inconel625镍基高温合金INCONEL625成分性能

Inconel 625合金是一种非磁性，耐腐蚀和抗氧化的镍铬合金。Inconel 625的高强度是由于钼和铌在合金的镍铬基体上硬化结合而成的。Inconel 625对各种异常严重的腐蚀性环境具有极强的抵抗力，包括高温效应（例如氧化和渗碳），包括腐蚀。它在从低温到最高2000°F（1093°C）的高温范围内的出色强度和韧性，主要来自难熔金属Co和钼在镍铬基体中的固溶作用。镍铬合金625具有出色的抗点蚀和缝隙腐蚀的能力，高的腐蚀疲劳强度，高拉伸强度以及抗应力腐蚀开裂对氯离子的抵抗力-使其成为海水应用的绝佳选择。铬镍铁合金用于航空航天应用以及海洋应用。这种合金的常见应用是弹簧，密封件，用于潜水控制装置的波纹管，电缆连接器，紧固件，挠性装置和海洋学仪器组件。

热膨胀系数：in / in /°F（m / m /°C）

68 -400°F（20 -204°C）：7.3 x 10·6（13.1）

磁导率H = 200

镍卷产品形式

Inconel 625带钢卷Inconel 625铝箔卷镍625色带卷镍丝产品形式

镍625异形线Inconel 625圆线625合金扁线Inconel 625方线极限抗拉强度：120 KSI min（827 MPa min）

屈服强度：（0.2％偏移）60 KSI min（414 MPa min）

＃1-热轧退火和除鳞。它有条状，箔状和丝带状。它用于不需要光滑装饰的应用。

冷轧，退火和除氧化皮产生的无光精加工。用于深冲零件和在成型过程中需要保留润滑剂的零件。

通过冷轧，退火和除氧化皮产生的光滑表面。退火后，通过抛光辊添加了轻微的冷轧道次，使其表面光洁度比2D高。

XC-额外清洁的光亮退火或光亮退火和冷轧润滑脂-超光亮饰面（用于装饰应用）肥皂-在回火钢丝上的肥皂涂层，可充当润滑剂。

lnconel 625无法进行硬化热处理。

Inconel 625具有出色的焊接性和钎焊性

摘 要：为了研究 Inconel625 高温合金在较高温度和应变率变化范围内的热变形行为，采用 CSS 电子万能试验机和分离式霍普金森压杆试验装置对 Inconel625 高温合金进行准静态试验和霍普金森压杆试验，在温度为 20~800 ℃、应变率为 0.001~8000 s1 范围内得到 Inconel625 高温合金的真实应力—应变曲线。

结果表明：随着温度的升高，Inconel625 高温合金的流动应力与屈服应力并不单一地随应变率增大而增大，同一温度条件下，随着应变率的增加，Inconel625 高温合金的真实应力先增大后减小(分界线是应变率为 6000 s1)；同一应变率条件下，Inconel625高温合金的真实应力随着温度的升高而减小。

基于 Johnson-Cook 模型对其真实应力应变曲线进行拟合分析，经过计算得到模型的预测值与实验值的相关性和绝对误差，并进一步改进 Inconel625 高温合金的 Johnson-Cook 本构模型，使模型能够更好地反映 Inconel625 高温合金在较高温度和应变率变化范围内的热变形规律。

Inconel625 高温合金是一种典型的镍基变形高温合金，该合金中的 Cr、Mo、Nb 含量高，固溶强化作用强烈，以其高强度、高韧性以及优良的抗疲劳性能被广泛应用于石油、造船、核电工业、航空航天和化工等行业[14]。由于 Inconel625 高温合金在切削过程中不易散热，极易产生热量堆积，使刀具磨损严重，切削加工性能差。因此，研究其切削热变形规律具有十分重要的意义。

本构方程作为研究切削过程中材料热变形规律的一个重要的数学模型，能够表征材料的塑性流变特征，有效地预测材料的稳态流动应力，为切削过程有限元仿真提供理论依据。目前，国内外学者对材料的本构方程进行了大量的研究。

研究人员在应变率为 3×104~1 s1、温度为 950~1150 ℃范围内对 Ni-Cr-Co 基高温合金进行了热压缩试验，得到了材料的双曲正弦本构模型[57]。魏洪亮等[8]利用准静态拉伸、对称循环和非对称循环试验研究高温合金 GH4169 的本构关系，使用非线性优化算法修正了该材料的 Choboche本构模型[912]。

