Inconel 625合金是一種非磁性，耐腐蝕和抗氧化的鎳鉻合金。Inconel 625的高強度是由于鉬和鈮在合金的鎳鉻基體上硬化結合而成的。Inconel 625對各種異常嚴重的腐蝕性環(huán)境具有極強的抵抗力，包括高溫效應（例如氧化和滲碳），包括腐蝕。它在從低溫到最高2000°F（1093°C）的高溫范圍內(nèi)的出色強度和韌性，主要來自難熔金屬Co和鉬在鎳鉻基體中的固溶作用。鎳鉻合金625具有出色的抗點蝕和縫隙腐蝕的能力，高的腐蝕疲勞強度，高拉伸強度以及抗應力腐蝕開裂對氯離子的抵抗力-使其成為海水應用的絕佳選擇。鉻鎳鐵合金用于航空航天應用以及海洋應用。這種合金的常見應用是彈簧，密封件，用于潛水控制裝置的波紋管，電纜連接器，緊固件，撓性裝置和海洋學儀器組件。

熱膨脹系數(shù)：in / in /°F（m / m /°C）

68 -400°F（20 -204°C）：7.3 x 10·6（13.1）

磁導率H = 200

鎳卷產(chǎn)品形式

Inconel 625帶鋼卷Inconel 625鋁箔卷鎳625色帶卷鎳絲產(chǎn)品形式

鎳625異形線Inconel 625圓線625合金扁線Inconel 625方線極限抗拉強度：120 KSI min（827 MPa min）

屈服強度：（0.2％偏移）60 KSI min（414 MPa min）

＃1-熱軋退火和除鱗。它有條狀，箔狀和絲帶狀。它用于不需要光滑裝飾的應用。

冷軋，退火和除氧化皮產(chǎn)生的無光精加工。用于深沖零件和在成型過程中需要保留潤滑劑的零件。

通過冷軋，退火和除氧化皮產(chǎn)生的光滑表面。退火后，通過拋光輥添加了輕微的冷軋道次，使其表面光潔度比2D高。

XC-額外清潔的光亮退火或光亮退火和冷軋潤滑脂-超光亮飾面（用于裝飾應用）肥皂-在回火鋼絲上的肥皂涂層，可充當潤滑劑。

lnconel 625無法進行硬化熱處理。

Inconel 625具有出色的焊接性和釬焊性

摘?要：為了研究?Inconel625?高溫合金在較高溫度和應變率變化范圍內(nèi)的熱變形行為，采用?CSS?電子萬能試驗機和分離式霍普金森壓桿試驗裝置對?Inconel625?高溫合金進行準靜態(tài)試驗和霍普金森壓桿試驗，在溫度為?20~800?℃、應變率為?0.001~8000 s1?范圍內(nèi)得到?Inconel625?高溫合金的真實應力—應變曲線。

結果表明：隨著溫度的升高，Inconel625?高溫合金的流動應力與屈服應力并不單一地隨應變率增大而增大，同一溫度條件下，隨著應變率的增加，Inconel625?高溫合金的真實應力先增大后減小(分界線是應變率為?6000 s1)；同一應變率條件下，Inconel625高溫合金的真實應力隨著溫度的升高而減小。

基于?Johnson-Cook?模型對其真實應力應變曲線進行擬合分析，經(jīng)過計算得到模型的預測值與實驗值的相關性和絕對誤差，并進一步改進?Inconel625?高溫合金的?Johnson-Cook?本構模型，使模型能夠更好地反映?Inconel625?高溫合金在較高溫度和應變率變化范圍內(nèi)的熱變形規(guī)律。

Inconel625?高溫合金是一種典型的鎳基變形高溫合金，該合金中的?Cr、Mo、Nb?含量高，固溶強化作用強烈，以其高強度、高韌性以及優(yōu)良的抗疲勞性能被廣泛應用于石油、造船、核電工業(yè)、航空航天和化工等行業(yè)[14]。由于?Inconel625?高溫合金在切削過程中不易散熱，極易產(chǎn)生熱量堆積，使刀具磨損嚴重，切削加工性能差。因此，研究其切削熱變形規(guī)律具有十分重要的意義。

