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Inconel产品概述
Inconel合金是含铌、钼的沉淀硬化型镍铬铁合金，在℃时具有高强度、良好的韧性以及在高低温环境均具有耐腐蚀性。供货状态可以是固溶处理或沉淀硬化态。
上海叶钢提供：镍基耐高温，耐腐蚀合金材料。
1、因科洛伊合金材料：
Incoloy/H/HT合金（N08/N/N）
Incoloy合金（UNSN08）
2、英科耐尔合金材料：
Inconel合金（UNSN06）
Inconel/合金（UNSN06/N06）
3、哈氏合金材料（Hastelloy）：C-合金（UNSN10）B-2合金（UNSN）C-4合金（UNSN）C-22合金（UNSN）C-合金（UNSN）X合金（UNSN02）
4、高温合金材料：（GH）GHGHGHGHGHGHGHGHGH
5、耐腐蚀合金（NS）NS,NS,NS,NS,NS,NS,NS,NS,NS,NS,NS,NS,NS,
6、蒙乃尔合金（Monel）
Monel，MonelK-/
7、精密合金：
1JJJJJJJ36
8、纯镍：
N4N6
9、司太立钴基合金：（Stellite）
Stellite1，Stellite6，Stellite6B，Stellite12，Stellite21，等材料；
镍基高温合金Inconel具有杰出的高温强度和高耐腐蚀功能，广泛应用于航空制作工业[1]。Inconel合金零件所占的重量比在CF6发动机中占34%，CY发动机中占56%，PW0发动机中占57%[2]。Inconel主要应用于燃气涡轮发动机的涡轮盘及压气机4～9级叶片，作业温度为～℃[2]。Inconel叶片的终究加工工艺通常为磨削，而磨削往往会在外表构成较大的残余拉应力，因此会大幅降低零件的作业执役功能，特别是疲劳强度和寿数[3-4]。依据国内外一般的零件抗疲劳功能要求，零件终究磨削残余应力在必定深度范围内应具有较小的值(-MPa～MPa)，且外表最好是压应力。针对磨削区外表的过高温度这一问题，目前所运用的大多数方法都是通过选用较小的磨削用量、选用冷却介质等来下降磨削区温度[24-27]。这种做法会下降生产效率，且冷却介质假如不能有效下降温度，零件外表依然不能确保%的剩余压应力分布，仍需要进行后续喷丸等工艺处理。而对工件磨削外表的喷丸处理通常会破坏工件外表，引起工件变形，增加零件加工时间以及本钱，极大地影响生产效率。
本次试验从下降磨削温度梯度这一主意动身，提出一种根据强化感应加热工艺辅佐磨削的复合工艺，并在前期研究了感应加热工艺的建模和工艺参数对加热温度的影响。图1是磨削温度梯度的改善原理示意图，经过植入一个外加的热源温度曲线，实践磨削过程的温度梯度曲线将改变为如图所示的新工艺温度曲线。磨削温度梯度的下降将完成最终剩余应力分布的改善。图2是强化感应加热辅佐磨削调控剩余应力的复合工艺体系图，经过强化感应加热工艺和表面冷却装置，将会在磨削工艺前植入一个图1中的外加热源。
可行性分析：
为了验证本文提出的强化感应加热辅佐磨削复合工艺的可行性，首要建立了植入内热源和磨削热的简化有限元数值模型，并进行了仿真分析。图3是复合工艺的进程温度场散布情况，能够看出，强化感应加热工艺在工件表层以下必定深度内引进热源，然后改变了磨削进程中的温度场散布形状。图4a和4b分别是一般磨削工艺及复合磨削工艺下的工件亚表层截面内的终究剩余应力散布，植入的内热源使工件外表的剩余拉应力改变为了压应力，且工件外表必定深度以内均为剩余压应力的散布。
因此，开始有限元仿真可行性研讨表明，强化感应加热辅助磨削复合工艺能够有效改善加工零件表层剩余应力散布，进而提高零件的抗疲劳特性。然而，终究剩余应力散布的有效调控与强化感应加热工艺参数以及磨削工艺参数的合理匹配有关，需要建立复合工艺下的有限元集成数值分析模型，并进行剩余应力的准确调控研讨。
2、数值建模
2.1电磁-热-应力数学模型
强化感应加热过程是电-磁-热场的耦合作用过程，如图5所示。磁导率μ是电-磁场转换计算中的主要影响参数；比热容c和热传导率λ是影响电磁-热场分析中的重要参数。而这些材料特性参数均是非线性的，与磁通量密度B和温度T有关。
电-磁场域由麦克斯韦方程组控制[33]，考虑材料连续方程后的计算控制方程如式(1)和(2)。A和φ为方便计算而引入的中间量，其与电-磁场的主要场量关系如式(3)和(4)
