姚倡鋒，沈雪紅，張定華

(西北工業(yè)大學(xué) 現(xiàn)代設(shè)計(jì)與集成制造技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710072)

GH4169高溫合金端面車削表面變質(zhì)層的形成機(jī)理

姚倡鋒，沈雪紅，張定華

(西北工業(yè)大學(xué) 現(xiàn)代設(shè)計(jì)與集成制造技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710072)

利用實(shí)驗(yàn)和DEFORM-3D有限元分析相結(jié)合的方法，通過分析不同加工參數(shù)下切削力、溫度和應(yīng)變場，以及殘余應(yīng)力、顯微硬度、微觀組織的變化，研究GH4169端面車削表面變質(zhì)層的形成機(jī)理。結(jié)果表明：表面變質(zhì)層的形成是熱力耦合作用于材料微觀組織的結(jié)果；加工強(qiáng)度增大，切削力和切削熱增大，表層金屬等效應(yīng)變增大，塑性變形更加顯著，金相組織改變越明顯，晶粒變形程度越大；在加工參數(shù)范圍內(nèi)，溫度影響層深度為130～200 μm，等效應(yīng)變層深度為100～220 μm，殘余應(yīng)力層為80～110 μm，硬化層深度為50～80 μm，表面變質(zhì)層深度為2.5～5 μm。

切削力；溫度-應(yīng)變分布；殘余應(yīng)力；加工硬化；微觀組織

GH4169高溫合金組織穩(wěn)定性好，650 ℃以下的屈服強(qiáng)度居變形高溫合金的首位，在-253～650 ℃溫度范圍內(nèi)塑性、拉伸強(qiáng)度良好，并具有良好的抗疲勞、抗氧化、耐腐蝕性能[1]，能夠制造各種形狀復(fù)雜的零部件，被廣泛應(yīng)用于制造航空發(fā)動機(jī)的整體葉盤、葉片等高溫關(guān)鍵部件。然而，由于GH4169高溫合金強(qiáng)度高，導(dǎo)熱性差，其加工過程存在切削力大、切削溫度高、刀具磨損劇烈、粘刀現(xiàn)象嚴(yán)重、切屑不易排出等問題[2-3]。

國內(nèi)外學(xué)者采用實(shí)驗(yàn)和仿真相結(jié)合的方法從加工參數(shù)、加工環(huán)境、刀具等方面展開對GH4169高溫合金的表面完整性分析。Ezugwu 等[4]通過對不同冷卻壓力下陶瓷刀具車削Inconel718時(shí)切削力和表面完整性的分析，得到切削力隨冷卻壓力的增大而減??；15 MPa的冷卻壓力可以抑制表面溝槽產(chǎn)生，工件表面硬化層深度約為0.15 mm。Kenda等[5]研究了低溫環(huán)境加工Inconel718的殘余應(yīng)力、硬度的變化。結(jié)果表明：與冷卻液潤滑相比，低溫環(huán)境下加工穩(wěn)定性更高，產(chǎn)生的殘余壓應(yīng)力較大，殘余壓應(yīng)力層從40 μm增加到70 μm，硬度從500HV增加到800HV。姚倡鋒等[6]采用實(shí)驗(yàn)和有限元結(jié)合，研究了車削GH4169的殘余應(yīng)力形成機(jī)理。結(jié)果表明：用磨鈍刀片加工時(shí)，主切削力、剪切區(qū)溫度、等效應(yīng)變均增大；刀具磨損導(dǎo)致表面殘余拉應(yīng)力峰值增大，殘余應(yīng)力層從72 μm增至85 μm。孫士雷等[7]對GH4169高速銑削的加工硬化進(jìn)行了研究，得到加工硬化程度為110.5%～127.5%；銑削速率對表面加工硬化影響最為明顯，其次為切削深度，最后是每齒進(jìn)給量。隨著銑削速率和每齒進(jìn)給量的增加，表面硬化程度降低；隨著切削深度的增加，表面加工硬化程度逐漸加強(qiáng)。

