CN116341238A - 一种基于两相硬度分布一致性的双相不锈钢加工工艺 - Google Patents
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Abstract
本发明公开了一种基于两相硬度分布一致性的双相不锈钢加工工艺，包括如下步骤：S1：建立双相材料两相应力求解模型，将双相材料的两相应力区分求解出来；S2：建立考虑刀具前角以及切削用量的两相显微硬度解算模型，揭示刀具前角和切削用量对两相显微硬度的影响规律；S3：揭示刀具前角和切削用量对切屑中两相显微硬度分布特性的影响规律，在两相显微硬度分布一致的条件下，获得刀具前角与切削用量的匹配关系，优化双相不锈钢的加工工艺。本发明通过材料力学相关知识，揭示双相材料两相应力分布对两相显微硬度的影响规律。结合显微硬度与塑性应变关系建立考虑刀具前角和切削用量的两相显微硬度解算模型，解决了两相显微硬度分布不确定的问题。
Description
技术领域
本发明属于切削双相不锈钢两相显微硬度分布技术领域，具体涉及一种基于两相硬度分布一致性的双相不锈钢加工工艺。
背景技术
切削S32760过程中，剪切区两相发生剧烈的塑性变形，而两相的材料力学性能的差异与演化形式不同，导致两相应力分布不均。针对在切削加工过程中已有模型无法分别求解切削两相材料应力的问题，考虑到在切削过程中两相材料两相应力分布的不一致性，建立了求解双相材料两相应力模型。
目前已知刀具前角和切削用量对已加工表面两相的显微硬度有显著影响，但缺乏切削加工双相不锈钢的微观组织显微硬度解算模型，对微观组织与切削工艺的映射关系缺少关键性结论。因此本发明建立了一个考虑到刀具前角和切削用量的两相显微硬度解算模型，揭示刀具前角和切削用量对两相显微硬度的影响，以此作为双相不锈钢加工工艺优化的基础。
传统改进加工工艺的方法，只单独集中于对刀具前角或切削用量的修改，并未考虑刀具前角与切削用量之间的匹配对两相显微硬度硬度分布的影响。因此本发明基于已建立的两相显微硬度解算模型，揭示刀具前角和切削用量对切屑中两相显微硬度分布特性的影响规律，在两相显微硬度分布一致的条件下，获得了刀具前角与切削用量的匹配关系，优化双相不锈钢加工工艺。
发明内容
本发明的目的在于提供一种基于两相硬度分布一致性的双相不锈钢加工工艺，以解决上述背景技术中提出的问题。
为实现上述目的，本发明提供如下技术方案：一种基于两相硬度分布一致性的双相不锈钢加工工艺，包括如下步骤：
S1：基于应力混合定则，建立双相材料两相应力求解模型，将双相材料的两相应力区分求解出来；
S2：建立考虑刀具前角以及切削用量的两相显微硬度解算模型，揭示刀具前角和切削用量对两相显微硬度的影响规律；
S3：基于已建立的两相显微硬度解算模型，揭示刀具前角和切削用量对切屑中两相显微硬度分布特性的影响规律，在两相显微硬度分布一致的条件下，获得刀具前角与切削用量的匹配关系，优化双相不锈钢的加工工艺。
1.剪切区内多物理场分布提取方法：
(1)直角切削剪切区示意图如图2所示，通过分析剪切区力矩平衡关系，结合S32760双相本构模型预测切削力，通过切削用量求解切削力。FEBA与ABCD分别为等分剪切区的上半部分与下半部分，AG为刀具-切屑接触长度，表示为htc。
(2)剪切面分析
根据剪切面和刀具-切屑界面的平衡条件，各切削分量和切屑厚度t2可通过以下公式求得：
Ft＝FR sin(λ-α) (1)
Ff＝FR sinλ (2)
Fn＝FR cos(λ) (3)
FN＝FR sinθ (5)
式中：α为刀具前角；φ为剪切面AB与切削速度方向之间的夹角，即剪切角；λ为摩擦角；t1为未变形切屑厚度；w为切削宽度；Fc和Ft为切削力在切削方向和垂直于切削方向上的分量；Ff为刀具-切屑界面的摩擦力；Fs为剪切面上的切削力；FN和Fn分别为剪切面和刀具-切屑界面的法向力；剪切面处的法向力FN和剪切面处切削力Fs的合力与刀具-切屑界面的法向力Fn和刀具-切屑界面的摩擦力Ff的合力是一对平衡力；切屑形成力FR沿切削方向与垂直于切削方向被分解为Fc和Ft。θ为FR与AB的夹角；σAB表示剪切面平均流变应力。
A到B上的任一点沿切削方向以及垂直于切削方向的速度和位移增量分别为：
其中：V为切削速度；ΔS1是EF和CD之间垂直的高度。
第一变形区任一质点速度与剪切区平均剪切应变速率关系：
将式(7)和式(8)代入上式(9)，可得平均剪应变速率表达式：
通过迭代计算剪切角φ，基于剪切区平衡条件确定剪切角φ，剪切面AB处任一质点的平均等效应变和等效应变率可用下式表示：
根据图2的速度矢量关系可以求得切屑材料流动速度Vc和剪切面的材料流动速度Vs：
基于Oxley切削理论，剪切区的平均温度：
式中：Tr为工件温度，η为平均温度系数，分析中取0.9；ρ为材料密度；Cw比热容，其中β为剪切区第一变形区的剪切变形热量传导工件材料的比值，计算如下：
式中：Kw为热传导系数。
由于工件塑性变形导致在剪切带处存在高应变、高应变率、高温的切削环境，在Oxley理论模型中，使用S32760双相本构模型预测剪切区中的流变应力：
剪切区内Fn和Fr之间的夹角为摩擦角，可用