式中，J为传导电流密度，由电输入参数的电流强度I和频率f决定；A为磁矢量势；μ为电导率；φ为电标量势；q为电荷密度；ε为相对电介质；t为时间。
热场计算域的温度控制方程如式(5)
式中，c为材料比热容；λ为热传导系数；ρ为材料密度；Qv为电磁场涡流形成的热场密度。
假设被加工零件是各向同性的均匀性分布材料，则式(6)～(10)是残余应力场的数学控制方程。一般情况下应变的产生是机械、热和相变三者综合作用的结果，但Inconel常温基体组织为γ奥氏体，在磨削过程中不会产生由奥氏体向马氏体的相变。因此，不考虑相变作用后，复合工艺下磨削时的总应变增量dij由三部分组成，分别为弹性应变增量dije、热应变增量dijth和塑形应变增量dijp[34-35]，如式(7)～(9)所示。应力计算增量方程如式(10)
其中，塑形应变增量的计算考虑了Von-Mises屈服准则和流动法则。E为材料弹性模量；D为应力应变关系矩阵，与材料参数相关；v为泊松比；α为热膨胀系数。
2.2强化感应加热有限元模型
图6a是基于新型聚能器MPB-MFC的强化感应加热器结构，因为感应加热工艺要与平面磨床相匹配，所以平面感应线圈的机构设计如图所示。为了降低加热损耗，线圈由紫铜制作，且内部循环通入冷却水，确保线圈在工艺系统运行过程中始终接近常温。MPB-MFC能够有效聚集感应线圈产生的空间磁力线，使感应加热的能量几乎全部集中于被加热工件的表面(图6b)，加热效率较高。
强化感应加热工艺的平面分析系统如图7所示，感应加热电源为感应线圈提供输入的具有一定强度I和频率f的电流，由于电磁感应现象，工件内部由于涡流发热，结合表面冷却HTC，最终移动工件内部可产生加热工件的内热源。图8是基于电磁热分析软件Flux2D建立的可移动强化感应加热系统有限元模型，该模型可以计算电-磁-热耦合场，获取加热工件的温度场分布。全计算域内共20个二阶的面单元，个求解节点。其中，压缩空气区域是动态移动仿真网格，采用了收敛性较好的结构化网格。线圈和工件亚表面是计算过程温度和电磁场量有较大变化梯度的区域，因此需要优化划分，网格采用0.1mm的结构化网格，且1mm内有至少10层网格，保证了结果的收敛性及计算准确性。其余部分的网格采用了三角形网格。
使用振动样品磁强计LAKESHORE-T来测量不同温度下磁极化率M和H的关系，并拟合B-H关系，回归模型如式(11)和(12)
本研究采用适用于中高频感应加热的一种新型聚能器MPB-MFC(FerrotronH)，其磁导率曲线如图9所示。
2.3磨削热应力有限元模型
10是基于Abaqus软件建立的强化感应加热辅助磨削复合工艺的2-D有限元残余应力仿真计算模型。有限元模型中工件网格采用感应加热一样的结构化网格，共6个二阶计算单元。如图所示，面1被磨削夹具固定，面3和面4定义为工件与周围空气进行热量交换的热传递边界条件，而强化感应加热植入的内热源以一定形态施加到工件内部(图8有限元计算的内热源结果)。磨削热源作为工件残余应力计算的外加载荷施加到工件表面(面2)，取L=mm，待工件温度最终恢复到室温状态时的应力状态视为其最终的残余应力场分布。国内外学者近二十年来对磨削热模型进行了大量数值仿真研究和试验验证，公认为三角形的磨削热模型更能真实反应实际磨削过程中热场的演变[23]。本文建立的磨削三角形热源模型如图11所示[23]，其中，Qw是磨削区传入工件的热流量，Lc是磨削区长度。三角形磨削热源分布的函数为式(13)，其中Lc取2mm。
Inconel的电阻率、比热容、热传导率、热膨胀系数、弹性模量和泊松比与温度的函数模型，是热场和应力场有限元计算的重要材料参数[1,2]，通过离散分析后导入图10的残余应力仿真模型进行计算。
采用Johnson-Cook模型来表征Inconel合金的应力应变本构关系，数学模型如式(14)所示。该模型综合考虑了热场和塑形应变过程中，真实应变、应变率以及温度等三个主要因素对流动应力的影响。表1是通过Hopkinson压杆试验(SHPB试验)测量并拟合后的Inconel合金Johoson-Cook模型系数。
式中，σ为应力；ε为真实应变；A、B、n均为应变强化系数；C为应变率强化系数；为应变率；ε0为参考应变；T为实时温度；Tmelt为材料溶化温度，Tref为室温。
3复合工艺试验系统