雖然國內(nèi)外學(xué)者在車削GH4169方面已做了大量研究，但現(xiàn)有研究基于三維切削模型，通過分析工件應(yīng)力場和溫度場的模擬結(jié)果，研究不同切削參數(shù)對切削力、表面粗糙度、表面形貌的影響，而有關(guān)表面變質(zhì)層形成機(jī)理的研究還很少。本工作采用實(shí)驗(yàn)和DEFORM-3D軟件相結(jié)合的方法，通過模擬三種加工強(qiáng)度下試件的切削力、溫度和等效應(yīng)變場的變化趨勢，測試已加工試件的殘余應(yīng)力、顯微硬化層、微觀組織隨加工深度的變化，分析硬質(zhì)合金刀具車削GH4169表面變質(zhì)層的形成機(jī)理。

1 實(shí)驗(yàn)方案

試件規(guī)格為φ30 mm×100 mm，材料GH4169，化學(xué)成分如表1所示[8]，常溫下的力學(xué)性能如表2所示。熱處理方法：954 ℃下固溶處理1 h后空氣冷卻至720 ℃，保溫8 h；然后，空氣冷卻至620 ℃，保溫8 h，冷卻至室溫。刀具牌號CNMG 120408-231105， PVD-TiAlN涂層的硬質(zhì)合金刀具，刀尖半徑0.8 mm，刀刃半徑(40±5) μm。實(shí)驗(yàn)在HK63/1000數(shù)控車床上進(jìn)行，采用Blasor乳化液冷卻，選用三組不同加工參數(shù)對工件進(jìn)行實(shí)驗(yàn)：(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高溫合金化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)[8]Table 1 Chemical composition of GH4169 alloy(mass fraction/%)[8]

表2 GH4169高溫合金的力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of GH4169

采用PROTOLXRD-MG2000殘余應(yīng)力測試系統(tǒng)，測量點(diǎn)距圓心10 mm，測量徑向與周向的殘余應(yīng)力。測試方法為sin2ψ法，測試靶材為MnKα，衍射角151.88°，衍射晶面{311}，曝光1 s，曝光10次。采用電化學(xué)腐蝕拋光手段去除材料后，測試殘余應(yīng)力沿深度方向的分布值。電解液配制體積比為CH3OH∶C6H14O2∶HClO4=10∶5∶1。通過腐蝕時(shí)間控制剝層深度，用千分尺測量剝層深度，直至所測應(yīng)力值恒定于基體應(yīng)力值為止。

采用FEM-8000硬度測量儀對工件沿深度方向的顯微硬度進(jìn)行測量。測量方法為維氏硬度測試法，加載力0.245 N，保載時(shí)間10 s，為確保測量結(jié)果的準(zhǔn)確性，測量點(diǎn)之間的距離應(yīng)大于等于硬度測量壓痕尺寸的兩倍。

采用Oxford Instruments掃描電鏡觀察材料微觀組織。首先進(jìn)行試塊鑲樣，然后用拋光機(jī)進(jìn)行拋光，最后用腐蝕液對拋光表面腐蝕35～45 s后用掃描電鏡觀測。腐蝕液配制比例：20 mL HCl+20mL C2H5OH+4 g CuSO4。

2 有限元仿真

2.1工件材料模型

材料的本構(gòu)模型是通過描述材料在加工變形過程中的應(yīng)力、溫度和等效應(yīng)變場之間的關(guān)系，反映材料的本質(zhì)變化。本研究在有限元仿真中使用式(1)所示的Turul?zel等修正的Johnson-Cook模型[9]，來描述GH4169在大應(yīng)變率下的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系。表3所示為GH4169合金的Johnson-Cook參數(shù)。

(1)

表3 GH4169高溫合金的修正J-C模型參數(shù)Table 3 Modified JC model related parameters of GH4169 superalloy