研究人员开发了一种高温霍杆试验装置[1314]，对 Ti6Al4V 合金从室温到 1000 ℃，应变率 1400 s1 范围内的压缩试验，通过试验结果得出了Ti6Al4V 合金的修正的Johnson-Cook 本构方程，修正后的 Johnson-Cook 本构方程更适合表达该钛合金的再结晶温度附近的动态行为[1516]。

应用模糊神经网络的方法，引用 Z-H 参数，建立了高温合金GH4169 在应变率为 0.1~50 s1和温度为 1203~1323 K范围内的 Arrhenius 本构模型。对粉末高温合金 FGH95 的黏塑性力学行为进行了研究，并以此为基础建立了粉末高温合金的 Bonder-Partom 统一弹黏塑性本构模型。研究人员对 Inconel625 高温合金在高温段的热变形行为也做了相关研究，并归纳出了该合金在高温段变形的 Arrhenius 型本构方程[1922]。

对 Inconel625 高温合金在高温、低应变率条件下的热变形行为做了研究，归纳出了该合金在这种条件下的 Johnson-Cook 本构模型。

然而，上述研究大多局限于较窄的温度范围和较低的应变率条 件下[2425]，切削是在一个高温和应变率变化十分复杂的环境下进行的过程，因此上述模型不能够有效描述材料在切削过程中的热变形行为。Johnson-Cook 本构模型以其参数简单、准确率高以及更加接近切削实际的特点被广泛应用于切削有限元仿真中[2627]。

因此，建立一种在高温以及应变率变化较大范围的Inconel625 高温合金的 Johnson-Cook 本构模型十分必要。

为了解决上述问题，本文作者在不同温度范围和应变率条件下对 Inconel625 高温合金进行准静态压缩试验和霍普金森压杆试验，分析其热变形规律，建立Inconel625 高温合金的 Johnson-Cook 本构模型，分析其应力应变关系，计算模型的相关度和绝对误差，并在此基础上对模型做进一步修正，使其能够更加准确地反映 Inconel625 高温合金在较高温度和应变率变化范围内的热变形行为。

1 试验

1.1 试验材料及试样制备

本试验所用材料为锻态 Inconel625 高温合金棒材，其化学成分见表 1。试验分两阶段：第一阶段为Inconel625 高温合金的准静态压缩试验，第二阶段为

Inconel625 高温合金的霍普金森压杆试验。准静态压缩试验采用 d 5 mm×5 mm 的圆柱形试样，除几何尺寸要求外，还要有较好的平行度和垂直度，均保持在

0.01 mm 左右，表面粗糙度为 1.6 mm。霍普金森压杆试验在两套压杆装置上进行，采用圆柱形试样，试样规格分别为 d 5 mm×5mm、d 4 mm×4 mm、d 2 mm×2 mm，试样的加工精度和加工方式与准静态压缩试验相同。

1.2 试验方法

在 CSS 电子万能试验机上进行的准静态压缩试验，试验条件为室温(20 ℃)，选取应变速率为 0.001 s1，压缩速率为 0.3 mm/min。试验采用 d 5 mm×5 mm

试样，为减小试验误差，试验重复进行 3 次。

在霍普金森压杆试验装置上进行的动态力学性能试验，设计试验温度为 20~800 ℃，应变率为 1500~ 8000 s1。

试验采用 d 5 mm×5 mm，d 4 mm×4 mm和 d 2 mm×2 mm 3 种试样，其中 d 5 mm×5 mm，d 4 mm×4 mm 的试样用于低应变率条件下，用直径为 13 mm 的撞击杆、入射杆和透射杆进行试验；d 2 mm×2 mm 的试样用于高应变率条件下，用直径为 5 mm 的撞击杆、入射杆和透射杆进行试验。为减小试验误差，每组试验重复进行 3 次具体试验方案如表 2 所列。

2 结果及分析

2.1 准静态压缩试验

材料的真实应力应变之间的关系能直接反映出材料流动应力与变形条件之间的关系，同时也是材料内部组织性能变化的宏观表现。从材料的真实应力应变曲线上可以看出，材料在变形过程中是否发生动态再结晶，当真实应力 随真实应变 的增加而增加时，材料发生加工硬化。

