对应牌号
Incone化学成分
C≤0.08Mn≤0.35Si≤0.P≤0.35S≤0.Cr17~21Ni50~55Mo2.8~3.3Cu≤0.3Ti0.65~1.15Al0.2~0.8Fe余量Nb4.75~5.5B≤0.
物理性能：
性能
镍基高温合金Incone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Inconel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Incone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Inconel的切削过程。
镍基高温合金Ineonel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Inconel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。
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。年，美国北卡罗来那州立大学的M．R．Lajczokl3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()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—conel的研究存在缺陷：切削Inconel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Inconel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Inconel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IIlconel的Johnson—Cook模型各个参数值女¨表1所：．
1．2脆性相颗粒建模Inconel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Inconel实验机床：XKD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：lnconel高温合金块料，J寸为70mill×20mill×20lnm。切削力测量工具：KistlerB切削力测试仪Inconel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2～20n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=0．15mm／r，切削速度=35m／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／=0．15mm／r，切削速度分别取：30m／min；2=35m／min；3=40m／min；4=45nvmin)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=60m／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。