2.2有限元模型的建立

在DEFORM-3D軟件中建立車削GH4169的三維模型，完成對材料參數(shù)、刀具性能、加工參數(shù)、邊界條件的設(shè)置。選擇和實(shí)驗(yàn)相同的加工參數(shù)進(jìn)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。分別模擬這三組加工條件下切削力隨時(shí)間的變化、溫度和等效應(yīng)變隨距工件表面深度的變化，以便分析熱力耦合作用對殘余應(yīng)力、顯微硬度以及材料微觀組織的影響。

車削過程中的運(yùn)動邊界條件設(shè)為工件保持固定，在刀具上添加大小等于切削線速率的邊界條件；熱邊界條件不計(jì)刀具與切削液、空氣之間的對流現(xiàn)象，只考慮工件、刀具以及工件與刀具接觸區(qū)產(chǎn)生的熱量，這部分熱量主要由熱傳導(dǎo)系數(shù)確定。

機(jī)械加工過程中，切削刃與切屑接觸區(qū)會發(fā)生黏結(jié)，前刀面與切屑產(chǎn)生高接觸正應(yīng)力，通常摩擦應(yīng)力可認(rèn)為是常量；而在滑動摩擦區(qū)域，刀屑接觸正應(yīng)力較小，摩擦力與正應(yīng)力呈正比例，摩擦系數(shù)不是常數(shù)。本次仿真用式(2)所示的修正的Coulomb摩擦定律模型[9]表示摩擦應(yīng)力：

(2)

式中：τf為摩擦應(yīng)力；σn為前刀面與切削接觸面上的正應(yīng)力；μ為摩擦系數(shù)，本研究中，取平均庫倫摩擦系數(shù)為μ=0.6。

有限元中材料的斷裂對表面變質(zhì)層、切削力、切削熱都有影響，本次仿真選用基于斷裂應(yīng)變能理論的Cockroft amp;Latham材料破壞準(zhǔn)則[10]，如式(3)所示：

(3)

式中：W為材料的破壞值；σ*為最大主應(yīng)力；εeq為等效應(yīng)變。

在Cockroft amp;Latham材料破壞準(zhǔn)則里，當(dāng)網(wǎng)格單元的斷裂能達(dá)到臨界值時(shí)，與單元相關(guān)的所有數(shù)據(jù)被刪除。當(dāng)單元的等效應(yīng)變εeq達(dá)到材料發(fā)生斷裂時(shí)的應(yīng)變εf，材料的破壞值W達(dá)到臨界破壞值Wcr(GH4169的臨界破壞值取Wcr=510[10])，材料發(fā)生斷裂，此時(shí)只有對工件重新進(jìn)行網(wǎng)格劃分后繼續(xù)求解[11]。有限元分析中網(wǎng)格密度影響計(jì)算時(shí)間和計(jì)算精度，在應(yīng)力集中區(qū)工件會產(chǎn)生高溫和大變形，網(wǎng)格會發(fā)生畸變，導(dǎo)致求解精度及效率降低。DEFORM軟件可以通過控制最大單元尺寸與最小單元尺寸比率實(shí)現(xiàn)網(wǎng)格的局部細(xì)化。本次仿真選用基本單元尺寸0.4 mm，網(wǎng)格尺寸之比為6；對切屑與前刀面接觸區(qū)進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，細(xì)化單元尺寸為0.0667 mm，單元總數(shù)為4480，結(jié)果如圖1所示。

