看出,纳米切削过程中不同晶体取向的静水应力分布非常相似,最大的静水应力主要分布在刀具切削刃的下前缘。明显地,切屑中非晶态切屑原子的应力最小,这与静水应力引起Ni-Fe-Cr工件结构变形有关[28]。工件内部缺陷和位错的形要分布在刀具与工件接触区域、切屑区域和已加工表面正下方。对比图6可以看出,冯米塞斯应力迫使亚表面缺陷和位错向内扩展,诱发了工件内各种缺陷的形成。[111]晶体取向工件的冯米塞斯应力在已加工亚表面分布较深,导致其亚表面缺陷层深度最大。相比[10-1]和[111]晶体取向工件,[100]和[110]晶体取向工件的冯米塞斯应力在已加工亚表面扩展深度更小,因此具有较小的亚表面缺陷层深度。

(a) 静水应力

(b) 冯米塞斯应力

3 结论

通过采用MD模拟方法研究了晶体取向对镍基单晶高温合金切削机理的影响,得出以下结论:

(1)单晶镍基高温合金切削加工过程中,晶体取向对加工质量有显著影响。沿[111]晶体取向时,工件切屑在切削距离为13.1 nm和17.5 nm之间出现倾斜式坍塌,导致切屑最大高度下降。当切削距离大于20 nm时,由于工件两侧堆积较多,侧流较大,导致牛顿原子层温度开始缓慢下降,且不同晶体取向工件的温度下降点不同。

(2)在所有切削模型中,[100]和[110]晶体取向工件的平均切削力分量和波动值较小,[10-1]和[111]晶体取向的平均切削力分量和波动值较大。此外,高加工力会增加堆积侧流、亚表面缺陷层深度、工件温度、工件内部应力,即[111]晶体取向工件表面质量最差、亚表面损伤最严重,[110]晶体取向工件表面质量最好、亚表面损伤最小。