Inconel625 高温合金的准静态压缩试验真实应力应变曲线如图 1 所示，从图 1 中可以看出，材料的真实应力随应变的增加而增加，在准静态载荷压缩状态下材料没有明显的屈服阶段，也没有产生动态再结晶，但有明显的加工硬化产生，这是由于金属材料在形成塑性变形时，金属晶格发生了弹性畸变，这就阻碍了金属内部的滑移。畸变越严重，则塑性变形产生越困难、变形抗力越大。随着变形程度增加，晶格的畸变也随之增大导致滑移带产生较严重的弯曲，这使得金属变形抗力变得更大，出现加工硬化。

2.2 霍普金森压杆试验

图 2 所示为 Inconel625 高温合金在 20，200，400，600，800 ℃时不同应变率下的真应力应变曲线。

图2(a)所示为常温下霍普金森压杆试验在不同应变率下的真实应力应变曲线，由图 2 可知在弹性段，Inconel625 高温合金的流动应力与屈服应力先随着应变率的增大而增大，当应变率达到 3500 s1时流动应力与屈服应力随着应变率的增大反而出现下降现象，说明该材料产生了显著的应变率敏感效应，是一种应变率敏感材料。在进入到塑性段后，应力随着应变的增大而增大，并基本呈线性趋势。

比较图 2(a)~(e)可知，在相同温度不同应变率条件下，材料的应变硬化率基本相同。随着动态压缩温度的升高，Inconel625 高温合金的流动应力与屈服应力并不是单一的随应变率的增大而增大，这与现阶段流动应力随应变率增大而增大的趋势理论不完全吻合[2526]。

在温度达到 800 ℃时，材料的流动应力和屈服应力均随着应变率的增大而减小，这是由于在高速冲击载荷作用下，金属密度增大，并在材料内部形成缺陷，进而使材料表现出应变率强化效应和应变强化效应，但这两种效应并不是无限增长的，当其达到饱和状态时，高温会促使材料再结晶，将内部缺陷自行减小。

从图 2 中可以看出，不同应变率条件下 Inconel625高温合金的真实应力应变曲线进入稳态流变阶段的起始应变值会随着试验条件的变化而变化，但是大部分曲线在真实应变超过 0.05 后会进入稳态流变阶段。

为研究高温合金 IN625 对温度的敏感性，本文作者选取各曲线在真应变为 0.05~0.15 范围内的一段作为构造本构方程的数据来源。

图 3 所示为材料在不同温度条件下应变率分别为1500、3500、6000、8000 s1时的真实应力应变曲线。

由图 3 可知，在相同应变率条件下材料的应变硬化率随温度的升高而降低，在高应变率下，Inconel625 高温合金具有显著的温度敏感性，且材料的塑性流动应力和屈服应力随温度的升高而逐渐减小，存在明显的温度软化效应。

综合分析可以得出，Inconel625 高温合金是一种应变率敏感、温度敏感材料，在高温、高应变率条件下，材料的塑性变形过程存在应变硬化效应、应变率硬化效应及温度软化效应的耦合作用，从而决定了该材料真应力应变曲线的变化趋势。

3 本构模型的建立

3.1 原始的 Johnson-Cook 本构模型

假设材料应力符合屈服准则和各项同性应变硬化准则，则屈服极限为

的数据，即取应变率为 1500、3500、6000、8000 s1，应变为 0.1 时所对应的应力进行拟合。由于在室温下取值，所以此时温度项为 1，式(2)可变为：

式(5)可看做是斜率为 C，截距为 1 的直线，经数据拟合得出 C=0.027。

为了进一步确定温度软化系数 m，取相同应变率不同温度条件下的压缩数据，对不同温度下材料的应力值进行拟合。按照上述方法将式(2)转换成一条双对数坐标上的直线：

由于材料在产生塑性变形过程中会产生一定的热量，使材料发生温度软化效应，降低材料的流动应力，因此，材料在求解温度软化系数 m 时要考虑塑性变形所引起的材料温度的升高即绝热温升的影响。

材料在发生塑性变形时所做的功有很大一部分转化成了热量，如式(7)所示：

式中：W 为材料在动态冲击下塑性变形所做的功；Q为变形时所转化的热量；k 为转化系数；W 和 Q 又可经过一系列变换，经过推导得出温度增量 T 的表达式(8)，如下式所示：

