鎳基高溫合金哈氏合金系列材料生產(chǎn)供應商廠家-禎賦（上海）實業(yè)

對應牌號

Incone1718化學成分

C≤0.08 Mn≤0.35 Si≤0.015 P≤0.35 S≤0.015 Cr17~21 Ni50~55 Mo2.8~3.3 Cu≤0.3 Ti0.65~1.15 Al0.2~0.8 Fe余量 Nb4.75~5.5 B≤0.006

物理性能：

性能

鎳基高溫合金Incone1718因具有優(yōu)良的性能而廣泛應用于航空航天領域，但是起強化作用的強化 合金元素以高硬度化合物形式存在，如TiC、NbC等相間硬質(zhì)點，導致其切削加工性差，被定義為難 加工材料。通過建立Inconel718的多尺度有限元模型，并加入含有cohesive單元的脆性相顆粒進 行切削仿真，深入研究切削Incone1718過程中脆性相對鋸齒形切屑形態(tài)和切削力的影響規(guī)律。結 果表明：通過仿真結果與實驗結果的對比分析，所建立的多尺度有限元模型與普通仿真結果相比， 切屑形態(tài)、切削力等均與實驗結果更加接近，表明所建立的多尺度模型能夠更好的反映Inconel718 的切削過程。

鎳基高溫合金Ineonel718具有良好的抗疲勞、抗 蠕變、抗氧化、耐腐蝕性能，在航空航天領域得到了廣 泛的應用。但是由于鎳基高溫合金是一種典型的難加 工材料，切削過程中存在切削溫度高、塑性變形大等問 題導致其切削加工性很差。目前對于高速切削鎳基高 溫合金Inconel718的研究主要有實驗和有限元模擬兩 種方法。雖然通過實驗研究切削機理是一種可靠的方 法，但高速切削實驗條件復雜，并且很難在切削過程中 準確獲得切削溫度、應力、應變等數(shù)據(jù)…。而有限元 分析方法以其節(jié)省實驗成本、能夠獲得實驗難以測量 的數(shù)據(jù)、結果表示直觀可靠等優(yōu)點在研究金屬切削領 域得到許多學者的青睞。

1973年，美國伊利諾斯大學的B．E．Klameck最先 將有限元技術引入切削過程建模 J，他運用三維有限 元模型分析了切屑形成的最初階段，同時系統(tǒng)地介紹了 金屬切削中切屑形成的原理。1980年，美國北卡羅來那 州立大學的M．R．Lajczok l3 在他的博士學位論文中將 有限元方法應用于切削加工中的主要問題研究，初步分 析了切削工藝。J．S．Strenkowski和J．T．Carroll 在 1985年提出了一個簡化的正交切削模型，對平面應變情況使用廠修正的拉格朗日剛度方程。特別是采用了 新的基于等效塑性應變的切屑分離準則。

美國克里弗 蘭州立大學的T．Ozel(2000) 等利用有限元仿真技 術得到了r件的應變、應變率和溫度等參數(shù)并依據(jù) 這些參數(shù)得到r工件的流動應力公式；他還得到了 刀屑接觸面的剪應力，并依據(jù)剪應力得到了摩擦系 數(shù)的表達式。美同普札大學機械T程學院的 Y．G．Tian 等建立了帶有刀具網(wǎng)角的直角切削模 型，并使用了通用有限元求解器ABAQus／Explicit@ 運算，得到的切削力各分量與實驗結果吻合得較好。 山東大學的唐志濤、劉戰(zhàn)強 。等建立了基于有限變 形理論、虛功原理和更新的托格朗日公式的熱一彈 塑性本構方程，導出了熱一彈塑性大變形耦合控制 方程，對正交切削航空鋁合金的切屑形態(tài)、切削力、 切削溫度以及應力場和應變場等物理場的分布進行 了有效預測。

通過以上文獻可以發(fā)現(xiàn)當前對仿真切削In— conel718的研究存在缺陷：切削Inconel718時存在兩 種材料失效機制，脆性相顆粒失效為脆性失效，基體鎳 基屬于塑性失效，以往的仿真模型將Inconel718看成 為均一材料賦予其材料屬性而忽略脆性顆粒。 本文基于多尺度仿真思想，建立了含有脆性相 顆粒的高速切削Inconel718模型，通過仿真與實驗 結果對比驗證模型可靠性。并進一步分析脆性相顆 粒對切削力以及鋸齒形切屑的影響規(guī)律，為進一步 通過多尺度仿真研究切削Inconel 71 8切削機理提供 基礎．

有限元建模及關鍵技術

1．1 材料本構方程的建立 本文采用的材料本構模型是基于分離式霍普金森 桿的高速變形試驗獲得本構參數(shù)的Johnson—Cook本 構模型：模型具體形式如式(1)所示。