计算。根据Oxley理论，可得
根据迭代计算出的剪切角
即可求得夹角θ。
第一变形区应变率常数C0从材料加工硬化机理出发，考虑了材料应变的影响，其表达式为：
式中：COxley为第一变形区剪切带长宽比；AJC、BJC和nJC分别为JC本构参数。
在考虑切削热和切削力耦合作用下的Oxley直角切削模型中，对于迭代计算剪切区温度时，需要在假定在剪切区初始温度下的流变应力，根据求得的流变应力计算剪切区内分力，然后使用剪切区平衡温度公式更新剪切区温度，不断重复这个过程直至更新温度与剪切区温度之间相差小于0.1摄氏度，即认为此时温度为剪切区温度。后根据输出剪切带温度、剪切带等效应变和剪切带应变率计算剪切带AB处的流变应力。最终计算FR，并根据等分剪切区的几何关系分析其他分力。
(3)刀具-切屑界面分析
刀具-切屑界面的等效应变和等效应变率为：
式中：htc为刀具-切屑接触长度。
刀具-切屑界面的平均温度Tint表示为：
Tint＝Tr+ΔTSZ+ψΔTM (22)
式中：ψ为修正系数；ΔTM为切屑中的最大温升；ΔTC为切屑中的平均温升；ΔTSZ为第一变形区温升。
(3)多物理场提取过程
由于剪切区的剪切角
剪切区应变率系数COxley，第二变形区厚度与切屑厚度的比值δ，随切削条件，材料属性以及刀具前角变化而变化，所以设定三个变量范围作为三者迭代的范围，分别为δ∈[0.005,0.2]，COxley∈[2,10]，
由剪切面几何条件分析可知切削力(Fc)：
Fc＝FR cos(λ-α) (25)
图2中B点的正应力σ′N可结合剪切面的平均流变应力得到：
假设刀具-切屑界面应力均匀分布，得到刀具-切屑界面应力τint和应力σN表达式为：
(4)剪切区多物理场分布的提取
根据直角切削等分剪切区模型，提取剪切角
第一变形区长宽比COxley、第二变形区厚度与切削厚度比值δ、剪切区温度TAB、剪切区应变εAB、剪切区应变率
剪切应力σAB。
表1不同切削用量下剪切区内多物理场分布
2.双相材料两相应力求解方法：
切削S32760过程中，剪切区两相发生剧烈的塑性变形，而两相的材料力学性能的差异与演化形式不同，导致二者加工硬化程度有较大区别，因此通过分析切削用量与两相显微硬度之间的影响规律，揭示两相在切削过程中动态力学行为的差异。
通过对于基体两相的显微硬度测量可知，基体的铁素体相显微硬度较高，这符合S32760中铁素体硬相度较高的特点，而切削后的两相经过塑性变形，加工硬化程度有很大区别。
表2不同进给量下剪切区两相加工硬化程度
从图3中可以看出，切屑的奥氏体相和铁素体相显微硬度随进给量的增加而降低，从表2可以看出两相加工硬化程度也随进给量的增加而减小，进给量增加，剪切应变随之降低，平均剪切应变率随之降低，硬化程度降低，而温度基本不受影响，所以由温度主导的热软化效应基本不变，此时随进给量的增加，两相的加工硬化效应降低而温度主导的热软化效应不变，所以剪切区两相加工硬化程度随之降低。
S32760在切削加工过程中，受到刀具挤压以及摩擦等外力作用，由力热耦合作用下，工件材料在剪切区的流变应力一般存在应变硬化效应、应变率强化效应以及热软化效应。应变硬化效应是指材料的流变应力会随应变的增加而增加；应变率强化效应是指材料的流变应力会随着应变率的增加而增加；热软化效应则是表征材料的流变应力会随着温度的升高而减小。流变应力与材料显微硬度成正比。因此，分析S32760切屑剪切区两相流变应力需要考虑剪切区温度、应变、应变率之间的关系。
基于材料力学，维氏显微硬度值与流变应力成正比，因此有：
HV＝Cσ (28)
式中：C为常数。
基于上式可知，预测两相显微硬度需知两相流变应力，切屑的流变应力可近似认为是剪切应力。
应力混合定则的先提条件是假设材料变形过程中两相的应变相同，但无论是准静态拉伸还是动态压缩实验，由于两相的力学性能的差异巨大，导致两相在塑性变形过程中互相存在竞争耦合作用。因此，采用多相材料的通用处理办法，即在保留两相应力混合定则的基础上，将两相应变也以混合定律的形式表达。
σ(ε)＝F·σ1(ε1)+(1-F)·σ2(ε2) (29)
ε＝F·ε1+(1-F)·ε2 (30)
式中：ε1、ε2分别为奥氏体相的应变值和铁素体相的应变值。
此时需要考虑S32760基体中两相比例，故S32760基体使用SEM扫描电镜观察，分析两相比例，500倍数下S32760基体金相组织图(如图23所示)。
分析可知奥氏体相与铁素体相体积分数比例为23/27，故F＝0.46。
奥氏体相的剪切应变和铁素体相的剪切应变，如表3所示。
表3剪切区两相剪切应变和剪切应力
从图4中可以看出，对比1-3组和4-6组可以发现，奥氏体相应变随切削速度减小后增加，铁素体相应变随切削速度增加后减小。从图5中可以看出，对比1-3组和4-6组，奥氏体相和铁素体相流变应力随切削速度的增加而增加。
3.双相材料两相显微硬度解算模型构建方法：
(1)刀具前角以及切削用量对切屑两相显微硬度的影响规律
表4不同前角和不同切削用量的切屑两相显微硬度预测值
基于表4，图6为进给量为0.3mm/r下不同切削速度的奥氏体相和铁素体相显微硬度。
由图6可以看出随着切削速度的不断增加两相显微硬度不断提高。