C 为当前温度下材料的比热容，C 值由经验值获得，根据 KHAN 等[25]的研究成果，k 取 0.9，即塑性变形过程中所做的功有 90%转化为热量。因此塑性变形过程中的材料的温度T必须在原始温度T0的基础上考虑温度增量 ，即

Inconel625 高温合金的熔点温度为

1290~1350 ℃，计算时取材料的熔点温度 Tm=1320 ℃，因此，考虑绝热温升的影响并将数据拟合可得到m=0.49。

通过以上分析及计算可得 Inconel625 高温合金的原始 Johnson-Cook 本构模型为

3.2 分析与改进

3.2.1 原始 Johnson-Cook 本构模型的拟合结果分析根据表 3 作出图 4，即流变应力预测值与试验值的比较。一般情况下，需要流变应力的预测值与试验值越接近越好，因此需要对预测结果与试验结果从符合程度上进行分析说明。相关系数(相关度)就是一个常用的统计数据的方法，它一般用来表示计算值与试验值的符合程度。其数学表达式为

式中：n 为观测点总数；xi为试验测得的流动应力；yi为模型的预测值；x 和 y 分别为 xi和 yi平均值。但是，如果只用相关系数来表示计算结果的好坏，这是片面的。相关系数越高，可能数据的符合程度越好，但是并不是绝对的，因此，还需要引入绝对误差来表示计算结果和试验值的偏离程度。绝对误差可以表示为

图 4 中图例 ED 表示试验数据，PJC 表示拟合数据。图 4(a)~(d)分别表示了应变速率为 1500、3500、6000、8000 s1下的真实应力应变曲线的拟合值与试验值，能够明显看出，模型在 20、200、400 ℃时拟合曲线与试验曲线差别不大，而在 600 和 800 ℃下曲线拟合的误差较大。尽管拟合曲线与试验曲线较为吻合，

但依然存在 10%左右的平均误差。

图 5 所示为原始 Johnson-Cook 本构模型模拟应力与试验应力的离散程度，即相关情况。图 5 中黑色的直线代表相关度为 1(100%)，落在上面的点代表了模拟值与试验值完全一致，直线上方的点模拟值大于试验值，直线下方的点模拟值小于试验值，不同颜色的点表示在不同应变率条件下的数据。Inconel625 高温合金的流动应力的原始Johnson-Cook本构模型计算值与试验值的相关度仅为 0.901。在图 5 中试验平均值曲线与拟合平均值曲线的符合程度对比，其绝对误差为

10.13%。

由图 4 和 5 可知，原始 Johnson-Cook 本构模型不能够准确描述 Inconel625 高温合金在切削过程中的流变行为，原因在于原始 Johnson-Cook 本构模型是建立在诸多前提假设条件之下的。

原始Johnson-Cook本构模型认为应变硬化与应变硬化速率以及加热软化效应这 3 个因素是相互独立、互不干扰的，事实上对于 Inconel625 高温合金，应变硬化系数 C 是随着温度和应变的变化而变化的。为了更加准确地描述 Inconel625 高温合金的流变行为，必须考虑这三者之间的关系，以及这三者对流动应力的

交互作用。 3.2.2 对原始 Johnson-Cook 本构模型的改进

通过图 1 可知，Inconel625 高温合金在大部分切削条件下的真应力真应变曲线在进入稳态流变后呈现平稳延伸的特点。在试验中曲线却呈现出持续上升的趋势，这表明 Inconel625 高温合金在这些条件下变形时应变硬化作用强于动态再结晶的软化作用，流变应力随应变增大而不断增大。由图 4 和 5 可以看出，模拟值与试验值存在较大差距，这表明原始 JC 模型不能很好地表达出 Inconel625 高温合金在车削过程中的动态特性。针对上述问题，对原始 Johnson-Cook 本构模型进行了改进。观察式(1)可知因此，当温度为参考温度、应变速率为参考应变速率时，这两项不影响计算结果，但这两项会在温度和应变速率偏离参考点时发挥对流动应力计算结果的调整作用。因温度和应变速率的改变而引起的应力变化即由这两项反映出来。应变速率硬化系数 C 和加热软化指数 m 决定了调整的幅度。在原始模型中，参数 C 是