本構方程作為研究切削過程中材料熱變形規(guī)律的一個重要的數(shù)學模型，能夠表征材料的塑性流變特征，有效地預測材料的穩(wěn)態(tài)流動應力，為切削過程有限元仿真提供理論依據(jù)。目前，國內(nèi)外學者對材料的本構方程進行了大量的研究。

研究人員在應變率為?3×104~1 s1、溫度為?950~1150?℃范圍內(nèi)對?Ni-Cr-Co?基高溫合金進行了熱壓縮試驗，得到了材料的雙曲正弦本構模型[57]。魏洪亮等[8]利用準靜態(tài)拉伸、對稱循環(huán)和非對稱循環(huán)試驗研究高溫合金?GH4169?的本構關系，使用非線性優(yōu)化算法修正了該材料的?Choboche本構模型[912]。

研究人員開發(fā)了一種高溫霍桿試驗裝置[1314]，對?Ti6Al4V?合金從室溫到?1000?℃，應變率?1400 s1?范圍內(nèi)的壓縮試驗，通過試驗結果得出了Ti6Al4V?合金的修正的Johnson-Cook?本構方程，修正后的?Johnson-Cook?本構方程更適合表達該鈦合金的再結晶溫度附近的動態(tài)行為[1516]。

應用模糊神經(jīng)網(wǎng)絡的方法，引用?Z-H?參數(shù)，建立了高溫合金GH4169?在應變率為?0.1~50 s1和溫度為?1203~1323 K范圍內(nèi)的?Arrhenius?本構模型。對粉末高溫合金?FGH95?的黏塑性力學行為進行了研究，并以此為基礎建立了粉末高溫合金的?Bonder-Partom?統(tǒng)一彈黏塑性本構模型。研究人員對?Inconel625?高溫合金在高溫段的熱變形行為也做了相關研究，并歸納出了該合金在高溫段變形的?Arrhenius?型本構方程[1922]。

對?Inconel625?高溫合金在高溫、低應變率條件下的熱變形行為做了研究，歸納出了該合金在這種條件下的?Johnson-Cook?本構模型。

然而，上述研究大多局限于較窄的溫度范圍和較低的應變率條?件下[2425]，切削是在一個高溫和應變率變化十分復雜的環(huán)境下進行的過程，因此上述模型不能夠有效描述材料在切削過程中的熱變形行為。Johnson-Cook?本構模型以其參數(shù)簡單、準確率高以及更加接近切削實際的特點被廣泛應用于切削有限元仿真中[2627]。

因此，建立一種在高溫以及應變率變化較大范圍的Inconel625?高溫合金的?Johnson-Cook?本構模型十分必要。

為了解決上述問題，本文作者在不同溫度范圍和應變率條件下對?Inconel625?高溫合金進行準靜態(tài)壓縮試驗和霍普金森壓桿試驗，分析其熱變形規(guī)律，建立Inconel625?高溫合金的?Johnson-Cook?本構模型，分析其應力應變關系，計算模型的相關度和絕對誤差，并在此基礎上對模型做進一步修正，使其能夠更加準確地反映?Inconel625?高溫合金在較高溫度和應變率變化范圍內(nèi)的熱變形行為。

1?試驗

1.1?試驗材料及試樣制備

本試驗所用材料為鍛態(tài)?Inconel625?高溫合金棒材，其化學成分見表?1。試驗分兩階段：第一階段為Inconel625?高溫合金的準靜態(tài)壓縮試驗，第二階段為

Inconel625?高溫合金的霍普金森壓桿試驗。準靜態(tài)壓縮試驗采用?d?5 mm×5 mm?的圓柱形試樣，除幾何尺寸要求外，還要有較好的平行度和垂直度，均保持在