3 結(jié)果與分析

3.1切削力、切削溫度及等效應(yīng)變場

切削力隨時(shí)間的變化如圖2所示，隨著加工強(qiáng)度的增大，主切削力Fc增大，背向力Fp和進(jìn)給力Ff越接近。圖2(a)，(c)中，切削力隨時(shí)間變化不大；圖2(b)中，切削力隨著時(shí)間的推移增大，背向力Fp、進(jìn)給力Ff、主切削力Fc增大至圖2(a)強(qiáng)度的兩倍；圖2(c)中，主切削力Fc增至1000 N左右，背向力Fp和進(jìn)給力Ff幾乎相等。這主要是因?yàn)檫M(jìn)給量控制切屑的厚度，切削深度決定切屑的寬度，加工強(qiáng)度增大，單位時(shí)間內(nèi)材料的去除率變大，切屑變形所需要的力也越來越大。同時(shí)，切屑與前刀面間的摩擦、擠壓所產(chǎn)生的熱量越來越多，材料較低的導(dǎo)熱系數(shù)使熱量瞬間聚集難以傳出，接觸區(qū)的溫度迅速上升，材料在持續(xù)高溫下產(chǎn)生軟化效應(yīng)，材料去除變得容易，所以切削力隨時(shí)間的變化不大。

切削溫度沿工件深度的變化如圖3所示。由圖3可以看出，不同加工參數(shù)下，工件表面溫度均為最高，隨著深度的增加，溫度逐漸降低，最后穩(wěn)定于室溫。(1)vc=44 m/min，ap=0.36 mm，f=0.14 mm，表層溫度550 ℃，溫度影響層0.13 mm；(2)vc=65 m/min，ap=0.6 mm，f=0.2 mm，表層溫度650 ℃，溫度影響層0.15 mm；(3)vc=86 m/min，ap=0.84 mm，f=0.26 mm，表層溫度730 ℃，溫度影響層0.20 mm。加工強(qiáng)度增大，表面溫度升高，溫度影響層深度增大，然而亞表面的溫度變化小于100 ℃，這是因?yàn)榧庸?qiáng)度增大，產(chǎn)生的熱量增多，但是GH4169的導(dǎo)熱系數(shù)小，溫度來不及傳入工件下表面，大部分熱量隨著切屑的排出而散失。

將vc=44 m/min，ap=0.36 mm，f=0.14加工強(qiáng)度下的工件沿平行于切削方向的平面剖開，垂直于工件表面沿深度方向取30個(gè)點(diǎn)，點(diǎn)間距0.01 mm，追蹤每個(gè)點(diǎn)的溫度，得到溫度沿表面深度方向的變化如圖4所示。由圖4可知，工件表面溫度最高(475 ℃)，溫度隨著深度的增加逐漸降低，在深約0.126 mm處接近于室溫。

加工強(qiáng)度對等效應(yīng)變的影響見圖5。分析可知，(1)vc=44 m/min，ap=0.36 mm，f=0.14 mm時(shí)，表面應(yīng)變?yōu)?.2，應(yīng)變層深度為0.1 mm；(2)vc=65 m/min，ap=0.6 mm，f=0.2 mm時(shí)，表面應(yīng)變?yōu)?.2，應(yīng)變層深度為0.2 mm；(3)vc=65 m/min，ap=0.6 mm，f=0.2 mm時(shí)，表面應(yīng)變?yōu)?.44，等效應(yīng)變層深度為0.17 mm。從距表層深度為0.1 mm處開始，高加工強(qiáng)度的等效應(yīng)變低于中等加工強(qiáng)度，這是因?yàn)榍邢魃疃仍龃螅毒吆凸ぜ慕佑|面增大，刀具后刀面對已加工表面的擠壓、摩擦作用增強(qiáng)，產(chǎn)生的力和熱量的綜合作用使已加工表面的塑性變形加劇，表面應(yīng)變增大。由于進(jìn)給量逐漸增大使切屑的厚度變大，隨切屑流失的熱量增多，熱影響對工件表層的作用趨于穩(wěn)定，所以在進(jìn)給略微增大時(shí)，等效應(yīng)變增幅越來越小[12]。

圖6中(1)圖為不同加工強(qiáng)度下工件溫度場的變化，(2)圖為從刀尖位置處沿箭頭所指方向工件溫度和等效應(yīng)變的變化。溫度從工件表面沿深度方向逐漸降低穩(wěn)定于室溫。工件表面高溫區(qū)位于切屑變形區(qū)，隨著加工強(qiáng)度的增加，高溫區(qū)面積擴(kuò)大，工件表面溫度從610 ℃升至750 ℃，應(yīng)變從2.4增至3。加工強(qiáng)度不同，溫度和等效應(yīng)變沿深度方向的下降速率相近，這是由于強(qiáng)度增加時(shí)，表面刀具和切屑摩擦接觸區(qū)域溫度升高，但是去除的材料多，卷走的切屑體積較大，帶走的切削熱多。