基于表4，图7为切削速度为106m/min的不同进给量的奥氏体相与铁素体相显微硬度。
由图7可以看出在切削速度一样的条件下两相显微硬度随着进给量的增加而降低。
基于表4，图8为不同前角对于剪切区剪切应变的影响规律。
从图8中可以看出，剪切区应变随前角的增大而逐渐降低，原因在于前角越大，切削刃就越锋利，对切削层的挤压逐渐减小。因此，工件的塑性变形随刀具前角的增大而降低。
由图9可知，剪切区平均剪切应变率随刀具前角的增大，逐渐减小，刀具前角直接影响剪切应变率的大小。
由图10可知，随着刀具前角的增大，剪切区平均温度降低。
由图11可知，随着前角的增大，奥氏体相与铁素体相的显微硬度在不断增大。
(2)考虑刀具前角与切削用量的两相显微硬度预测模型
因在实际加工过程中，很难提取切削过程中的剪切区的多物理场分布，因此从刀具前角以及切削用量方面出发，以其作为自变量，两相显微硬度作为因变量，建立考虑刀具前角与切削用量的两相显微硬度预测模型。
建立考虑切削要素的S32760奥氏体相与铁素体相显微硬度的指数经验模型，表示为：
式中：HV* 1为奥氏体相显微硬度预测值，HV* 2为铁素体相显微硬度预测值；Z1，Z2为与切削条件等有关的系数；p、q、m为相关系数。
求得奥氏体相和铁素体相的显微硬度值的多目标优化模型的回归方程为：
HV* 1＝25.3581v0.1307f -0.1632α0.7030 (33)
HV* 2＝119.152v0.0372f -0.0696α0.3291 (34)
对求得的回归方程模型有效性进行显著性检验，所得到的检验结构如表5所示。
表5检验两相显微硬度回归模型的统计量
试验次数为n＝8，自变量个数m＝3，选定切削速度，进给量，刀具前角的显著性水平为α＝0.05，根据查询F分布临界值表可知F0.05(3,4)＝6.59，通过方差分析可知，两相显微硬度的回归方程对应得到的统计量F值均大于临界值4.07，对应的P值均小于0.05，最终可以证明建立的两相显微硬度的回归方程是显著的。
4.基于两相硬度分布一致性的双相不锈钢加工工艺方法：
(1)粗加工工艺参数优化
结合实际加工过程中工艺系统的稳定情况，考虑粗加工进给量较大，切削速度较低，故选取切合实际加工中的工艺参数范围，使其作为两相显微硬度一致性的约束条件，具体参数范围如下：
表6基于两相显微硬度一致性优化的切削用量和刀具前角
从图12中可以看出，切屑两相显微硬度差最小时，随着切削速度的增大，进给量在不断减小，可能的原因是，切削速度的增大，导致剪切区剪切应变增，平均剪切应变率增加，平均温度不断升高，而进给量的增大，导致剪切区剪切应变降低，平均剪切应变率降低，温度变化不大，可忽略，此时，剪切区平均应变率和平均温度是增长的，而剪切应变在降低，应变率的提高导致的流变应力增大程度比应变降低和温度升高导致的流变应力降低程度几乎相等，所以随着切削速度和进给量的增加，两相的流变应力比例不变，而显微硬度与流变应力成正比，因此两相显微硬度相差不大。
根据表6可知，两相显微硬度分布一致，粗加工工艺参数下，两相相差最大为1.3596HV0.05，此时两相显微硬度范围在379-390HV0.05之间。两相显微硬度差最小时，铁素体相显微硬度随切削速度的增加而不断减小，而奥氏体相显微硬度没明显的趋势。
表7两相显微硬度值
经过双相显微硬度预测模型预测表6中各种切削条件下的两相显微硬度，由表7可知，1-6组的两相显微硬度差最高不超过16HV0.05，最小为13HV0.05，由此可知，考虑切削用量的两相显微硬度经验模型基于两相显微硬度一致性优化的切削用量符合两相显微硬度分布一致性的标准。
(2)精加工工艺参数优化
结合实际加工过程中工艺系统的稳定情况，考虑精加工进给量较小，切削速度较高，故选取切合实际加工中的工艺参数范围，使其作为两相显微硬度一致性的约束条件，具体参数范围如下：
如表8所示为经过两相显微硬度分布一致性优化后得到的刀具前及切削用量。由表8可知两相显微硬度分布一致，精加工工艺参数下，两相相差最大为0.8892HV0.05，此时两相显微硬度范围在352-359HV0.05之间。
表8S32760精加工工艺参数
表9两相显微硬度值
经过双相显微硬度预测模型预测表8中各种切削条件下的两相显微硬度，由表9可知，1-3组的两相显微硬度差最高不超过18HV0.05，最小为16HV0.05，由此可知，考虑切削用量的两相显微硬度经验模型基于两相显微硬度一致性优化的切削用量符合两相显微硬度分布一致性的标准。
与已经公开的技术不同之处：已有的切削双相材料剪切区流变应力求解都是将奥氏体相与铁素体相的流变应力合为一起，并未将双相材料的两相应力分别求解出，忽略了两相材料在塑性变形过程中存在的竞争耦合现象，而本发明在考虑到切削过程中的多物理场分布和两相材料的竞争耦合现象，基于应力混合定则对双相材料的两相应力分别建模，将双相材料的两相应力分别求解出来。
已有的双相不锈钢加工工艺未考虑切屑中奥氏体相与铁素体相的显微硬度分布一致性，只单独集中于对刀具前角或切削用量的修改。本发明建立了考虑刀具前角与切削用量的两相显微硬度预测模型，揭示了刀具前角和切削用量对显微硬度的影响规律。基于已经建立的两相显微硬度预测模型，在充分考虑到两相硬度分布一致性的情况下，获得了刀具前角与切削用量之间的匹配关系，优化了双相不锈钢加工工艺。