0.01 mm?左右，表面粗糙度為?1.6 mm?；羝战鹕瓑簵U試驗在兩套壓桿裝置上進行，采用圓柱形試樣，試樣規(guī)格分別為?d?5 mm×5mm、d?4 mm×4 mm、d?2 mm×2 mm，試樣的加工精度和加工方式與準靜態(tài)壓縮試驗相同。

1.2?試驗方法

在?CSS?電子萬能試驗機上進行的準靜態(tài)壓縮試驗，試驗條件為室溫(20?℃)，選取應變速率為?0.001 s1，壓縮速率為?0.3 mm/min。試驗采用?d?5 mm×5 mm

試樣，為減小試驗誤差，試驗重復進行?3?次。

在霍普金森壓桿試驗裝置上進行的動態(tài)力學性能試驗，設計試驗溫度為?20~800?℃，應變率為?1500~ 8000 s1。

試驗采用?d?5 mm×5 mm，d?4 mm×4 mm和?d?2 mm×2 mm 3?種試樣，其中?d?5 mm×5 mm，d?4 mm×4 mm?的試樣用于低應變率條件下，用直徑為?13 mm?的撞擊桿、入射桿和透射桿進行試驗；d?2 mm×2 mm?的試樣用于高應變率條件下，用直徑為?5 mm?的撞擊桿、入射桿和透射桿進行試驗。為減小試驗誤差，每組試驗重復進行?3?次具體試驗方案如表?2?所列。

2?結果及分析

2.1?準靜態(tài)壓縮試驗

材料的真實應力應變之間的關系能直接反映出材料流動應力與變形條件之間的關系，同時也是材料內(nèi)部組織性能變化的宏觀表現(xiàn)。從材料的真實應力應變曲線上可以看出，材料在變形過程中是否發(fā)生動態(tài)再結晶，當真實應力?隨真實應變?的增加而增加時，材料發(fā)生加工硬化。

Inconel625?高溫合金的準靜態(tài)壓縮試驗真實應力應變曲線如圖?1?所示，從圖?1?中可以看出，材料的真實應力隨應變的增加而增加，在準靜態(tài)載荷壓縮狀態(tài)下材料沒有明顯的屈服階段，也沒有產(chǎn)生動態(tài)再結晶，但有明顯的加工硬化產(chǎn)生，這是由于金屬材料在形成塑性變形時，金屬晶格發(fā)生了彈性畸變，這就阻礙了金屬內(nèi)部的滑移。畸變越嚴重，則塑性變形產(chǎn)生越困難、變形抗力越大。隨著變形程度增加，晶格的畸變也隨之增大導致滑移帶產(chǎn)生較嚴重的彎曲，這使得金屬變形抗力變得更大，出現(xiàn)加工硬化。

2.2?霍普金森壓桿試驗

圖?2?所示為?Inconel625?高溫合金在?20，200，400，600，800?℃時不同應變率下的真應力應變曲線。

圖2(a)所示為常溫下霍普金森壓桿試驗在不同應變率下的真實應力應變曲線，由圖?2?可知在彈性段，Inconel625?高溫合金的流動應力與屈服應力先隨著應變率的增大而增大，當應變率達到?3500 s1時流動應力與屈服應力隨著應變率的增大反而出現(xiàn)下降現(xiàn)象，說明該材料產(chǎn)生了顯著的應變率敏感效應，是一種應變率敏感材料。在進入到塑性段后，應力隨著應變的增大而增大，并基本呈線性趨勢。

比較圖?2(a)~(e)可知，在相同溫度不同應變率條件下，材料的應變硬化率基本相同。隨著動態(tài)壓縮溫度的升高，Inconel625?高溫合金的流動應力與屈服應力并不是單一的隨應變率的增大而增大，這與現(xiàn)階段流動應力隨應變率增大而增大的趨勢理論不完全吻合[2526]。

