Разработка технологии лазерной обработки сталей совмещенными источниками нагрева для повышения эффективности процесса тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.02.07, кандидат наук Хтет Аунг Лин

• Хтет Аунг Лин
• кандидат наук
• 2018

Оглавление диссертации кандидат наук Хтет Аунг Лин

ВВЕДЕНИЕ..............................................................................................................................................................5

ГЛАВА 1. АНАЛИЗ СОВРЕМЕННОГО СОСТОЯНИЯ ЛАЗЕРНЫХ

ТЕХНОЛОГИЙ СОВМЕЩЕННЫМИ ТЕПЛОВЫМИ ИСТОЧНИКАМИ. 11

1.1. Лазерная поверхностная обработка и пути повышения ее эффективности......................................................................................................................................13

1.1.1. Лазерная термообработка..........................................................................................................13

1.1.2. Лазерное поверхностное легирование..........................................................................22

1.1.3. Лазерная наплавка............................................................................................................................24

1.2. Лазерная сварка....................................................................................................................................27

1.2.1. Лазерно-дуговая сварка..................................................................................................................27

1.2.2. Лазерная сварка двумя лазерными лучами..................................................................34

1.2.3. Лазерно-световая сварка............................................................................................................35

1.3. Выводы по главе 1 и постановка задачи исследования..................................36

ГЛАВА 2. ОБОРУДОВАНИЕ, МЕТОДИКИ ИССЛЕДОВАНИЯ И

МАТЕРИАЛЫ, КОТОРЫЕ ИСПОЛЬЗОВАНЫ В ЭКСПЕРИМЕНТЕ..........39

2.1. Оборудование........................................................................................................................................39

2.2. Методики исследования..............................................................................................................48

2.2.1. Методика дюрометрического анализа..............................................................................48

2.2.2. Оценка процентного соотношения фаз в сварных соединениях............49

2.2.3. Моделирование процесса лазерно-световой сварки..........................................50

2.2.4. Математическая обработка экспериментальных результатов....................52

2.2.5. Методика определения КПД процесса калориметрированием................54

2.2.6. Метод расчета тепловых процессов....................................................................................57

2.3. Материалы, которые использованы в эксперименте..............................................57

ГЛАВА 3. ИССЛЕДОВАНИЕ ФИЗИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ, ПРИ ВЗАИМОДЕЙСТВИИ ЛАЗЕРНО-СВЕТОВОГО ИСТОЧНИКА СО

СТАЛЯМИ................................................................................................................................................................63

3.1. Определение энергетической эффективности поглощения лазерного излучения при лазерной обработке совмещенными источниками тепла............................................................... 63

3.1.1. Режим перехода к плавлению металла при лазерной обработке с использованием светолучевого источника тепла......................... 63

3.1.2. Режим перехода от теплопроводностного режима к режиму развитого испарения при лазерно-световой сварке..................... 66

3.1.3. Режим развитого испарения................................................... 69

3.2. Экспериментальные исследования эффективности лазерного воздействия совмещенными источниками при поверхностной обработке и сварке.............................................................. 77

3.2.1. Определение эффективного КПД при лазерной закалке совмещенными источниками тепла........................................ 77

3.2.2. Исследование КПД процесса при лазерной и лазерно-световой

сварке.................................................................................. 79

3.3. Особенности формирования температурных полей при взаимодействии совмещенных источников тепла с поверхностью металла............................................................................ 85

3.3.1. Получение максимальной эффективности процесса обработки совмещенными источниками тепла......................................... 85

3.3.2. Управление термическим циклом при лазерной обработке совмещенным источниками тепла.............................................. 93

3.4. Выводы по главе 3............................................................ 101

ГЛАВА 4. ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ОСОБЕННОСТЕЙ

ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ДОПОЛНИТЕЛЬНОГО СОВМЕЩЕННОГО

ИСТОЧНИКА ТЕПЛА ДЛЯ ОПЕРАЦИЙ ТЕРМООБРАБОТКИ,

ЛЕГИРОВАНРИЯ, НАПЛАВКИ И СВАРКИ.................................... 104

4.1. Определение технологических параметров лазерной

термообработки совмещенными источниками тепла.................... 104

4.2. Особенности технологии легирования с использованием

совмещенных источников тепла............................................. 109

4.3. Технологические особенности наплавки совмещенными

источниками тепла.............................................................. 115

