GH4169高温合金端面车削表面变质层的形成机理

姚倡锋，沈雪红，张定华

(西北工业大学 现代设计与集成制造技术教育部重点实验室，西安 710072)

GH4169高温合金端面车削表面变质层的形成机理

姚倡锋，沈雪红，张定华

(西北工业大学 现代设计与集成制造技术教育部重点实验室，西安 710072)

利用实验和DEFORM-3D有限元分析相结合的方法，通过分析不同加工参数下切削力、温度和应变场，以及残余应力、显微硬度、微观组织的变化，研究GH4169端面车削表面变质层的形成机理。结果表明：表面变质层的形成是热力耦合作用于材料微观组织的结果；加工强度增大，切削力和切削热增大，表层金属等效应变增大，塑性变形更加显著，金相组织改变越明显，晶粒变形程度越大；在加工参数范围内，温度影响层深度为130～200 μm，等效应变层深度为100～220 μm，残余应力层为80～110 μm，硬化层深度为50～80 μm，表面变质层深度为2.5～5 μm。

切削力；温度-应变分布；残余应力；加工硬化；微观组织

GH4169高温合金组织稳定性好，650 ℃以下的屈服强度居变形高温合金的首位，在-253～650 ℃温度范围内塑性、拉伸强度良好，并具有良好的抗疲劳、抗氧化、耐腐蚀性能[1]，能够制造各种形状复杂的零部件，被广泛应用于制造航空发动机的整体叶盘、叶片等高温关键部件。然而，由于GH4169高温合金强度高，导热性差，其加工过程存在切削力大、切削温度高、刀具磨损剧烈、粘刀现象严重、切屑不易排出等问题[2-3]。

国内外学者采用实验和仿真相结合的方法从加工参数、加工环境、刀具等方面展开对GH4169高温合金的表面完整性分析。Ezugwu 等[4]通过对不同冷却压力下陶瓷刀具车削Inconel718时切削力和表面完整性的分析，得到切削力随冷却压力的增大而减小；15 MPa的冷却压力可以抑制表面沟槽产生，工件表面硬化层深度约为0.15 mm。Kenda等[5]研究了低温环境加工Inconel718的残余应力、硬度的变化。结果表明：与冷却液润滑相比，低温环境下加工稳定性更高，产生的残余压应力较大，残余压应力层从40 μm增加到70 μm，硬度从500HV增加到800HV。姚倡锋等[6]采用实验和有限元结合，研究了车削GH4169的残余应力形成机理。结果表明：用磨钝刀片加工时，主切削力、剪切区温度、等效应变均增大；刀具磨损导致表面残余拉应力峰值增大，残余应力层从72 μm增至85 μm。孙士雷等[7]对GH4169高速铣削的加工硬化进行了研究，得到加工硬化程度为110.5%～127.5%；铣削速率对表面加工硬化影响最为明显，其次为切削深度，最后是每齿进给量。随着铣削速率和每齿进给量的增加，表面硬化程度降低；随着切削深度的增加，表面加工硬化程度逐渐加强。

虽然国内外学者在车削GH4169方面已做了大量研究，但现有研究基于三维切削模型，通过分析工件应力场和温度场的模拟结果，研究不同切削参数对切削力、表面粗糙度、表面形貌的影响，而有关表面变质层形成机理的研究还很少。本工作采用实验和DEFORM-3D软件相结合的方法，通过模拟三种加工强度下试件的切削力、温度和等效应变场的变化趋势，测试已加工试件的残余应力、显微硬化层、微观组织随加工深度的变化，分析硬质合金刀具车削GH4169表面变质层的形成机理。

