镍基合金718成分性能

镍基高温合金哈氏合金系列材料生产供应商厂家-祯赋（上海）实业

对应牌号

Incone1718化学成分

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

镍基高温合金Incone1718因具有优良的性能而广泛应用于航空航天领域，但是起强化作用的强化 合金元素以高硬度化合物形式存在，如TiC、NbC等相间硬质点，导致其切削加工性差，被定义为难 加工材料。通过建立Inconel718的多尺度有限元模型，并加入含有cohesive单元的脆性相颗粒进 行切削仿真，深入研究切削Incone1718过程中脆性相对锯齿形切屑形态和切削力的影响规律。结 果表明：通过仿真结果与实验结果的对比分析，所建立的多尺度有限元模型与普通仿真结果相比， 切屑形态、切削力等均与实验结果更加接近，表明所建立的多尺度模型能够更好的反映Inconel718 的切削过程。

镍基高温合金Ineonel718具有良好的抗疲劳、抗 蠕变、抗氧化、耐腐蚀性能，在航空航天领域得到了广 泛的应用。但是由于镍基高温合金是一种典型的难加 工材料，切削过程中存在切削温度高、塑性变形大等问 题导致其切削加工性很差。目前对于高速切削镍基高 温合金Inconel718的研究主要有实验和有限元模拟两 种方法。虽然通过实验研究切削机理是一种可靠的方 法，但高速切削实验条件复杂，并且很难在切削过程中 准确获得切削温度、应力、应变等数据…。而有限元 分析方法以其节省实验成本、能够获得实验难以测量 的数据、结果表示直观可靠等优点在研究金属切削领 域得到许多学者的青睐。

1973年，美国伊利诺斯大学的B．E．Klameck最先 将有限元技术引入切削过程建模 J，他运用三维有限 元模型分析了切屑形成的最初阶段，同时系统地介绍了 金属切削中切屑形成的原理。1980年，美国北卡罗来那 州立大学的M．R．Lajczok l3 在他的博士学位论文中将 有限元方法应用于切削加工中的主要问题研究，初步分 析了切削工艺。J．S．Strenkowski和J．T．Carroll 在 1985年提出了一个简化的正交切削模型，对平面应变情况使用厂修正的拉格朗日刚度方程。特别是采用了 新的基于等效塑性应变的切屑分离准则。

美国克里弗 兰州立大学的T．Ozel(2000) 等利用有限元仿真技 术得到了r件的应变、应变率和温度等参数并依据 这些参数得到r工件的流动应力公式；他还得到了 刀屑接触面的剪应力，并依据剪应力得到了摩擦系 数的表达式。美同普札大学机械T程学院的 Y．G．Tian 等建立了带有刀具网角的直角切削模 型，并使用了通用有限元求解器ABAQus／Explicit@ 运算，得到的切削力各分量与实验结果吻合得较好。 山东大学的唐志涛、刘战强 。等建立了基于有限变 形理论、虚功原理和更新的托格朗日公式的热一弹 塑性本构方程，导出了热一弹塑性大变形耦合控制 方程，对正交切削航空铝合金的切屑形态、切削力、 切削温度以及应力场和应变场等物理场的分布进行 了有效预测。

通过以上文献可以发现当前对仿真切削In— conel718的研究存在缺陷：切削Inconel718时存在两 种材料失效机制，脆性相颗粒失效为脆性失效，基体镍 基属于塑性失效，以往的仿真模型将Inconel718看成 为均一材料赋予其材料属性而忽略脆性颗粒。 本文基于多尺度仿真思想，建立了含有脆性相 颗粒的高速切削Inconel718模型，通过仿真与实验 结果对比验证模型可靠性。并进一步分析脆性相颗 粒对切削力以及锯齿形切屑的影响规律，为进一步 通过多尺度仿真研究切削Inconel 71 8切削机理提供 基础．

有限元建模及关键技术

1．1 材料本构方程的建立 本文采用的材料本构模型是基于分离式霍普金森 杆的高速变形试验获得本构参数的Johnson—Cook本 构模型：模型具体形式如式(1)所示。