4.4. Выбор технологических параметров сварки совмещенными

источниками тепла.............................................................. 122

4.4.1. Разработка регрессионной математической модели расчета

эффективности лазерного воздействия при сварке совмещенными источниками тепла............................................................... 123

4.5. Управление структурой при лазерно-световой обработке................. 133

4.6. Выводы по главе 4............................................................... 147

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ И ЗАКЛЮЧЕНИЕ............................................. 151

СПИСОК ОБОЗНАЧЕНИЙ.......................................................... 153

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ............................................................. 154

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность. Локальный термический нагрев материалов концентрированным лазерным излучением используется практически во всех отраслях промышленности. Мощные когерентные лазерные пучки при их фокусировке на поверхности материалов обеспечивают высокую концентрацию энергии в пятне нагрева. Это позволяет решить проблемы увеличения производительности, снижения себестоимости продукции, повышения ее качества при термообработке, легировании, наплавке, сварке, разделении материалов (резке) и т.д. В настоящее время в мире производится и продаётся лазерного оборудования для обработки материалов примерно на $10 млрд. в год.

Прогресс в создании мощных потоков когерентной энергии идёт прежде всего по пути наращивания мощности излучения с соответствующим увеличением потребляемой электрической мощности. Это в свою очередь ведёт к техническому усложнению лазерного технологического оборудования, снижению его надёжности, технико-экономических показателей и, в конечном итоге, не позволяет в полной мере реализовать принципиальные возможности лазерной технологии. С улучшением технических характеристик лазеров растёт также стоимость лазерной энергии, что делает экономически не всегда целесообразным их применение. Ведущие мировые лазерные центры работают в направлении снижения затрат на лазерную энергию при одновременном увеличении производительности лазерных процессов.

Таким образом, проблема повышения эффективности и расширения возможностей наиболее распространенного и рентабельного парка маломощных технологических лазеров является актуальной научной и практической задачей, позволяющей ускорить внедрение высокоэффективных технологий лазерной обработки в производство.

В работе предлагается для нагрева материалов применение комбинации двух нагревателей, использующих одинаковые или различные методы генерации

энергии. Это позволяет получить новое качество в виде расширения технологических возможностей лазерного оборудования и методов лазерной обработки.

Совместное использование тепловых источников создает возможность повышения производительности и эффективности процесса лазерной обработки не за счет наращивания дорогостоящей энергии лазерного излучения, а за счет гораздо более дешевой энергии второго источника тепла. Наряду с этим создается возможность изменения тепловой обстановки в обрабатываемом объекте, например, регулирования скорости охлаждения в диапазоне температур фазовых и структурных превращений, что существенно при лазерной термообработке, легировании и сварке закаливающихся сталей.

Эффективность ввода энергии лазерного излучения в металл характеризуется эффективным КПД, который во многом зависит от плотности мощности в пятне нагрева. Для сравнительно небольших плотностей мощности, характерных для лазерной термообработки, легирования и наплавки, он составляет всего около 10...20%. С ростом плотности мощности лазерного

5 5 2

излучения выше 6 10 .8 10 Вт/см начинается интенсивное испарение металла, нагретого лазерным лучом, возникает канал глубокого проплавления, эффективный КПД лазерной обработки возрастает до 80-90%.

В настоящее время для повышения эффективности лазерной обработки все большее применение начали находить методы, предусматривающие использование нескольких тепловых источников. Лазерное излучение совмещают с дугой, плазмой, вторым лазерным лучом, светом. При этом повышается эффективность лазерного воздействия за счет возникновения синергетического эффекта. Подавляющее большинство работ в этом направлении посвящено лазерной гибридной сварке, тогда как другим способам лазерной обработки уделяется гораздо меньше внимания. Поэтому поиск путей повышения эффективности лазерных методов обработки, с невысокими плотностями мощности, является актуальной задачей.

Целью работы явилось повышение эффективности лазерного воздействия за счет совмещения источников тепла, определение областей рационального применения и установление технологических особенностей лазерной обработки совмещенными источниками тепла при проведении процессов термообработки, поверхностного легирования, наплавки и сварки.