在溫度達到?800?℃時，材料的流動應力和屈服應力均隨著應變率的增大而減小，這是由于在高速沖擊載荷作用下，金屬密度增大，并在材料內(nèi)部形成缺陷，進而使材料表現(xiàn)出應變率強化效應和應變強化效應，但這兩種效應并不是無限增長的，當其達到飽和狀態(tài)時，高溫會促使材料再結晶，將內(nèi)部缺陷自行減小。

從圖?2?中可以看出，不同應變率條件下?Inconel625高溫合金的真實應力應變曲線進入穩(wěn)態(tài)流變階段的起始應變值會隨著試驗條件的變化而變化，但是大部分曲線在真實應變超過?0.05?后會進入穩(wěn)態(tài)流變階段。

為研究高溫合金?IN625?對溫度的敏感性，本文作者選取各曲線在真應變?yōu)?0.05~0.15?范圍內(nèi)的一段作為構造本構方程的數(shù)據(jù)來源。

圖?3?所示為材料在不同溫度條件下應變率分別為1500、3500、6000、8000 s1時的真實應力應變曲線。

由圖?3?可知，在相同應變率條件下材料的應變硬化率隨溫度的升高而降低，在高應變率下，Inconel625?高溫合金具有顯著的溫度敏感性，且材料的塑性流動應力和屈服應力隨溫度的升高而逐漸減小，存在明顯的溫度軟化效應。

綜合分析可以得出，Inconel625?高溫合金是一種應變率敏感、溫度敏感材料，在高溫、高應變率條件下，材料的塑性變形過程存在應變硬化效應、應變率硬化效應及溫度軟化效應的耦合作用，從而決定了該材料真應力應變曲線的變化趨勢。

3?本構模型的建立

3.1?原始的?Johnson-Cook?本構模型

假設材料應力符合屈服準則和各項同性應變硬化準則，則屈服極限為

的數(shù)據(jù)，即取應變率為?1500、3500、6000、8000 s1，應變?yōu)?0.1?時所對應的應力進行擬合。由于在室溫下取值，所以此時溫度項為?1，式(2)可變?yōu)椋?/strong>

式(5)可看做是斜率為?C，截距為?1?的直線，經(jīng)數(shù)據(jù)擬合得出?C=0.027。

為了進一步確定溫度軟化系數(shù)?m，取相同應變率不同溫度條件下的壓縮數(shù)據(jù)，對不同溫度下材料的應力值進行擬合。按照上述方法將式(2)轉換成一條雙對數(shù)坐標上的直線：

由于材料在產(chǎn)生塑性變形過程中會產(chǎn)生一定的熱量，使材料發(fā)生溫度軟化效應，降低材料的流動應力，因此，材料在求解溫度軟化系數(shù)?m?時要考慮塑性變形所引起的材料溫度的升高即絕熱溫升的影響。

材料在發(fā)生塑性變形時所做的功有很大一部分轉化成了熱量，如式(7)所示：

式中：W?為材料在動態(tài)沖擊下塑性變形所做的功；Q為變形時所轉化的熱量；k?為轉化系數(shù)；W?和?Q?又可經(jīng)過一系列變換，經(jīng)過推導得出溫度增量?T?的表達式(8)，如下式所示：

C?為當前溫度下材料的比熱容，C?值由經(jīng)驗值獲得，根據(jù)?KHAN?等[25]的研究成果，k?取?0.9，即塑性變形過程中所做的功有?90%轉化為熱量。因此塑性變形過程中的材料的溫度T必須在原始溫度T0的基礎上考慮溫度增量?，即

Inconel625?高溫合金的熔點溫度為

1290~1350?℃，計算時取材料的熔點溫度?Tm=1320?℃，因此，考慮絕熱溫升的影響并將數(shù)據(jù)擬合可得到m=0.49。

通過以上分析及計算可得?Inconel625?高溫合金的原始?Johnson-Cook?本構模型為

3.2?分析與改進

3.2.1?原始?Johnson-Cook?本構模型的擬合結果分析根據(jù)表?3?作出圖?4，即流變應力預測值與試驗值的比較。一般情況下，需要流變應力的預測值與試驗值越接近越好，因此需要對預測結果與試驗結果從符合程度上進行分析說明。相關系數(shù)(相關度)就是一個常用的統(tǒng)計數(shù)據(jù)的方法，它一般用來表示計算值與試驗值的符合程度。其數(shù)學表達式為