式中； 為等效靼性應力，MPa； 為等效塑性應變； 為等效塑性應變率s～； 。為參考應變率，s～；A為材 料初始屈服應力，MPa；B為硬化模量，MPa；C為應變 率依賴系數(shù)I『I為加工硬化指數(shù)；” 為熱軟化系數(shù)；T 為材料動態(tài)溫度， ； 為室溫，cIC； 為材料熔化 溫度，℃

通過Hopkinson 桿實驗，獲得IIlconel718的 Johnson—Cook模型各個參數(shù)值女¨表1所 ：．

1．2脆性相顆粒建模 Inconel718脆性相顆粒材料主要是 FiC和NbC，璉 本物理參數(shù)如表2所示 。 為了減少計算時間，采H{ 精度偏移的劃分力 式， 在刀具與T件接觸的 域劃分較密的 格，1 件毖體 其他不參與切削的區(qū)域劃分較稀疏的網(wǎng)格 ．約束1-件 基體底部沿Y方向的自由度及T件左彳 兩邊節(jié) -上的 方向上的自Fh度。刀具為剛體，限制存) 方向的自 由度，在參考點一I二施加向左的速度。多J 度正交切削 有限元模型如圖1所示。

2. 高速切削Inconel718實驗 機床：XK714D型i坐標軸立式數(shù)控銑床。 刀具：整體式涂層硬質(zhì)合金平又 銑刀 、 1一件材料：lnconel718高溫合金塊料，J 寸為70 mill×20 mill×20 lnm。 切削力測量工具：Kistler 9257B切削力測試儀 Inconel718微觀金相組織如罔2所示，其微觀顆 粒隨機分布，彤狀為橢圓形，尺寸在2～20 n 之間．、?

3 結果與分析

3.1切削力 為了研究脆性相對切削力的影響，采用相同的切 削條件(刀具前角 。=6。，進給量廠=0．15 mm／r，切削 速度 =35 m／min)得到瞬態(tài)切削力仿真值與實驗值 的對比圖，如圖3所示；得到切削力波動的對比如圖4 所示。

由圖3、圖4可以看出，當切削過程達到穩(wěn)定狀態(tài) 時切削力會呈現(xiàn)有規(guī)律的波動，但是無脆性相模型所 得瞬態(tài)切削力的波動較為平穩(wěn)，變化率較小，而加入脆 性相的模型所得瞬態(tài)切削力的波動幅度較大，且力的 大小與波動趨勢與實驗結果更加接近。硬脆相的加入 會引起刀具與工件摩擦增大，切削熱增加，減少了切削 變形的時間，進而導致切削過程不穩(wěn)定，切屑形成過程 中的應變率增大，有利于剪切局部化的發(fā)生。

圖5是采用相同的切削條件(刀具前角 =6。， 進給量／=0．15 mm／r，切削速度分別取 ：30 m／min； 2=35 m／min； 3=40 m／min； 4=45 nv'min)得到的平 均主切削力的對比圖。 由圖5可知，仿真結果與實驗結果大體吻合，平均 主切削力都是隨著切削速度的提高而減小。與實驗值 對比，有脆性相模型仿真值較大，而無脆性相仿真值偏小，但是有脆性相顆粒模型的仿真值更加接近實驗值， 這是因為顆粒是脆性材料，刀具經(jīng)過顆粒所在區(qū)域時， 顆粒本身受力無塑性變形，顆粒與刀具之間屬于“硬 接觸”，這種間接的接觸性質(zhì)對刀具產(chǎn)生力的作用導 致進給力增大，進而使得切削力變大。

3．2鋸齒屑形成 圖6是在相同切削條件(切削速度 =60 m／rain) 仿真切屑和實驗切屑形態(tài)對比圖。南岡可以看出，與 不加脆性相顆粒相比，加入脆性相顆粒之后得到的切 屑形態(tài)變得不規(guī)則，切屑齒高和齒距與實驗結果更加 符合。

由圖可以看m，仿真模型得到的鋸齒化程度與實驗 結果大體一致，鋸齒化程度隨切削速度的提高而增大。 有脆性相的模型所得的鋸齒化程度稍微偏大，這是因為 加入脆性相顆粒后，導致刀具與工件的摩擦加劇，使得 在切削過程中溫度增高，促進了熱軟化效應，第一變形 區(qū)處于絕熱剪切失穩(wěn)狀態(tài)，材料的剪切抗力急劇減小使 得剪切區(qū)絕熱剪切變形加劇，更有利于鋸齒形切屑的形成，因此加入脆性相后鋸齒化程度增大，但與不加脆性 相模型相比更加符合實驗結果。又因為鎳基合金中脆 性相顆粒的大小不等且分布不均勻，具有隨機性，最終 導致加入脆性相后切屑上相鄰的齒高與齒寬不等，切屑 形態(tài)變得不規(guī)則，更加接近實驗結果。