图12是强化感应加热辅助磨削复合工艺试验系统，主要包括强化感应加热装置、表面冷却水装置和磨削系统三部分。其中，强化感应加热装置由感应加热电源、变频调压装置、感应线圈、聚能器MPB-MFC组成，通过变频调压，可以实现频率10kHz～50kHz可调、电流强度0～1A可控的线圈电流供给。表面冷却装置可以提供一定压强的冷却水或者液氮喷射，对在感应加热后磨削前的工件表面进行同步冷却。
图13是强化感应加热工件表面及亚表层温度采集系统原理图，工件表面温度由红外热成像仪NECRW2-NNU测定，工件亚表层内的温度梯度通过半自然热电偶来测量，具体的排丝布置方法如图13b所示。
4仿真结果与分析
4.1强化感应加热温度场分布
图14是表面施加0.5MPa条件下，强化感应加热有限元仿真某一瞬间的工件温度场分布，温度分布趋势符合预期设想。如果表面继续施加较大的冷却系数HTC(液氮冷却)，则在图示的温度场基础上会形成外冷内热的分布形态。为了验证本文所建立的强化感应加热工艺的有限元数值仿真模型的有效性，进行了两组移动状态下强化感应加热的温度验证试验，试验参数见表2。
图15为试验条件1(I=A,f=46.5kHz)时，工件纵截面内表面以下1mm和5mm处的预埋热电偶所测得的温度曲线与仿真结果对比；图16为试验参数为2(I=A,f=34kHz)时，工件表面1mm和3mm处的温度试验数据与有限元仿真对比结果。结果表明，有限元仿真温度结果与试验具有相同的趋势，且跟随误差也较小，平均误差均小于15%。
4.2残余应力场分布
图17是普通磨削时，磨削深度ap=μm和ap=50μm时工件的残余应力分布对比图。磨削残余应力主要集中在表面很薄的一层(2mm之内)，且分布形态与温度梯度分布一致，与多数国内外学者研究结果相符。ap=μm，表面最大拉应力σsurf≈MPa，拉应力作用层深度δ≈2mm；ap=50μm，σsurf≈80MPa，δ≈0.5mm。可见，普通磨削在表面形成较大的残余拉应力。
图18和图19分别为在强化感应加热辅助磨削的复合工艺中，磨削深度ap=50μm时工件的过程温度场分布以及最终的内部残余应力分布结果。图20是工件纵截面内沿深度方向，普通磨削和复合工艺两种情况下的温度和残余应力对比结果。可以看出，感应加热工艺的存在，改变了磨削过程中磨削区温度梯度的分布(图18和图20a)，使工件表面最终形成了残余压应力分布(图19和图20b)，且压应力的作用深度约1mm。工件表面的残余应力从图17中的80MPa减少到图20b中的-30MPa，降幅约%。同时也能看出，强化感应加热引入的内部热源会在工件内部形成一个残余拉应力的波峰(2mm处)，且波峰深度与内热源深度有关。
可见，强化感应加热工艺引入的内热源是改变残余应力的关键因素，为了进一步研究其对残余应力分布的影响，本文进行了三个因素的单因素仿真试验分析，结果分别如图21～23所示。图21内热源强度(感应加热功率)影响结果看出，Qi增大0W/mm2，表面残余应力值降低60MPa。图22热源植入深度从2mm变化到3mm，表面残余应力降低50MPa；
而从3mm变化到4mm，降低约25MPa。这一结果与前面分析的磨削温度结果其实相一致，磨削温度梯度主要分布在表面区域，所以植入热源的深度越深，对磨削温度梯度的改善作用其实越弱。图23移动速度影响可以看出，速度越大，强化感应加热植入的热源作用越微弱，当速度为20mm/s时，残余应力分布形态与普通磨削相似，未得到有效改善，强化感应加热几乎未来得及发挥作用。
综上，通过有限元数值仿真的单因素分析以及考虑实际操控可行性，主要选定的复合工艺调控参数为感应线圈电流强度I、电流频率f、工件速度v以及表面冷却系数HTC。
5表面残余应力调控分析
在实际感应加热工业应用中，中高频在表面加热工艺中应用较广。考虑到表面冷却系数HTC的复杂性，通过仿真结合试验的方法，确定出一定压力下的液氮冷却能够达到HTC=00W/(m2K)，且能够帮助强化感应加热工艺实现工件外冷内热的温度分布形态。综合考虑上述实际因素，本文首先固定f和HTC进行分析，图24则是f=37.5kHz和HTC=00W/(m2·K)时，通过建立并求解残余应力响应曲面控制模型得到的零应力临界电流强度曲线。临界曲线的上部区域为残余应力区，下部区域为拉应力区。可以看出，随着磨削深度增加，获得零应力值需要输入的电流强度越大。磨削深度一定，移动速度的增加，需要更高的线圈电流强度输入，才能获得理想的表面残余压应力。从第4.2节的单因素分析可知，速度太高导致感应加热作用不明显，所以本文仅做了最大速度v=20mm/s的分析。图24的临界曲线能够为后续的残余应力试验参数的调控匹配提供参考依据。