1 实验方案

试件规格为φ30 mm×100 mm，材料GH4169，化学成分如表1所示[8]，常温下的力学性能如表2所示。热处理方法：954 ℃下固溶处理1 h后空气冷却至720 ℃，保温8 h；然后，空气冷却至620 ℃，保温8 h，冷却至室温。刀具牌号CNMG 120408-231105， PVD-TiAlN涂层的硬质合金刀具，刀尖半径0.8 mm，刀刃半径(40±5) μm。实验在HK63/1000数控车床上进行，采用Blasor乳化液冷却，选用三组不同加工参数对工件进行实验：(1)vc=44 m/min，ap=0.36 mm，f=0.14 mm；(2)vc=65 m/min，ap=0.6 mm，f=0.2 mm；(3)vc=86 m/min，ap=0.84 mm，f=0.26 mm。

表1 GH4169高温合金化学成分(质量分数/%)[8]Table 1 Chemical composition of GH4169 alloy(mass fraction/%)[8]

表2 GH4169高温合金的力学性能Table 2 Mechanical properties of GH4169

采用PROTOLXRD-MG2000残余应力测试系统，测量点距圆心10 mm，测量径向与周向的残余应力。测试方法为sin2ψ法，测试靶材为MnKα，衍射角151.88°，衍射晶面{311}，曝光1 s，曝光10次。采用电化学腐蚀抛光手段去除材料后，测试残余应力沿深度方向的分布值。电解液配制体积比为CH3OH∶C6H14O2∶HClO4=10∶5∶1。通过腐蚀时间控制剥层深度，用千分尺测量剥层深度，直至所测应力值恒定于基体应力值为止。

采用FEM-8000硬度测量仪对工件沿深度方向的显微硬度进行测量。测量方法为维氏硬度测试法，加载力0.245 N，保载时间10 s，为确保测量结果的准确性，测量点之间的距离应大于等于硬度测量压痕尺寸的两倍。

采用Oxford Instruments扫描电镜观察材料微观组织。首先进行试块镶样，然后用抛光机进行抛光，最后用腐蚀液对抛光表面腐蚀35～45 s后用扫描电镜观测。腐蚀液配制比例：20 mL HCl+20mL C2H5OH+4 g CuSO4。

2 有限元仿真

2.1工件材料模型

材料的本构模型是通过描述材料在加工变形过程中的应力、温度和等效应变场之间的关系，反映材料的本质变化。本研究在有限元仿真中使用式(1)所示的TurulÖzel等修正的Johnson-Cook模型[9]，来描述GH4169在大应变率下的应力应变关系。表3所示为GH4169合金的Johnson-Cook参数。

(1)

表3 GH4169高温合金的修正J-C模型参数Table 3 Modified JC model related parameters of GH4169 superalloy

2.2有限元模型的建立

在DEFORM-3D软件中建立车削GH4169的三维模型，完成对材料参数、刀具性能、加工参数、边界条件的设置。选择和实验相同的加工参数进行仿真加工：(1)vc=44 m/min，ap=0.36 mm，f=0.14 mm；(2)vc=65 m/min，ap=0.6 mm，f=0.2 mm；(3)vc=86 m/min，ap=0.84 mm，f=0.26 mm。分别模拟这三组加工条件下切削力随时间的变化、温度和等效应变随距工件表面深度的变化，以便分析热力耦合作用对残余应力、显微硬度以及材料微观组织的影响。

车削过程中的运动边界条件设为工件保持固定，在刀具上添加大小等于切削线速率的边界条件；热边界条件不计刀具与切削液、空气之间的对流现象，只考虑工件、刀具以及工件与刀具接触区产生的热量，这部分热量主要由热传导系数确定。

机械加工过程中，切削刃与切屑接触区会发生黏结，前刀面与切屑产生高接触正应力，通常摩擦应力可认为是常量；而在滑动摩擦区域，刀屑接触正应力较小，摩擦力与正应力呈正比例，摩擦系数不是常数。本次仿真用式(2)所示的修正的Coulomb摩擦定律模型[9]表示摩擦应力：

(2)