与现有技术相比，本发明的有益效果是：本发明提供的一种基于两相硬度分布一致性的双相不锈钢加工工艺，本发明针对S32760切削过程剪切区奥氏体相和铁素体相显微硬度相差大的问题。结合剪切区剪切变形，提取出剪切带应变、应变率、温度等变量，基于应力混合定则对双相材料的两相应力分别建模，将双相材料的两相应力求解出来。通过材料力学相关知识，揭示双相材料两相应力分布对两相显微硬度的影响规律。结合显微硬度与塑性应变关系建立考虑刀具前角和切削用量的两相显微硬度解算模型，解决了两相显微硬度分布不确定的问题。
将奥氏体相显微硬度和铁素体相显微硬度之差作目标函数，以奥氏体相显微硬度和铁素体相显微硬度之差的绝对值最小作为约束条件，采用遗传算法对模型进行寻优求解，最终得到两相显微硬度一致性最优的刀具前角及切削用量，本发明经过算法验证给出了在粗加工时，刀具前角范围为3°-20°、进给量范围为0.5mm/r-1mm/r、切削速度范围为100m/min-150m/min；精加工时，刀具前角范围为3°-20°、进给量范围为0.1mm/r-0.3mm/r、切削速度范围为200m/min-250m/min。
附图说明
图1为本发明的逻辑框图；图2为本发明直角切削剪切区示意图；图3为本发明切削速度为106m/min的不同进给量的奥氏体相和铁素体相显微硬度示意图；图4为本发明奥氏体相和铁素体相的应变示意图；图5为本发明奥氏体相和铁素体相的剪切应力示意图；图6为本发明进给量为0.3mm/r下不同切削速度的奥氏体相和铁素体相显微硬度示意图；图7为本发明切削速度为106m/min的不同进给量的奥氏体相与铁素体相显微硬度示意图；图8为本发明不同前角对于剪切区剪切应变的影响规律示意图；图9为本发明切削速度106m/min进给量0.3mm/r时不同刀具前角的剪切区平均剪切应变率示意图；图10为本发明切削速度106m/min进给量0.3mm/r时不同刀具前角的剪切区平均温度示意图；图11为本发明切削速度106m/min进给量0.3mm/r时不同刀具前角时的奥氏体相和铁素体相显微硬度示意图；图12为本发明刀具前角为20°不同切削用量下的两相显微硬度示意图；图13为本发明切削速度为214mm/min，进给量为0.3mm的直角切削试验所测得的切削力原始数据示意图；图14为本发明滤波后数据示意图；图15为本发明进给量为0.3mm/r的试验观测Fcx切削力对比示意图；图16为本发明进给量为0.3mm/r的试验观测Fcy切削力对比示意图；图17为本发明进给量为0.4mm/r的试验观测Fcx切削力对比示意图；图18为本发明进给量为0.4mm/r的试验观测Fcy切削力对比示意图；图19为本发明直角切削S32760切屑的奥氏体相和铁素体相的显微硬度随切削速度变化的曲线示意图；图20为本发明进给量下0.3mm/r不同切削速度的第二变形区厚度比示意图；图21为本发明金刚石正四棱锥压头三维图；图22为本发明显微硬度测试示意图；图23为本发明500倍数下S32760基体金相组织图；图24为本发明实验组号1、2、3的切屑两相显微硬度压痕金相图。
具体实施方式
下面将结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例仅仅是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。
本发明提供了如图1-24的一种基于两相硬度分布一致性的双相不锈钢加工工艺，包括如下步骤：
S1：基于应力混合定则，建立双相材料两相应力求解模型，将双相材料的两相应力区分求解出来；
S2：建立考虑刀具前角以及切削用量的两相显微硬度解算模型，揭示刀具前角和切削用量对两相显微硬度的影响规律；
S3：基于已建立的两相显微硬度解算模型，揭示刀具前角和切削用量对切屑中两相显微硬度分布特性的影响规律，在两相显微硬度分布一致的条件下，获得刀具前角与切削用量的匹配关系，优化双相不锈钢的加工工艺。
实施实例1.剪切区多物理场分布提取方法：
(1)剪切面分析
根据剪切区的几何关系和刀-屑接触区的平衡条件可得到各切削力分量以及切屑厚度t2：
Ft＝FR sin(λ-α) (1)
Ff＝FR sinλ (2)
Fn＝FR cos(λ) (3)
FN＝FR sinθ (5)
式中：α为刀具前角；
为剪切面AB与切削速度方向之间的夹角，即剪切角；λ为摩擦角；t1为未变形切屑厚度；w为切削宽度；Fc和Ft为切屑力在切削方向和垂直于切削方向上的分量；Ff为刀具-切屑界面的摩擦力；Fs为剪切面上的切削力；FN和Fn分别为剪切面和刀具-切屑界面的法向力。剪切面处的法向力FN和剪切面处切削力Fs的合力与刀具-切屑界面的法向力Fn和刀具-切屑界面的摩擦力Ff的合力是一对平衡力；切屑形成力FR沿切削方向与垂直于切削方向被分解为Fc和Ft。θ为FR与AB的夹角；σAB表示剪切面平均流变应力。
A到B上的任一点沿切削方向以及垂直于切削方向的速度和位移增量分别为：
其中：V为切削速度；ΔS1是EF和CD之间垂直的高度。