Одной из задач работы является выявление области применения светолучевых источников тепла

Для достижения поставленной цели в работе решены следующие задачи:

1. Определение энергетической эффективности поглощения лазерного излучения при лазерной обработке совмещенными источниками тепла

2. Экспериментальное исследование эффективности лазерного воздействия при поверхностной обработке и сварке совмещенными источниками тепла

3. Изучение формирования температурных полей при взаимодействии совмещенных источников тепла с поверхностью металла

4. Исследование технологических особенностей использования совмещенных источников тепла для операций термообработки, легирования, наплавка и сварки

5. Установление влияния параметров лазерной обработки с использованием дополнительного источника на эффективность поглощения лазерного излучения и определение областей рационального применения.

6. Определение особенностей структурообразования при лазерной обработке с использованием дополнительного источника тепла.

Научная новизна работы

Научная новизна работы, выносимая на защиту, состоит в следующем:

1. Теоретически и экспериментально показано, что в зоне взаимодействия совмещенных источников максимальная температура поверхности достигается на расстоянии между ними, которое прямо пропорционально скорости движения источников и разнице квадратов диаметров пятна нагрева лазерного луча и дополнительного источника, обратно

пропорционально коэффициенту температуропроводности, характеризующему теплофизические свойства, и не зависит от мощности дополнительного источника, что связано с увеличением поглощения лазерного излучения.

2. Экспериментально показано, что применение дополнительных источников тепла в широком диапазоне режимов повышает полный КПД процесса лазерной обработки в 1,5 - 3,4 раза. Эффект увеличения КПД зависит от вида дополнительного источника и выбранных режимов обработки.

3. Установлена взаимосвязь структурного и фазового состава металла сварного соединения с режимами лазерной обработки закаливающихся сталей с дополнительным источником тепла. Доказано, что изменение скорости охлаждения в интервале температур (800 - 500) 0С связано с взаимным расположением тепловых источников. Выбором относительного положения между источниками тепла при сварке закаливающихся сталей можно управлять фазовым составом сварного соединения и получить, в зависимости от состава стали, гамму структур в шве и зоне термического влияния от малопластичной закалочной структуры с содержанием мартенситной составляющей около 96 % до отпущенной бейнитно-трооститной, относительно пластичной, с содержанием троостита до 13%.

Практическая ценность работы заключается в следующем.

1. Установлена область использования дополнительных источников тепла, базирующихся на разных способах генерации энергии, для проведения процессов лазерной обработки. Светолучевой источник теплоты целесообразно применять при лазерной термообработке без оплавления поверхности, при лазерной наплавке локальных участков малых размеров импульсно-периодическим излучением, а также для соединения изделий из среднелегированных и аустенитных сталей толщиной до 2 мм. Сварку толстолистовых закаливающихся сталей лучше проводить двумя сфокусированными лазерными лучами. Сварочная дуга предпочтительнее при лазерном поверхностном легировании, особенно материалов с высоким коэффициентом отражения.

2. Определены технологические условия и разработаны рекомендации по использованию дополнительных источников тепла, базирующихся на разных способах генерации энергии, для процессов лазерной термообработки, поверхностного легирования, наплавки импульсно-периодическим излучением и сварки малых толщин.

Методы исследования.

Для решения поставленных задач применялись экспериментальные и теоретические методы исследований. Теоретические задачи решались с применением научных основ технологии лазерной обработки материалов. Для расчетов использовали модель процесса лазерно-световой сварки, разработанную под руководством Туричина Г.А. в СПбПУ совместно с МГТУ им. Н.Э.Баумана. Определение эффективного КПД процесса обработки проводили по стандартным методикам калориметрирования. Определение количественного состава структурно-фазовых составляющих проводили по методике, в основе которой лежит оценка статистических параметров распределения микротвердости в каждой из фаз. Для проведения металлографических исследований использовали оптический микроскоп «Neophot» фирмы Carl Zeiss Jena при увеличении до 1000 раз. Микротвердость определяли на микротвердомере ПМТ-3. Планирование экспериментов и статистическую обработку экспериментальных данных проводили в программах Microsoft Excel и Matrixer.

Достоверность полученных результатов обеспечена корректным использованием общих положений фундаментальных наук (уравнения баланса энергии, теплопереноса и т.д.), проверена по известным критериям изучаемых процессов и подтверждена экспериментальными данными, обработанными с помощью методов статистического анализа.

Апробация работы.