式中：τf为摩擦应力；σn为前刀面与切削接触面上的正应力；μ为摩擦系数，本研究中，取平均库伦摩擦系数为μ=0.6。

有限元中材料的断裂对表面变质层、切削力、切削热都有影响，本次仿真选用基于断裂应变能理论的Cockroft amp;Latham材料破坏准则[10]，如式(3)所示：

(3)

式中：W为材料的破坏值；σ*为最大主应力；εeq为等效应变。

在Cockroft amp;Latham材料破坏准则里，当网格单元的断裂能达到临界值时，与单元相关的所有数据被删除。当单元的等效应变εeq达到材料发生断裂时的应变εf，材料的破坏值W达到临界破坏值Wcr(GH4169的临界破坏值取Wcr=510[10])，材料发生断裂，此时只有对工件重新进行网格划分后继续求解[11]。有限元分析中网格密度影响计算时间和计算精度，在应力集中区工件会产生高温和大变形，网格会发生畸变，导致求解精度及效率降低。DEFORM软件可以通过控制最大单元尺寸与最小单元尺寸比率实现网格的局部细化。本次仿真选用基本单元尺寸0.4 mm，网格尺寸之比为6；对切屑与前刀面接触区进行网格细化，细化单元尺寸为0.0667 mm，单元总数为4480，结果如图1所示。

3 结果与分析

3.1切削力、切削温度及等效应变场

切削力随时间的变化如图2所示，随着加工强度的增大，主切削力Fc增大，背向力Fp和进给力Ff越接近。图2(a)，(c)中，切削力随时间变化不大；图2(b)中，切削力随着时间的推移增大，背向力Fp、进给力Ff、主切削力Fc增大至图2(a)强度的两倍；图2(c)中，主切削力Fc增至1000 N左右，背向力Fp和进给力Ff几乎相等。这主要是因为进给量控制切屑的厚度，切削深度决定切屑的宽度，加工强度增大，单位时间内材料的去除率变大，切屑变形所需要的力也越来越大。同时，切屑与前刀面间的摩擦、挤压所产生的热量越来越多，材料较低的导热系数使热量瞬间聚集难以传出，接触区的温度迅速上升，材料在持续高温下产生软化效应，材料去除变得容易，所以切削力随时间的变化不大。

切削温度沿工件深度的变化如图3所示。由图3可以看出，不同加工参数下，工件表面温度均为最高，随着深度的增加，温度逐渐降低，最后稳定于室温。(1)vc=44 m/min，ap=0.36 mm，f=0.14 mm，表层温度550 ℃，温度影响层0.13 mm；(2)vc=65 m/min，ap=0.6 mm，f=0.2 mm，表层温度650 ℃，温度影响层0.15 mm；(3)vc=86 m/min，ap=0.84 mm，f=0.26 mm，表层温度730 ℃，温度影响层0.20 mm。加工强度增大，表面温度升高，温度影响层深度增大，然而亚表面的温度变化小于100 ℃，这是因为加工强度增大，产生的热量增多，但是GH4169的导热系数小，温度来不及传入工件下表面，大部分热量随着切屑的排出而散失。

将vc=44 m/min，ap=0.36 mm，f=0.14加工强度下的工件沿平行于切削方向的平面剖开，垂直于工件表面沿深度方向取30个点，点间距0.01 mm，追踪每个点的温度，得到温度沿表面深度方向的变化如图4所示。由图4可知，工件表面温度最高(475 ℃)，温度随着深度的增加逐渐降低，在深约0.126 mm处接近于室温。