图2中剪切区中第一变形区任一质点速度分量与剪切区平均剪切应变速率存在以下关系：
将式(7)和式(8)代入上式(9)，可得平均剪应变速率表达式：
通过迭代计算剪切角
基于剪切区平衡条件确定剪切角
剪切面AB处任一质点的平均等效应变和等效应变率可用下式表示：
假定剪切变形都在剪切面上发生，工件通过剪切变形变成了切屑，原本随刀具运动的工件材料由于切削速度的增加，导致工件迅速经过剪切区变成切屑，这种速度的突变称为剪切速度。根据图2的速度矢量关系可以求得切屑材料流动速度Vc和剪切面的材料流动速度Vs：
流变应力与温度相关，而根据流变应力可计算剪切应力有关。所以为了得到剪切应力要迭代计算AB处的温度到稳态。基于Oxley切削理论，剪切区的平均温度为：
式中：Tr为工件温度，η为平均温度系数，分析中取0.9；ρ为材料密度；Cw比热容，其中β为剪切区第一变形区的剪切变形热量传导工件材料的比值，计算如下：
式中：Kw为热传导系数。
由于工件塑性变形导致在剪切带处存在高应变、高应变率、高温的切削环境，使用S32760双相本构模型预测剪切区中的流变应力：
剪切区内Fn和Fr之间的夹角为摩擦角，可用
计算。根据Oxley理论，可得
根据迭代计算出的剪切角
即可求得夹角θ。
第一变形区应变率常数C0从材料加工硬化机理出发，考虑了材料应变的影响，其表达式为：
式中：COxley为第一变形区剪切带长宽比；AJC、BJC和nJC分别为JC本构参数。
在考虑切削热和切削力耦合作用下的Oxley直角切削模型中，对于迭代计算剪切区温度时，需要在假定在剪切区初始温度下的流变应力，根据求得的流变应力计算剪切区内分力，然后使用剪切区平衡温度公式更新剪切区温度，不断重复这个过程直至更新温度与剪切区温度之间相差小于0.1摄氏度，即认为此时温度为剪切区温度。后根据输出剪切带温度、剪切带等效应变和剪切带应变率计算剪切带AB处的流变应力。最终计算FR，并根据等分剪切区的几何关系分析其他分力。
(2)刀具-切屑界面分析
切屑在前刀面的挤压摩擦下，靠近前刀面一侧的切屑再次产生剪切变形，晶粒被拉长，沿前刀面方向纤维化，纤维化区域厚度即为第二变形区厚度(ΔS2)，如图2所示。ΔS2＝δt2，δ为第二变形区厚度与经切削后产生变形的切屑厚度之比。由此可知刀-屑界面的等效应变和等效应变率：
式中：htc为刀具-切屑接触长度，可使用剪切面的力矩平衡公式进行计算：
刀具-切屑界面的平均温度Tint表示为：
Tint＝Tr+ΔTsz+ψΔTM (22)
式中：ψ为修正系数，取为0.6；ΔTM为切屑中的最大温升；ΔTC为切屑中的平均温升；ΔTsz为第一变形区温升。
同剪切带处流变应力的特点，用S32760双相本构模型预测刀-屑接触界面的流变应力：
直角切削实验如下：
为了验证直角切削模型，搭建直角切削试验平台，通过观测直角切削S32760双相不锈钢的切削力分析模型可靠性。
直角切削试验平台，棒料尺寸为
使用三爪夹具夹紧棒料，对心，按照进给量1mm/r粗车一遍光面，后使用刀具宽度为3mm的切槽刀对棒料进行切槽，槽深为3mm，槽宽为3mm，间隔2mm一个槽，每个槽之间保留一个2mm宽的环状凸起表面，根据下表试验参数对每个环状凸起表面进行直角切削实验。使用C6136HK车床进行车外圆和切槽操作。
直角切削采用的测力仪器为KISTLER压电测力计9139AA，在数控机床的刀架上安装测力仪。测力仪可以测量切削过程中三个方向的切削力，为保证测量结果的准确性，各组实验重复三次并取均值。为了验证切削力预测模型的准确性，切削试验参数如表10所示。
表10直角切削试验切削用量
S32760直角切削等分剪切区预测模型所需参数，如表11所示。
表11切削模型的S32760材料参数
根据直角切削等分剪切区模型，输入表11的切削用量以及表11的S32760材料属性，预测切削力值见表12。由直角切削试验所测得的切削力如表12所示。图13为切削速度为214mm/min，进给量为0.3mm的直角切削试验所测得的切削力原始数据，图14为滤波后数据。
表12试验切削力与模型预测切削力对比
从图15-18中也可看出直角切削等分剪切区模型预测切削力较为准确，其中进给量为0.3mm/r时，切削力Fcx最大预测误差为2.7％，最小预测误差为0.7％，切削力Fcy最大预测误差为10.7％，最小预测误差为1.7％。进给量为0.4mm/r时，切削力Fcx最大预测误差为4.4％，最小预测误差为3.9％，切削力Fcy最大预测误差为6.0％，最小预测误差为0.6％。与试验切削力Fcx对比，切削力预测平均误差为2.9％，切削力Fcy预测平均误差为4.6％。根据图15-18中可以看出，相较于试验数据误差较小，切削力预测较为准确。
通过图15-18对比可知，切削速度的提高和进给量的增加都会使切削力增大，但进给量对切削力的影响更为明显。
(3)多物理场提取过程：
由于剪切区的剪切角
剪切区应变率系数COxley，第二变形区厚度与切屑厚度的比值δ，随切削条件，材料属性以及刀具前角变化而变化，所以设定三个变量范围作为三者迭代的范围，分别为δ∈[0.005,0.2]，COxley∈[2,10]，