3.2車削加工殘余應(yīng)力層形成機(jī)制

殘余應(yīng)力分布如圖7所示，其中殘余應(yīng)力和硬化層深度為實(shí)驗(yàn)所得，溫度和等效應(yīng)變?yōu)榉抡娼Y(jié)果。不同加工參數(shù)下，殘余應(yīng)力先減小后增大，但是同一深度處應(yīng)力不同。加工強(qiáng)度增大，主切削力從230 N增至1000 N，周向表面殘余應(yīng)力從-59 MPa增為787 MPa；徑向表面的殘余拉應(yīng)力從151 MPa增到830 MPa，周向和徑向的殘余應(yīng)力層深度相同。從已加工表面到亞表面，隨著切削溫度及應(yīng)變值的下降，對應(yīng)的殘余應(yīng)力從表面峰值迅速下降到壓應(yīng)力峰值。受表面處切削區(qū)域高切削熱的影響，表面呈現(xiàn)較大的拉應(yīng)力；隨著深度下降，熱效應(yīng)影響逐漸減小，切削力等帶來的機(jī)械作用對表層的擠壓作用開始變得突出，所以亞表層呈現(xiàn)壓應(yīng)力。距已加工表面距離大于0.075 mm，溫度和等效應(yīng)變場的作用都減弱，殘余應(yīng)力也逐漸減弱趨于基體值。

3.3車削加工顯微硬化層形成機(jī)制

圖8為車削GH4169時(shí)顯微硬度、溫度和等效應(yīng)變場的變化。分析可知，加工強(qiáng)度從圖8(a)增加到圖8(b)，硬度從523HV增加到538HV，硬化層從80 μm減小至50 μm；從加工強(qiáng)度圖8(b)增加到圖8(c)，硬度從538HV下降到520HV，硬化層從50 μm增至60 μm。車削強(qiáng)度提高，切削力增大，表層金屬等效應(yīng)變增大，塑性變形明顯，但是由于刀具刃口半徑的存在，有一薄層金屬靠刀具與已加工表面產(chǎn)生擠壓、摩擦作用去除，使材料塑性變形區(qū)擴(kuò)展到亞表面，材料回彈作用使加工表面多余材料與刀具摩擦產(chǎn)生變形，導(dǎo)致材料晶體結(jié)構(gòu)發(fā)生變化，材料為了阻礙這種變化使硬度升高。繼續(xù)增大加工強(qiáng)度產(chǎn)生更多熱量，由于高溫合金熱導(dǎo)率低，使切削熱集中在工件的加工區(qū)內(nèi)，從而使工件表層溫度顯著升高，使材料發(fā)生軟化作用，加工硬化程度減小。

3.4車削加工微觀組織形成機(jī)制

vc=44 m/min，ap=0.36 mm，f=0.14 mm/r時(shí)，GH4169端面車削引起的亞表面微觀組織變化如圖9所示，表面缺陷包括碳化物顆粒的破壞、表面撕裂形成“空腔”等。刀具和工件間的黏附作用導(dǎo)致工件表面產(chǎn)生嚴(yán)重的塑性流動，位錯(cuò)的堆積導(dǎo)致微觀裂紋的形成。當(dāng)表面的剪切應(yīng)力達(dá)到材料的屈服強(qiáng)度，材料被去除后產(chǎn)生一個(gè)“空腔”[13-14]。然而碳化物硬度高，不能跟隨工件塑性層流動，在刀具進(jìn)給方向上的顆粒產(chǎn)生破裂，隨著切屑被去除，留下一個(gè)表面“空腔”。