加工强度对等效应变的影响见图5。分析可知，(1)vc=44 m/min，ap=0.36 mm，f=0.14 mm时，表面应变为2.2，应变层深度为0.1 mm；(2)vc=65 m/min，ap=0.6 mm，f=0.2 mm时，表面应变为3.2，应变层深度为0.2 mm；(3)vc=65 m/min，ap=0.6 mm，f=0.2 mm时，表面应变为3.44，等效应变层深度为0.17 mm。从距表层深度为0.1 mm处开始，高加工强度的等效应变低于中等加工强度，这是因为切削深度增大，刀具和工件的接触面增大，刀具后刀面对已加工表面的挤压、摩擦作用增强，产生的力和热量的综合作用使已加工表面的塑性变形加剧，表面应变增大。由于进给量逐渐增大使切屑的厚度变大，随切屑流失的热量增多，热影响对工件表层的作用趋于稳定，所以在进给略微增大时，等效应变增幅越来越小[12]。

图6中(1)图为不同加工强度下工件温度场的变化，(2)图为从刀尖位置处沿箭头所指方向工件温度和等效应变的变化。温度从工件表面沿深度方向逐渐降低稳定于室温。工件表面高温区位于切屑变形区，随着加工强度的增加，高温区面积扩大，工件表面温度从610 ℃升至750 ℃，应变从2.4增至3。加工强度不同，温度和等效应变沿深度方向的下降速率相近，这是由于强度增加时，表面刀具和切屑摩擦接触区域温度升高，但是去除的材料多，卷走的切屑体积较大，带走的切削热多。

3.2车削加工残余应力层形成机制

残余应力分布如图7所示，其中残余应力和硬化层深度为实验所得，温度和等效应变为仿真结果。不同加工参数下，残余应力先减小后增大，但是同一深度处应力不同。加工强度增大，主切削力从230 N增至1000 N，周向表面残余应力从-59 MPa增为787 MPa；径向表面的残余拉应力从151 MPa增到830 MPa，周向和径向的残余应力层深度相同。从已加工表面到亚表面，随着切削温度及应变值的下降，对应的残余应力从表面峰值迅速下降到压应力峰值。受表面处切削区域高切削热的影响，表面呈现较大的拉应力；随着深度下降，热效应影响逐渐减小，切削力等带来的机械作用对表层的挤压作用开始变得突出，所以亚表层呈现压应力。距已加工表面距离大于0.075 mm，温度和等效应变场的作用都减弱，残余应力也逐渐减弱趋于基体值。

3.3车削加工显微硬化层形成机制

图8为车削GH4169时显微硬度、温度和等效应变场的变化。分析可知，加工强度从图8(a)增加到图8(b)，硬度从523HV增加到538HV，硬化层从80 μm减小至50 μm；从加工强度图8(b)增加到图8(c)，硬度从538HV下降到520HV，硬化层从50 μm增至60 μm。车削强度提高，切削力增大，表层金属等效应变增大，塑性变形明显，但是由于刀具刃口半径的存在，有一薄层金属靠刀具与已加工表面产生挤压、摩擦作用去除，使材料塑性变形区扩展到亚表面，材料回弹作用使加工表面多余材料与刀具摩擦产生变形，导致材料晶体结构发生变化，材料为了阻碍这种变化使硬度升高。继续增大加工强度产生更多热量，由于高温合金热导率低，使切削热集中在工件的加工区内，从而使工件表层温度显著升高，使材料发生软化作用，加工硬化程度减小。

3.4车削加工微观组织形成机制

vc=44 m/min，ap=0.36 mm，f=0.14 mm/r时，GH4169端面车削引起的亚表面微观组织变化如图9所示，表面缺陷包括碳化物颗粒的破坏、表面撕裂形成“空腔”等。刀具和工件间的黏附作用导致工件表面产生严重的塑性流动，位错的堆积导致微观裂纹的形成。当表面的剪切应力达到材料的屈服强度，材料被去除后产生一个“空腔”[13-14]。然而碳化物硬度高，不能跟随工件塑性层流动，在刀具进给方向上的颗粒产生破裂，随着切屑被去除，留下一个表面“空腔”。