Результаты работы доложены и обсуждены на научных семинарах кафедры «Лазерные технологии в машиностроении» МГТУ им. Н.Э. Баумана, (Москва, 2013, 2015, 2016, 2017 г.г.), на Всероссийской научно-технической конференции

«Студенческая весна: Машиностроительные технологии» (Москва, 2012, 2014 г.г.), на VII Международной научно-технической конференции «Лучевых технологий и применение лазеров» (Санкт-Петербург, 2012 г.), на Десятой всероссийской конференции молодых ученых и специалистов «Будущее машиностроения России» (Москва, 2017 г.).

Публикации

Основное содержание и результаты диссертационной работы изложены 7 печатных научных работах, из них 3 статьи в ведущих научных рецензируемых изданиях, рекомендованных ВАК РФ, объемом 4,7 п.л/ 1,8 п.л.

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Разработка технологии лазерной обработки сталей совмещенными источниками нагрева для повышения эффективности процесса»

Объем работы.

Диссертация состоит из введения, 4 глав, общих выводов, списка литературы из 166 наименований и содержит 169 страницы машинописного текста, в том числе 95 рисунка и 25 таблицы.

ГЛАВА 1. АНАЛИЗ СОВРЕМЕННОГО СОСТОЯНИЯ ЛАЗЕРНЫХ ТЕХНОЛОГИЙ СОВМЕЩЕННЫМИ ТЕПЛОВЫМИ ИСТОЧНИКАМИ

Повышения эффективности лазерного воздействия можно достигнуть за счет совмещения источников тепла. Вопросами лазерной обработки совмещенными источниками занимаются с 1978-ого года. Идея совместного использования лазерного луча и дополнительного источника для обработки материалов принадлежит английскому ученому Стину В.М. [1,2]. Эти идеи получили развитые в трудах Российских, Японских, Немецких, Иранских, Китайских и исследователей [3-20].

Теоретические и экспериментальные исследования лазерной обработки совмещенными источниками проводятся в ведущих мировых научных центрах. В области исследования физических основ и математического моделирования данных технологий Российские ученые традиционно занимают одно из ведущих мест в мире. В настоящее время исследования и разработки по этой теме в России ведутся в СПбПУ, МГТУ им. Н.Э. Баумана, ИПЛИТ РАН.

В работе Стина В.М [1,2], была исследована эффективность совместного использования излучения С02-лазера мощностью до 2 кВт и дуги с неплавящимся электродом при сварке низкоуглеродистых сталей и титановых сплавов небольшой толщины от 0,2 до 3,0 мм, а также при наплавке низкоуглеродистой стали на пластины толщиной 12 мм. Им было установлено, что комбинированное воздействие двух источников тепла на изделие позволяет значительно увеличить глубину проплавления и производительность процесса, почти не снижая качества обработки по сравнению с лазерными способами.

Практически все исследователи фиксировали повышение эффективности лазерного воздействия при обработке совмещенными источниками тепла [1-20]. Его связывают с возникновением, так называемого синергетического эффекта [8], суть которого состоит в том, что количество (объем) расплавленного металла при совместном действии двух или нескольких источников тепла существенно

превышает сумму объемов расплавов от независимого действия каждого из источников (Рис. 1.1).

Рис. 1.1.

Изменение глубины проплавления при совмещении источников тепла [8].

Возникновение синергетического эффекта связывают с несколькими физическими явлениями. Так при нагреве металла одним из источников тепла увеличивается поглощение лазерного излучения [21-23]. Наряду с этим эффективность возрастает в результате сложения тепловых полей от двух действующих независимо друг от друга источников тепла [8]. Кроме того, степень проявления этого эффекта зависит от вида дополнительного теплового источника.

Для совмещения источников можно использовать различные дополнительные источники тепла, в том числе, лазерный луч (двухлучевая лазерная обработка) [24], электрическую дугу (лазерно-дуговая) [25], плазму (лазерно-плазменная) [26], мощные световые (лазерно-светолучевая) [27], (Рис. 1.2). Эти способы обработки находят все большее применение в промышленности вследствие своей высокой технико-экономической эффективности.

и -

п ш ■

Г

а) б)

Рис. 1.2.