通过图12所建立的复合磨削工艺试验平台，进行了一系列磨削残余应力调控试验。磨削表面残余应力通过XRD高温合金测量设备Xstress0进行多次测量取平均值；沿磨削表面以下深度方向的残余应力则通过线切割切块、抛光打磨后再进行XRD测量。图25是f=37.5kHz，v=5mm/s时，普通磨削和复合磨削工艺下的工件表面残余应力随磨削深度ap的试验数据对比结果。可以看出，强化感应加热工艺的存在，比无感应加热的普通磨削下所获得的表面残余应力都要低，且表面残余应力与磨削参数ap呈递增关系。感应电流I增大A，表面残余应力约降低80MPa。ap=10μm时，I=A和I=1A均可获得表面残余压应力，与图24中的有限元仿真调控结果相同。
图26是f=37.5kHz，I=A时，复合磨削工艺v=10mm/s和v=5mm/s下的工件表面残余应力随磨削深度ap的试验数据结果。可以看出，工件进给速度v与工件表面残余应力呈正比，速度越高，获得的表面残余应力越大。这一结果与前面有限元仿真分析的速度太高将会降低强化感应加热工艺的辅助效果有关。ap=10μm时，v=10mm/s和v=5mm/s均可获得表面残余压应力。
图27和图28分别是f=37.5kHz，v=5mm/s，I=A时，复合磨削工艺ap=10μm和ap=20μm下的工件纵截面内沿深度方向的残余应力试验数据结果。可以看出，ap=10μm和ap=20μm时，沿磨削深度方向的残余应力分布趋势相同。不同的是，在其他强化感应加热工艺参数和磨削为f=37.5kHz，v=5mm/s，I=A时，ap=10μm的磨削深度能够获得表面约40MPa的残余压应力；而ap=20μm参数下获得约25MPa的残余拉应力。
基于速度v的增高会降低残余应力的改善效果，并且为了获得更多磨削深度范围内的表面残余压应力分布，本文继续进行了感应电流I的试验和有限元仿真调控，如图29所示。由于强化感应加热电源的试验条件所限，最大试验线圈感应电流为1A，在I=1A试验条件下，ap≤30μm的磨削参数范围，均可获得表面残余压应力。在I=A时，有限元仿真结果表明，ap≤40μm均可获得表面残余压应力。所得结果与图24的有限元调控结果相同，再次验证了调控方法的合理性。
6结论
(1)复合工艺的主要影响参数为感应加热电流强度I、电流频率f、表面冷却HTC和进给速度v。通过有限元数值计算，建立并求解残余应力RSM控制模型得到临界电流强度曲线，该曲线能够为试验调控参数的匹配提供参考。
(2)选用实际工业中常用的f，采用有限元仿真和试验标定后的液氮表面冷却HTC，进行了感应电流I和速度v对最终残余应力的试验调控分析。
f=37.5kHz，v=5mm/s，ap=10μm时，I=A和I=1A均可获得表面残余压应力；f=37.5kHz，I=A，ap=10μm时，v=10mm/s和v=5mm/s均可获得表面残余压应力。
(3)采用线切割切块、抛光打磨后XRD测量的方法获得沿磨削表面以下深度方向的残余应力分布。这种分析截面内残余应力分布的方法虽然引入操作误差，但是仍然能够反映出残余应力分布的趋势，且趋势与有限元分析结果及国内外其他学者成果的趋势相同。f=37.5kHz，v=5mm/s，I=A时，ap=10μm，表面残余压应力约-40MPa；ap=20μm表面残余应力为拉应力，约25MPa。
(4)为了获取更多常用磨削深度范围内的表面残余压应力分布，继续进行了感应电流I的试验和有限元仿真调控。I=1A试验条件下，ap≤30μm的磨削参数范围，均可获得表面残余压应力。I=A有限元仿真结果表明，ap≤40μm均可获得表面残余压应力，该结果为更大ap范围内磨削表面残余压应力的调控提供了方向。
本文的研究结果能够为目前工业中高温合金Inconel的磨削残余应力改善工艺发展提供参考依据。然后由于受到目前感应加热工艺的匹配限制，有必要继续进一步研究强化感应加热工艺的过程参数精确控制方法及其辅助磨削复合工艺的精确调控。此外，磨削前的感应加热和表面冷却会对工件表面精度等产生影响，需要进一步研究该复合磨削工艺对工件表面完整性的影响。