GH4169切削横截面的微观组织图像如图10所示，图10(a)vc=44 m/min，ap=0.36 mm，f=0.14 mm/r，变质层厚度为2.5 μm；图10(b)vc=86 m/min，ap=0.84 mm，f=0.26 mm/r，变质层厚度增至5 μm。加工强度增大，热力耦合作用增强，表层金属等效应变增大，塑性变形更加显著，金相组织改变越明显，晶粒变形程度越大。从本质上来说，切削过程是材料在刀具作用下产生从弹性变形到塑性变形(滑移、晶界滑动、蠕变)直至断裂的过程，当应力达到屈服强度后，材料便会发生塑性流动，形成塑性变质层[15]。

4 结论

(1)刀具车削GH4169的表面变质层是热力耦合的结果。切削力、温度和等效应变场、残余应力、变质层深度都随着加工强度的增加而增加；显微硬度随着加工强度的增大先增大后减小，硬化层深度随着加工强度的增加先减小后增大。

(2)加工强度增大，主切削力增大，温度和等效应变增大，表层残余应力从压应力增大为拉应力，实验参数范围内应力影响层80 ～110 μm；高温软化作用使显微硬度先增大后减小，硬化层深度在50～80 μm之间。

(3)工件表层微观组织的变化主要是由于热力耦合作用、机械效应引起的塑性变形。具体表现为晶粒的拉长与碳化物破坏对表面的影响，各参数下产生的变质层深度在2.5～5 μm之间。

[1] 《中国航空材料手册》编辑委员会．中国航空材料手册：第二卷 变形高温合金 铸造高温合金[M]．北京：中国标准出版社，2001，323-554.

(Editorial Board of China Aeronautical Materials Handbook．China aeronautical materials handbook：wrought superalloy amp;cast superalloy[M]．Beijing：China Standards Press，2001：323-554．)

[2] 王会阳，安云岐，李承宇，等．镍基高温合金材料的研究进展[J]．材料导报，2011(增刊2)：482-486．

(WANG H Y，AN Y Q，LI C Y，etal．Research progress of Ni-based superalloy[J]．Material Review，2011(Suppl 2)：482-486．)

[3] 石文天，王西彬，刘玉德，等．基于响应曲面法的微细铣削表面粗糙度预报模型与试验研究[J]．中国机械工程，2009(20)：2399-2402．

(SHI W T，WANG X B，LIU Y D，etal．A prediction model and experimental study of surface roughness in micro-milling based on RSM[J]．China Mechanical Engineering，2009(20)：2399-2402．)

[4] EZUGWU E O，BONNEY J，FADARE D A，etal．Machining of nickel-base Inconel 718，alloy with ceramic tools under finishing conditions with various coolant supply pressures[J]．Journal of Materials Processing Technology，2005，162/163(10)：609-614．

[5] KENDA J，PUSAVEC F，KOPAC J．Analysis of residual stresses in sustainable cryogenic machining of nickel based alloy—Inconel 718[J]．Journal of Manufacturing Science and Engineering，2011，133(4)：041009.

[6] 姚倡锋，陈广超，刘超，等．GH4169车削过程的热力耦合作用及残余应力场研究[J]．航空制造技术，2017，521(增刊1)：42-47．

(YAO C F，CHEN G C，LIU C，etal．Research on thermal-mechanical coupling and residual stress field on turning GH4169 [J]．Aeronautical Manufacturing Technology，2017，521(Suppl 1)：42-47．)

[7] 孙士雷，赵杰，袁玮骏，等．GH4169镍基高温合金表面加工硬化研究[J]．工具技术，2016，50(10)：24-27．

(SUN S L，ZHAO J，YUAN W J，etal．Study on surface hardening in high speed milling super alloy GH4169[J]．Tool Engineering，2016，50(10)：24-27．)

[8] 谢孝昌，李旭东，汤春峰，等．直接时效对GH4169合金应力集中敏感性的影响[J]．材料工程，2016，44(2)：88-93．

(XIE X C，LI X D，TANG C F，etal．Effect of direct aging on stress concentration sensitivity of GH4169 superalloy[J]．Journal of Materials Engineering，2016，44(2)：88-93．)

[9] OZEL T，LIANOS I，SORIANO J，etal．3D finite element modelling of chip formation process for machining Inconel 718:comparison of finite element software predictions[J]． Machining Science and Technology，2011，15(1)：21-46.