根据Oxley切削理论，当输出满足三个平衡条件时，计算将终止：刀具-切削界面处的应力平衡，其中刀具-切削界面切向应力(τint)等于切屑中的流变应力(σchip)；第二，刀尖处的应力平衡，即用合理计算的刀尖界面法向应力(σN)等于用刀尖应力边界条件计算的法向应力(σ′N)；第三，切削力(Fc)最小原则。故根据Oxley理论的三个平衡条件，作为三个变量迭代的判断依据。由此需计算刀具-切削界面切向应力(τint)、刀尖界面法向应力(σN)、刀尖应力边界条件计算的法向应力(σ′N)以及切削力(Fc)。
Fc可根据剪切区几何条件可算出：
Fc＝FRcos(λ-α) (26)
图2中B点的正应力σ′N可结合剪切面的平均流变应力得到：
假设刀具-切屑界面应力均匀分布，得到刀具-切屑界面应力τint和应力σN表达式为：
根据求得的刀具-切削界面切向应力(τint)与刀具-切屑界面的流变应力(σchip)二者差值的绝对值作为判断依据，剪切角
取两者最接近处的值。此时，根据已得剪切角
在重复计算剪切区的各种参数，然后求解刀尖界面法向应力(σN)和刀尖应力边界条件计算的法向应力(σ′N)，并以二者差值的绝对值作为判断COxley的依据，COxley取二者最接近出的值。继续重复计算剪切区的各种参数，后对比切削力Fc，选取Fc最小时，确定δ值。由此根据不同切削条件，材料属性以及刀具几何条件下的切屑力模型建立，并可以确定三个变量的具体数值。
(4)剪切区多物理场分布的提取：
根据直角切削等分剪切区模型，提取剪切角
第一变形区长宽比COxley、第二变形区厚度与切削厚度比值δ、剪切区温度TAB、剪切区应变εAB、剪切区应变率
剪切应力σAB。如表2所示为剪切区内的多物理场分布。
实施实例2.双相材料两相应力求解方法：
切削S32760过程中，剪切区两相发生剧烈的塑性变形，而两相的材料力学性能的差异与演化形式不同，导致二者加工硬化程度有较大区别，因此通过分析切削用量与两相显微硬度之间的影响规律，揭示两相在切削过程中动态力学行为的差异。
进给量为0.3mm/r，不同切削速度，切屑的奥氏体相和铁素体相的显微硬度以及硬化程度如表13所示。
表13不同切削速度下剪切区两相显微硬度及第二变形区厚度比
根据试验数据对比，图19为直角切削S32760切屑的奥氏体相和铁素体相的显微硬度随切削速度变化的曲线。
表14不同切削速度下剪切区两相加工硬化程度
根据表14可得图20，图20为进给量0.3mm/r不同切削速度的第二变形区厚度比变化规律。
通过对于基体两相的显微硬度测量可知，基体的铁素体相显微硬度较高，这符合S32760中铁素体硬相度较高的特点，而切削后的两相经过塑性变形，加工硬化程度有很大区别。
从图3中可以看出，切屑的奥氏体相和铁素体相显微硬度随进给量的增加而降低，从表2可以看出两相加工硬化程度也随进给量的增加而减小，进给量增加，剪切应变随之降低，平均剪切应变率随之降低，硬化程度降低，而温度基本不受影响，所以由温度主导的热软化效应基本不变，此时随进给量的增加，两相的加工硬化效应降低而温度主导的热软化效应不变，所以剪切区两相加工硬化程度随之降低。
S32760在切削加工过程中，受到刀具挤压以及摩擦等外力作用，由力热耦合作用下，工件材料在剪切区的流变应力一般存在应变硬化效应、应变率强化效应以及热软化效应。应变硬化效应是指材料的流变应力会随应变的增加而增加；应变率强化效应是指材料的流变应力会随着应变率的增加而增加；热软化效应则是表征材料的流变应力会随着温度的升高而减小。流变应力与材料显微硬度成正比。因此，分析S32760切屑剪切区两相流变应力需要考虑剪切区温度、应变、应变率之间的关系。
基于材料力学，维氏显微硬度值与流变应力成正比，因此有：
HV＝Cσ (28)
式中：C为常数。
基于上式可知，预测两相显微硬度需知两相流变应力，切屑的流变应力可近似认为是剪切应力。
应力混合定则的先提条件是假设材料变形过程中两相的应变相同，但无论是准静态拉伸还是动态压缩实验，由于两相的力学性能的差异巨大，导致两相在塑性变形过程中互相存在竞争耦合作用。因此，采用多相材料的通用处理办法，即在保留两相应力混合定则的基础上，将两相应变也以混合定律的形式表达。
σ(ε)＝F·σ1(ε1)+(1-F)·σ2(ε2) (29)
ε＝F·ε1+(1-F)·ε2 (30)
式中：ε1、ε2分别为奥氏体相的应变值和铁素体相的应变值。
此时需要考虑S32760基体中两相比例，故S32760基体使用SEM扫描电镜观察，分析两相比例。
奥氏体相与铁素体相体积分数比例为23/27，故F＝0.46。
奥氏体相的剪切应变和铁素体相的剪切应变，如表3所示。
从图4中可以看出，对比1-3组和4-6组可以发现，奥氏体相应变随切削速度减小后增加，铁素体相应变随切削速度增加后减小。从图5中可以看出，对比1-3组和4-6组，奥氏体相和铁素体相流变应力随切削速度的增加而增加。
实施实例3.双相材料两相显微硬度解算模型构建方法
S32760切屑显微硬度检测实验如下：