式中； 为等效靼性应力，MPa； 为等效塑性应变； 为等效塑性应变率s～； 。为参考应变率，s～；A为材 料初始屈服应力，MPa；B为硬化模量，MPa；C为应变 率依赖系数I『I为加工硬化指数；” 为热软化系数；T 为材料动态温度， ； 为室温，cIC； 为材料熔化 温度，℃

通过Hopkinson 杆实验，获得IIlconel718的 Johnson—Cook模型各个参数值女¨表1所 ：．

1．2脆性相颗粒建模 Inconel718脆性相颗粒材料主要是 FiC和NbC，琏 本物理参数如表2所示 。 为了减少计算时间，采H{ 精度偏移的划分力 式， 在刀具与T件接触的 域划分较密的 格，1 件毖体 其他不参与切削的区域划分较稀疏的网格 ．约束1-件 基体底部沿Y方向的自由度及T件左彳 两边节 -上的 方向上的自Fh度。刀具为刚体，限制存) 方向的自 由度，在参考点一I二施加向左的速度。多J 度正交切削 有限元模型如图1所示。

2. 高速切削Inconel718实验 机床：XK714D型i坐标轴立式数控铣床。 刀具：整体式涂层硬质合金平又 铣刀 、 1一件材料：lnconel718高温合金块料，J 寸为70 mill×20 mill×20 lnm。 切削力测量工具：Kistler 9257B切削力测试仪 Inconel718微观金相组织如罔2所示，其微观颗 粒随机分布，彤状为椭圆形，尺寸在2～20 n 之间．、 

3 结果与分析

3.1切削力 为了研究脆性相对切削力的影响，采用相同的切 削条件(刀具前角 。=6。，进给量厂=0．15 mm／r，切削 速度 =35 m／min)得到瞬态切削力仿真值与实验值 的对比图，如图3所示；得到切削力波动的对比如图4 所示。

由图3、图4可以看出，当切削过程达到稳定状态 时切削力会呈现有规律的波动，但是无脆性相模型所 得瞬态切削力的波动较为平稳，变化率较小，而加入脆 性相的模型所得瞬态切削力的波动幅度较大，且力的 大小与波动趋势与实验结果更加接近。硬脆相的加入 会引起刀具与工件摩擦增大，切削热增加，减少了切削 变形的时间，进而导致切削过程不稳定，切屑形成过程 中的应变率增大，有利于剪切局部化的发生。

图5是采用相同的切削条件(刀具前角 =6。， 进给量／=0．15 mm／r，切削速度分别取 ：30 m／min； 2=35 m／min； 3=40 m／min； 4=45 nv'min)得到的平 均主切削力的对比图。 由图5可知，仿真结果与实验结果大体吻合，平均 主切削力都是随着切削速度的提高而减小。与实验值 对比，有脆性相模型仿真值较大，而无脆性相仿真值偏小，但是有脆性相颗粒模型的仿真值更加接近实验值， 这是因为颗粒是脆性材料，刀具经过颗粒所在区域时， 颗粒本身受力无塑性变形，颗粒与刀具之间属于“硬 接触”，这种间接的接触性质对刀具产生力的作用导 致进给力增大，进而使得切削力变大。

3．2锯齿屑形成 图6是在相同切削条件(切削速度 =60 m／rain) 仿真切屑和实验切屑形态对比图。南冈可以看出，与 不加脆性相颗粒相比，加入脆性相颗粒之后得到的切 屑形态变得不规则，切屑齿高和齿距与实验结果更加 符合。

由图可以看m，仿真模型得到的锯齿化程度与实验 结果大体一致，锯齿化程度随切削速度的提高而增大。 有脆性相的模型所得的锯齿化程度稍微偏大，这是因为 加入脆性相颗粒后，导致刀具与工件的摩擦加剧，使得 在切削过程中温度增高，促进了热软化效应，第一变形 区处于绝热剪切失稳状态，材料的剪切抗力急剧减小使 得剪切区绝热剪切变形加剧，更有利于锯齿形切屑的形成，因此加入脆性相后锯齿化程度增大，但与不加脆性 相模型相比更加符合实验结果。又因为镍基合金中脆 性相颗粒的大小不等且分布不均匀，具有随机性，最终 导致加入脆性相后切屑上相邻的齿高与齿宽不等，切屑 形态变得不规则，更加接近实验结果。