[10] LORENTZON J，JRVSTRÅT N，JOSEFSON B L．Modelling chip formation of alloy 718[J]．Journal of Materials Processing Technology，2009，209(10)：4645-4653．

[11] 胡建军，李小平．DEFORM-3D塑性成形CAE应用教程[M]．北京：北京大学出版社，2011．

(HU J J， LI X P．DEFORM-3D plastic forming CAE application tutorial[M]．Beijing：Peking University Press，2011．)

[12] 何小江，陈国定，王涛．GH4169合金的车削温度场和残余应力场分析[J]．机械科学与技术，2011(12)：2116-2119．

(HE X J，CHEN G D，WANG T．Analysis of the temperature and residual stress field in the turning cutting of superalloy GH4169[J]．Mechanical Science and Technology for Aerospace Engineering，2011(12)：2116-2119．)

[13] SHARMAN A，HUGHES J I，RIDGWAY K．Workpiece surface integrity and tool life issues when turning Inconel 718 (TM) nickel based superalloy[J]．Machining Science and Technology，2004，8(3)：399-414．

[14] 张丽，吴学仁．基于小裂纹理论的GH4169高温合金的疲劳全寿命预测[J]．航空材料学报，2014，34(6)：75-83．

(ZHANG L，WU X R．Fatigue life prediction of GH4169 superalloy based on the theory of small crack[J]．Journal of Aeronautical Materials．2014，34(6)：75-83．)

[15] 金洁茹，张显程，涂善东，等．车削速度对GH4169加工表面完整性的影响[J]．中国表面工程，2015(3)：108-113．

(JIN J R，ZHANG X C，TU S D，etal．Effects of cutting speed on machining surface integrity of GH4169[J]．China Surface Engineering，2015(3)：108-113．)

(责任编辑：徐永祥)

FormationMechanismofSurfaceMetamorphicLayeronTurningEndFaceofGH4169Superalloy

YAO Changfeng，SHEN Xuehong，ZHANG Dinghua

(Key Laboratory of Contemporary Design and Integrated Manufacturing Technology,Ministry of Education,Northwestern Polytechnical University,Xi’an 710072，China)

Turning experiments and Deform-3D finite element methods were used to study the formation mechanism of surface metamorphic layer on turning GH4169 processed.The investigations were carried out by analyzing the changing of cutting force,the temperature and strain field,the residual stress,micro-hardness,microstructure,as well as the distribution of the above all along the direction of the depth under various process parameters.The results show that the surface metamorphic layer is formed due to the thermal-mechanical coupled effects on the microstructure of the material in the machining process.The cutting force,heat and strain of surface material are increased with the increase of machining intensity.Besides the higher strength of machining,the greater changes of plastic deformation,metallographic and grain deformation are acquired.In the range of processing parameters,the temperature layer is 130-200 μm，the strain layer is 100-220 μm,the residual stress layer is 80-110 μm,the depth of hardening layer is 50-80 μm,and the depth of surface metamorphic layer is 2.5-5μm.

cutting force;temperature-strain distribution;residual stress;micro-hardness;microstructure

10.11868/j.issn.1005-5053.2017.000112

TG51;TG146.1+5

A

1005-5053(2017)06-0050-09

2017-06-30；

2017-08-21

973项目资助

姚倡锋(1975—)，男，博士，教授，博士生导师，主要研究方向为表面完整性机械加工、高速切削技术、抗疲劳制造技术， (E-mail) chfyao@nwpu.edu.cn。