Совмещение различных тепловых источников для лазерной обработки: (а) - двухлучевая лазерная; (б) - лазерно-дуговая; (в) - лазерно-плазменная;

(г) - лазерно-светолучевая

1.1. Лазерная поверхностная обработка и пути повышения ее эффективности

1.1.1. Лазерная термообработка

Одним из известных методов лазерной обработки является термообработка. Лазерное поверхностное упрочнение широко используется для деталей, работающих в условиях трения скольжения, абразивного и эрозионного изнашивания. Достоинства лазерной поверхностной обработки состоят в локальности и бесконтактности обработки, отсутствии коробления и возможности

автоматизации процесса. В результате лазерного поверхностного упрочнения металлы и сплавы приобретают в локальных объемах высокие физико-механические свойства, недостижимые при традиционных методах упрочнения [28-31]. Лазерное упрочнение значительно повышает износостойкость пар трения, усталостную прочность, увеличивает стойкость против коррозионного разрушения, уменьшает возможность образования микротрещин, что в конечном итоге приводит к повышению работоспособности изделий. Очень важно, что после лазерной ТО практически не требуется финишная обработка.

Изменяя мощность и время воздействия лазерного излучения на обрабатываемые участки поверхности материала, можно получить широкий спектр структурных состояний. Лазерная термообработка включает в себя лазерную закалку (термоупрочнение); лазерный отжиг; лазерный отпуск.

Закалка сталей основана на эффекте получения мартенсита в интервале минимальной устойчивости аустенита (400...600°С), при этом должна быть обеспечена скорость охлаждения выше критической, которая для большинства сплавов железа находится в интервале 50...200 °С/с.

Сущность лазерной закалки состоит в локальном нагреве участка поверхности до сверхкритических температур. После прекращения действия излучения нагретый объем металла охлаждается с высокой скоростью, что приводит к высокой твердости поверхности за счет образования закалочных структур. Требуемые свойства поверхности при лазерной закалке получают созданием соответствующего термического цикла с заданными оптимальными параметрами, определяемыми максимальной температурой нагрева, скоростью нагрева, скоростью охлаждения, временем пребывания материала выше характерной температуры и др. Характер протекания этих процессов зависит от свойств обрабатываемых материалов.

Основной особенностью воздействия лазерного излучения на материал является локальный характер теплового источника, имеющего высокую плотность

4 2

мощности в пятне нагрева (порядка 10 Вт/см ), что обеспечивает формирование

жесткого термического цикла, характеризующегося повышенными скоростями нагрева (от 105 до 106 °С/с) и охлаждения в диапазоне от 103 до 105 °С/с [32].

Многократное увеличение скорости охлаждения не изменяет фазового и структурного состава, характерного для обычной закалки: мартенсит, цементит, остаточный аустенит.

При воздействии на поверхность обрабатываемых материалов и сплавов часть потока лазерного излучения отражается от нее, а остальная часть проникает на малую глубину. Количество отраженного излучения в первую очередь зависит от природы материала и предварительной подготовки поверхности.

При лазерной закалке стадия нагрева является очень важной, так как в процессе последующего скоростного охлаждения фиксируются стадии превращений при нагреве. При нагреве сплавов железа в точке АС1, начинается превращение перлита в аустенит. Процесс перестройки решеток сопровождается концентрационным перераспределением углерода за счет диффузии его в аустените от границы с цементитом к границе с ферритом.

При медленном нагреве превращение перлита в аустенит идет при постоянной температуре, поскольку на перестройку кристаллической решетки затрачивается вся подводимая теплота, и на кривой нагреве точка АС1, выражена в виде горизонтальной площадки.

При высокоскоростном лазерном нагреве процесс образования аустенита изменяется. Превращение протекает не изотермически, а в некотором интервале температур от АС1нач до АС1кон. Происходит сдвиг критической точки АС1 в область высоких температур. В зависимости от скорости нагрева, исходной структуры и химического состава стали, температура АС1 смещается на 500...2000С. После завершения а ^ у -превращения следует выравнивание концентрации углерода за счет его диффузии из бывших перлитных участков в бывшие ферритные. Этот процесс завершается при еще большей температуре, чем температура точки АС3, и завершение его также определяется скоростью нагрева.