式中：n?為觀測點總數(shù)；xi為試驗測得的流動應力；yi為模型的預測值；x?和?y?分別為?xi和?yi平均值。但是，如果只用相關系數(shù)來表示計算結果的好壞，這是片面的。相關系數(shù)越高，可能數(shù)據(jù)的符合程度越好，但是并不是絕對的，因此，還需要引入絕對誤差來表示計算結果和試驗值的偏離程度。絕對誤差可以表示為

圖?4?中圖例?ED?表示試驗數(shù)據(jù)，PJC?表示擬合數(shù)據(jù)。圖?4(a)~(d)分別表示了應變速率為?1500、3500、6000、8000 s1下的真實應力應變曲線的擬合值與試驗值，能夠明顯看出，模型在?20、200、400?℃時擬合曲線與試驗曲線差別不大，而在?600?和?800?℃下曲線擬合的誤差較大。盡管擬合曲線與試驗曲線較為吻合，

但依然存在?10%左右的平均誤差。

圖?5?所示為原始?Johnson-Cook?本構模型模擬應力與試驗應力的離散程度，即相關情況。圖?5?中黑色的直線代表相關度為?1(100%)，落在上面的點代表了模擬值與試驗值完全一致，直線上方的點模擬值大于試驗值，直線下方的點模擬值小于試驗值，不同顏色的點表示在不同應變率條件下的數(shù)據(jù)。Inconel625?高溫合金的流動應力的原始Johnson-Cook本構模型計算值與試驗值的相關度僅為?0.901。在圖?5?中試驗平均值曲線與擬合平均值曲線的符合程度對比，其絕對誤差為

10.13%。

由圖?4?和?5?可知，原始?Johnson-Cook?本構模型不能夠準確描述?Inconel625?高溫合金在切削過程中的流變行為，原因在于原始?Johnson-Cook?本構模型是建立在諸多前提假設條件之下的。

原始Johnson-Cook本構模型認為應變硬化與應變硬化速率以及加熱軟化效應這?3?個因素是相互獨立、互不干擾的，事實上對于?Inconel625?高溫合金，應變硬化系數(shù)?C?是隨著溫度和應變的變化而變化的。為了更加準確地描述?Inconel625?高溫合金的流變行為，必須考慮這三者之間的關系，以及這三者對流動應力的

交互作用。?3.2.2?對原始?Johnson-Cook?本構模型的改進

通過圖?1?可知，Inconel625?高溫合金在大部分切削條件下的真應力真應變曲線在進入穩(wěn)態(tài)流變后呈現(xiàn)平穩(wěn)延伸的特點。在試驗中曲線卻呈現(xiàn)出持續(xù)上升的趨勢，這表明?Inconel625?高溫合金在這些條件下變形時應變硬化作用強于動態(tài)再結晶的軟化作用，流變應力隨應變增大而不斷增大。由圖?4?和?5?可以看出，模擬值與試驗值存在較大差距，這表明原始?JC?模型不能很好地表達出?Inconel625?高溫合金在車削過程中的動態(tài)特性。針對上述問題，對原始?Johnson-Cook?本構模型進行了改進。觀察式(1)可知因此，當溫度為參考溫度、應變速率為參考應變速率時，這兩項不影響計算結果，但這兩項會在溫度和應變速率偏離參考點時發(fā)揮對流動應力計算結果的調整作用。因溫度和應變速率的改變而引起的應力變化即由這兩項反映出來。應變速率硬化系數(shù)?C?和加熱軟化指數(shù)?m?決定了調整的幅度。在原始模型中，參數(shù)?C?是

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