将直角切削S32760的切屑按照试验编号分组收集，分别测试6组直角切削试验的切屑，切屑的切削用量见表14。由于切屑尺寸小，需要在实验过程中保持形状不变并且保护表层，故用树脂镶嵌切屑，便于把持。为确保镶嵌试样无污染，第一步要清洁切屑使切屑与树脂粘合良好，还防止气泡产生影响显微硬度测试压头打点。用80、320、600、1000、1200、1500、2000号砂纸从粗到细磨树脂镶嵌的切屑，每道砂纸磨至少两个十字来回，1000号以上的砂纸，4-5个十字来回，每个来回要求肉眼看不到垂直方向的磨痕。在抛光布上喷适量的抛光剂，手持磨好的镶嵌试样按照十字方向进行抛光。在抛光过程中，加入适量的水，防止摩擦过热，也要加入适量的抛光剂。抛光完毕后，换新的抛光布进行水抛，目的是洗净抛光剂。在超声波清洗机中加热酒精清洗抛光后的样件。
表15测试S32760切屑的显微硬度的切削用量
由于双相不锈钢抛光后，在金相显微镜下看不出两相，所以需要腐蚀浸色，根据材料学相关知识，使用20ml蒸馏水、20ml盐酸以及4g盐酸配置成腐蚀液，室温下将抛光后的样件放入溶液浸蚀30s，后清洁样品表面，为后续显微硬度实验做准备。
显微维氏硬度试验基本原理是将两相对面夹角为136°(两相对棱夹角为148°6'42”)的金刚石正四棱锥压头，图21为金刚石正四棱锥压头三维图。图22为显微硬度测试示意图，在50N试验力作用下压入试样表面，保持10s后，卸除试验力，测量压痕对角线长度，以试验锥形表面积所得的商即为维氏硬度HV值(kgf/mm2)。
在切屑中剪切带内测量奥氏体相和铁素体相的显微硬度，图24为测量切屑区域以及测量位置。此区域为剪切区第一变形区，根据直角切削等分剪切区解析模型，提取剪切区内第一变形区的应变、应变率、温度，构建多物理场与两相显微硬度之间的映射关系。
(1)刀具前角以及切削用量对切屑两相显微硬度的影响规律
表4不同前角和不同切削用量的切屑两相显微硬度预测值
由图6可以看出随着切削速度的不断增加两相显微硬度不断提高。
由图7可以看出在切削速度一样的条件下两相显微硬度随着进给量的增加而降低。
从图8中可以看出，剪切区应变随前角的增大而逐渐降低，原因在于前角越大，切削刃就越锋利，对切削层的挤压逐渐减小。因此，工件的塑性变形随刀具前角的增大而降低。
由图9可以看出，剪切区平均剪切应变率随刀具前角的增大，逐渐减小，刀具前角直接影响剪切应变率的大小。
由图10可以看出，随着刀具前角的增大，剪切区平均温度随之降低，由于对切削层挤压减小，工件变形程度降低，导致塑性变形产生的热量减少，所以剪切区平均温度降低。
由图11可以看出，随着前角的增大，奥氏体相与铁素体相的显微硬度在不断增大。
(2)考虑刀具前角与切削用量的两相显微硬度预测模型
因在实际加工过程中，很难提取切削过程中的剪切区的多物理场分布，因此从刀具前角以及切削用量方面出发，以其作为自变量，两相显微硬度作为因变量，建立考虑刀具前角与切削用量的两相显微硬度预测模型。
建立考虑切削要素的S32760奥氏体相与铁素体相显微硬度的指数经验模型，表示为：
式中：HV* 1为奥氏体相显微硬度预测值，HV* 2为铁素体相显微硬度预测值；Z1，Z2为与切削条件等有关的系数；p、q、m为相关系数。
求得奥氏体相和铁素体相的显微硬度值的多目标优化模型的回归方程为：
HV* 1＝25.3581v0.1307f -0.1632α0.7030 (33)
HV* 2＝119.152v0.0372f -0.0696α0.3291 (34)
对求得的回归方程模型有效性进行显著性检验，所得到的检验结构如表5所示。
试验次数为n＝8，自变量个数m＝3，选定切削速度，进给量，刀具前角的显著性水平为α＝0.05，根据查询F分布临界值表可知F0.05(3,4)＝6.59，通过方差分析可知，两相显微硬度的回归方程对应得到的统计量F值均大于临界值4.07，对应的P值均小于0.05，最终可以证明建立的两相显微硬度的回归方程是显著的。
实施实例4.基于两相硬度一致性的双相不锈钢加工工艺方法：
(1)粗加工工艺参数优化
通过分析两相显微硬度预测模型的影响因素，得到了奥氏体相和铁素体相的显微硬度值刀具前角与切削用量和的变化规律。
结合实际加工过程中工艺系统的稳定情况，考虑粗加工进给量较大，切削速度较低，故选取切合实际加工中的工艺参数范围，使其作为两相显微硬度一致性的约束条件，具体参数范围如下：
根据上文建立的两相显微硬度预测模型，以两相显微硬度之差的绝对值作为多目标优化函数，切削要素的优化函数如下式：
使用遗传算法进行优化，将约束条件和优化目标函数编写成程序如下：
以式(37)为判定两相显微硬度分布一致性的判据，为两相显微硬度分布一致性判定系数。表6为经过两相显微硬度分布一致性优化后得到的刀具前角及切削用量。
从图12中可以看出，切屑两相显微硬度差最小时，随着切削速度的增大，进给量在不断减小，可能的原因是，切削速度的增大，导致剪切区剪切应变增，平均剪切应变率增加，平均温度不断升高，而进给量的增大，导致剪切区剪切应变降低，平均剪切应变率降低，温度变化不大，可忽略，此时，剪切区平均应变率和平均温度是增长的，而剪切应变在降低，应变率的提高导致的流变应力增大程度比应变降低和温度升高导致的流变应力降低程度几乎相等，所以随着切削速度和进给量的增加，两相的流变应力比例不变，而显微硬度与流变应力成正比，因此两相显微硬度相差不大。