Большая скорость охлаждения, по сравнению с традиционной закалкой, приводит к повышенной дефектности структур, так как усиливается фазовый

наклеп, замедляются процессы отдыха и рекристаллизации и более полно наследуются дефекты у-фазы. При этом происходит измельчение блоков, увеличение плотности дислокаций и рост напряжений в кристаллической решетке. Поэтому в металлических сплавах возникают закалочные структуры высокой твердости, что обуславливает высокие свойства поверхности. Все эти особенности приводят к тому, что микротвердость сплавов после лазерной закалки выше, чем после обычных видов закалки (для сталей на 1000...2000 МПа).

Таким образом, в результате лазерного воздействия в сталях формируется структура, состав которой зависит от степени завершенности процесса аустенитизации, определяемой максимальной температурой нагрева, скоростями нагрева и охлаждения, временем воздействия, исходной структурой. Для определения конечной структуры в условиях высокоскоростного нагрева и охлаждения используют экспериментальные термокинетические кривые.

Для получения достаточной глубины слоя, процесс лазерной термообработки ведут с нагревом до максимально возможной температуры, вплоть до температуры плавления. В зависимости от плотности мощности лазерного излучения, термоупрочнение можно осуществлять как нагревом до температуры плавления (Тпл), так и нагревом ниже ее. Используются уровни плотности мощности лазерного излучения, обеспечивающие локальный разогрев материала до температур Т<Тпл без заметного испарения материала.

При лазерной термообработке с оплавлением поверхности конечная структура формируется на стадии охлаждения расплавленного металла. При этом наибольший интерес представляет возможность достижения высоких и сверхвысоких скоростей охлаждения для расплавленного металла, так как в этом случае имеет место закалка из жидкой фазы. Изменяя мощность и время воздействия лазерного излучения на обрабатываемые участки поверхности материала, можно получить широкий спектр структурных состояний.

При обработке без оплавления глубина упрочнения меньше. Понижение плотности мощности позволяет устранить оплавление поверхности и получить глубину ЗЛВ, сравнимую с получаемой при оплавлении поверхности.

Основные параметры лазерной закалки непрерывными лазерами — это мощность излучения Р и диаметр пятна dп, скорость перемещения детали относительно луча.

Закалку ведут в расходящемся пучке, так как это обеспечивает лучшее качество упрочнения. Размеры пятна подбирают изменением степени расфокусировки. Однако при большой расфокусировке увеличивается неоднородность плотности мощности по пятну, что приводит к неравномерности глубины ЗЛВ, уменьшению геометрических размеров ЗЛВ при обработке без оплавления, увеличению ширины зон отпуска при обработке с перекрытием и т. д. Поскольку при лазерной обработке различные слои нагреваются до разных температур, зоны лазерного воздействия (ЗЛВ) имеют слоистое строение. По результатам измерения микротвердости и исследования микроструктуры по глубине ЗЛВ сталей можно видеть в общем случае три принципиально различных по природе фазовых превращений слоя

Первый слой — зона оплавления (ЗО), получен при закалке из расплавленного состояния. В большинстве случаев первый слой имеет столбчатое ячеисто-дендритное строение, причем кристаллы вытянуты в направлении теплоотвода. Основная структурная составляющая - мартенсит. Карбиды при этом обычно растворяются. После лазерной закалки сталей в интервале реально применяемых на практике режимов в ЗО отсутствуют такие факторы, как кратеры, шлаковые включения, обезуглероженные зоны. При лазерной закалке без оплавления первый слой - ЗО отсутствует.

Второй слой - зона закалки из твердой фазы, получен при закалке из твердого состояния. Нижняя граница его определяется нагревом до температуры точки АС1, т. е. в этом слое имеет место как полная, так и неполная закалка. Этот слой отличается большой неоднородностью по глубине: ближе к поверхности имеется мартенсит и остаточный аустенит, полученные при охлаждении из области гомогенного аустенита, а ближе к исходному металлу имеются структуры, полученные из области негомогенного аустенита при охлаждении.

Поэтому здесь рядом с мартенситом имеются элементы исходной структуры: феррит в доэвтектоидной и цементит в заэвтектоидной стали.

Третий слой - переходная зона, образуется при нагреве металла ниже точки АС1. При лазерной обработке предварительно закаленной или отпущенной стали в этом слое имеет место понижение микротвердости, связанное с образованием структур отпуска — троостита или сорбита. Третий слой в этом случае называется зоной отпуска.

Второй и третий слой образуют зону термического влияния (ЗТВ).