GH4169切削橫截面的微觀組織圖像如圖10所示，圖10(a)vc=44 m/min，ap=0.36 mm，f=0.14 mm/r，變質(zhì)層厚度為2.5 μm；圖10(b)vc=86 m/min，ap=0.84 mm，f=0.26 mm/r，變質(zhì)層厚度增至5 μm。加工強(qiáng)度增大，熱力耦合作用增強(qiáng)，表層金屬等效應(yīng)變增大，塑性變形更加顯著，金相組織改變越明顯，晶粒變形程度越大。從本質(zhì)上來說，切削過程是材料在刀具作用下產(chǎn)生從彈性變形到塑性變形(滑移、晶界滑動、蠕變)直至斷裂的過程，當(dāng)應(yīng)力達(dá)到屈服強(qiáng)度后，材料便會發(fā)生塑性流動，形成塑性變質(zhì)層[15]。

4 結(jié)論

(1)刀具車削GH4169的表面變質(zhì)層是熱力耦合的結(jié)果。切削力、溫度和等效應(yīng)變場、殘余應(yīng)力、變質(zhì)層深度都隨著加工強(qiáng)度的增加而增加；顯微硬度隨著加工強(qiáng)度的增大先增大后減小，硬化層深度隨著加工強(qiáng)度的增加先減小后增大。

(2)加工強(qiáng)度增大，主切削力增大，溫度和等效應(yīng)變增大，表層殘余應(yīng)力從壓應(yīng)力增大為拉應(yīng)力，實(shí)驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)應(yīng)力影響層80 ～110 μm；高溫軟化作用使顯微硬度先增大后減小，硬化層深度在50～80 μm之間。

(3)工件表層微觀組織的變化主要是由于熱力耦合作用、機(jī)械效應(yīng)引起的塑性變形。具體表現(xiàn)為晶粒的拉長與碳化物破壞對表面的影響，各參數(shù)下產(chǎn)生的變質(zhì)層深度在2.5～5 μm之間。

[1] 《中國航空材料手冊》編輯委員會．中國航空材料手冊：第二卷 變形高溫合金 鑄造高溫合金[M]．北京：中國標(biāo)準(zhǔn)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] 王會陽，安云岐，李承宇，等．鎳基高溫合金材料的研究進(jìn)展[J]．材料導(dǎo)報(bào)，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，劉玉德，等．基于響應(yīng)曲面法的微細(xì)銑削表面粗糙度預(yù)報(bào)模型與試驗(yàn)研究[J]．中國機(jī)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，F(xiàn)ADARE 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] 姚倡鋒，陳廣超，劉超，等．GH4169車削過程的熱力耦合作用及殘余應(yīng)力場研究[J]．航空制造技術(shù)，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] 孫士雷，趙杰，袁瑋駿，等．GH4169鎳基高溫合金表面加工硬化研究[J]．工具技術(shù)，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] 謝孝昌，李旭東，湯春峰，等．直接時(shí)效對GH4169合金應(yīng)力集中敏感性的影響[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，JRVSTR?T N，JOSEFSON B L．Modelling chip formation of alloy 718[J]．Journal of Materials Processing Technology，2009，209(10)：4645-4653．

[11] 胡建軍，李小平．DEFORM-3D塑性成形CAE應(yīng)用教程[M]．北京：北京大學(xué)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，陳國定，王濤．GH4169合金的車削溫度場和殘余應(yīng)力場分析[J]．機(jī)械科學(xué)與技術(shù)，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] 張麗，吳學(xué)仁．基于小裂紋理論的GH4169高溫合金的疲勞全壽命預(yù)測[J]．航空材料學(xué)報(bào)，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] 金潔茹，張顯程，涂善東，等．車削速度對GH4169加工表面完整性的影響[J]．中國表面工程，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．)

(責(zé)任編輯：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項(xiàng)目資助

姚倡鋒(1975—)，男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，主要研究方向?yàn)楸砻嫱暾詸C(jī)械加工、高速切削技術(shù)、抗疲勞制造技術(shù)， (E-mail) chfyao@nwpu.edu.cn。