根据表6可知，两相显微硬度分布一致，粗加工工艺参数下，两相相差最大为1.3596HV0.05，此时两相显微硬度范围在379-390HV0.05之间。两相显微硬度差最小时，铁素体相显微硬度随切削速度的增加而不断减小，而奥氏体相显微硬度没明显的趋势。
经过双相显微硬度预测模型预测表6中各种切削条件下的两相显微硬度，由表7可知，1-6组的两相显微硬度差最高不超过16HV0.05，最小为13HV0.05，由此可知，考虑切削用量的两相显微硬度经验模型基于两相显微硬度一致性优化的切削用量符合两相显微硬度分布一致性的标准。
(2)精加工工艺参数优化
结合实际加工过程中工艺系统的稳定情况，考虑精加工进给量较小，切削速度较高，故选取切合实际加工中的工艺参数范围，使其作为两相显微硬度一致性的约束条件，具体参数范围如下：
优化过程如同粗加工，此处不做赘述。
如表8所示为经过两相显微硬度分布一致性优化后得到的刀具前角及切削用量。由表8可知两相显微硬度分布一致，精加工工艺参数下，两相相差最大为0.8892HV0.05，此时两相显微硬度范围在352-359HV0.05之间。
经过双相显微硬度预测模型预测表8中各种切削条件下的两相显微硬度，由表9可知，1-3组的两相显微硬度差最高不超过18HV0.05，最小为16HV0.05，由此可知，考虑切削用量的两相显微硬度经验模型基于两相显微硬度一致性优化的切削用量符合两相显微硬度分布一致性的标准。
综上所述，与现有技术相比，本发明针对S32760切削过程剪切区奥氏体相和铁素体相显微硬度相差大的问题。结合剪切区剪切变形，提取出剪切带应变、应变率、温度等变量，基于应力混合定则对双相材料的两相应力分别建模，将双相材料的两相应力求解出来。通过材料力学相关知识，揭示双相材料两相应力分布对两相显微硬度的影响规律。结合显微硬度与塑性应变关系建立考虑刀具前角和切削用量的两相显微硬度解算模型，解决了两相显微硬度分布不确定的问题。
将奥氏体相显微硬度和铁素体相显微硬度之差作目标函数，以奥氏体相显微硬度和铁素体相显微硬度之差的绝对值最小作为约束条件，采用遗传算法对模型进行寻优求解，最终得到两相显微硬度一致性最优的刀具前角及切削用量，本发明经过算法验证给出了在粗加工时，刀具前角范围为3°-20°、进给量范围为0.5mm/r-1mm/r、切削速度范围为100m/min-150m/min；精加工时，刀具前角范围为3°-20°、进给量范围为0.1mm/r-0.3mm/r、切削速度范围为200m/min-250m/min。
最后应说明的是：以上所述仅为本发明的优选实施例而已，并不用于限制本发明，尽管参照前述实施例对本发明进行了详细的说明，对于本领域的技术人员来说，其依然可以对前述各实施例所记载的技术方案进行修改，或者对其中部分技术特征进行等同替换,凡在本发明的精神和原则之内，所作的任何修改、等同替换、改进等，均应包含在本发明的保护范围之内。
Claims (4)
1.一种基于两相硬度分布一致性的双相不锈钢加工工艺，其特征在于：包括如下步骤：
S1：基于应力混合定则，建立双相材料两相应力求解模型，将双相材料的两相应力区分求解出来；
S2：建立考虑刀具前角以及切削用量的两相显微硬度解算模型，揭示刀具前角和切削用量对两相显微硬度的影响规律；
S3：基于已建立的两相显微硬度解算模型，揭示刀具前角和切削用量对切屑中两相显微硬度分布特性的影响规律，在两相显微硬度分布一致的条件下，获得刀具前角与切削用量的匹配关系，优化双相不锈钢的加工工艺。
2.根据权利要求1所述的一种基于两相硬度分布一致性的双相不锈钢加工工艺，其特征在于：剪切区内多物理场分布提取方法：通过分析剪切区力矩平衡关系，结合S32760双相本构模型预测切削力，通过切削用量求解切削力；剪切面分析；刀具-切屑界面分析；多物理场提取；剪切区多物理场分布的提取。
3.根据权利要求1所述的一种基于两相硬度分布一致性的双相不锈钢加工工艺，其特征在于：双相材料两相应力求解方法：切削S32760过程中，剪切区两相发生剧烈的塑性变形，而两相的材料力学性能的差异与演化形式不同，导致二者加工硬化程度有区别，因此通过分析切削用量与两相显微硬度之间的影响规律，揭示两相在切削过程中动态力学行为的差异。
4.根据权利要求1所述的一种基于两相硬度分布一致性的双相不锈钢加工工艺，其特征在于：双相材料两相显微硬度解算模型构建方法：
刀具前角以及切削用量对切屑两相显微硬度的影响规律：随着切削速度的不断增加两相显微硬度不断提高；
切削速度一样的条件下两相显微硬度随着进给量的增加而降低；
剪切区应变随前角的增大而逐渐降低，原因在于前角越大，切削刃就越锋利，对切削层的挤压逐渐减小，因此，工件的塑性变形随刀具前角的增大而降低；
剪切区平均剪切应变率随刀具前角的增大，逐渐减小，刀具前角直接影响剪切应变率的大小；
随着刀具前角的增大，剪切区平均温度降低；
随着前角的增大，奥氏体相与铁素体相的显微硬度在不断增大；
考虑刀具前角与切削用量的两相显微硬度预测模型：从刀具前角以及切削用量方面出发，以其作为自变量，两相显微硬度作为因变量，建立考虑刀具前角与切削用量的两相显微硬度预测模型。
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