При малой скорости обработки под зоной оплавления в верхней части ЗТВ имеется узкий слой однородного мартенсита. В этом слое, нагретом до высокой температуры, происходит полное превращение избыточного феррита в аустенит и полное насыщение этих участков углеродом. На большей части ЗТВ формируется относительно однородная мартенситная структура. Для нормализованной стали 45 в верхних слоях ЗТВ с микротвердостью Н50 = 7300 ± 200 МПа длина пластин мартенсита больше, чем в средних. В середине ЗТВ микротвердость понижается до 5320 МПа, что может быть обусловлено наличием троостита. В нижней части ЗТВ имеется область, где рядом с мартенситом имеется сетка троостита, трооститоферрита и феррита. Микротвердость мартенсита в области трооститной сетки Н50 = 7520 МПа, а в области ферритной — 6440 МПа, что свидетельствует о меньшей насыщенности твердого раствора при аустенитизации.

Основные характеристики упрочненного слоя: микроструктура, твердость, форма зоны лазерного влияния, микрорельеф поверхности определяются количеством энергии лазерного излучения, поглощенной обрабатываемым материалом, и временные характеристики нагрева зависят от энергетических и технологических параметров лучевой обработки: мощности излучения, скорости перемещения луча по поверхности материала, диаметра сфокусированного луча [33].

Существует узкий диапазон режимов получения сравнительно глубоких зон лазерного воздействия без оплавления поверхности, поэтому следует уделять особое внимание мероприятиям, повышающим эффективность процесса.

Количество поглощенной энергии зависит от оптических и теплофизических свойств металлов и с увеличением длины волны излучения уменьшается. Отражательная способность в оптическом диапазоне длин волн составляет для большинства металлов 70-95%. При падении лазерного излучения на поверхность материала эффективность полезного использования энергии лазерного луча зависит от соотношения отраженного и поглощенного излучения. Отраженная часть, как правило, безвозвратно теряется, другая часть проникает на небольшую глубину и при поглощении переходит в тепло. Взаимосвязь этих частей определяется из выражения:

Я = 1 - А (1.1)

где R - отражательная способность; А - поглощательная способность материала.

Высокая отражательная способность металлов на длине волне 10,6 мкм наряду с отсутствием повреждения поверхности при лазерном упрочнении приводит к необходимости покрывать поверхность металла поглощающими соединениями, усиливающими взаимодействие излучения с металлом [30].

Основным показателем, определяющем эффективность поглощения лазерного излучения металлами, является состояние поверхности. Для увеличения эффективности поглощения лазерного излучения целесообразно использование покрытий с низкой отражающей способностью. Такое покрытие должно иметь достаточно высокую температуру плавления (ниже предполагаемой температуры обработки), а также высокую теплопроводность для обеспечения подвода энергии к обрабатываемому металлу. В настоящее время используют следующие виды поглощающих покрытий: химические покрытия, углеродистые покрытия, лакокрасочные покрытия, водорастворимые. На поглощательную способность металлов влияют исходное состояние поверхности, ее шероховатость, наличие оксидных пленок и поверхностных покрытий, а также характер распределения плотности мощности в фокальном пятне, направленность облучения, угол сходимости лазерного луча и др [34].

Эффективность лазерного воздействия зависит от подготовки поверхности перед нанесением поглощающего покрытия. Так на шлифованной поверхности зафиксированы большие значения глубины ЗЛВ с оплавлением и меньшие без оплавления, чем на полированной. Увеличение поглощения шлифованной поверхностью может быть связано с лучшей адгезией нанесенного покрытия и меньшим отражением излучения.

Повышения эффективности можно достигнуть при лазерной закалке со сканированием луча в поперечном направлении. При этом способе улучшается распределение энергии по пятну. Сохраняются тенденции изменения размеров ЗЛВ от мощности и скорости обработки. С понижением скорости обработки размеры ЗЛВ увеличиваются. Повышение мощности и ширины сканирования лучом приводят также к возрастанию размеров ЗЛВ. Снижение плотности мощности излучения в пятне нагрева приводит к уменьшению возможности оплавления поверхности. При этом глубина ЗЛВ увеличивается. Следовательно, более предпочтительной является обработка с меньшей плотностью мощности, при большем диаметре сканирующего пятна.

Улучшение условий фокусировки и оптимизация режимов могут привести к существенному увеличению глубины закалки без оплавления. При равномерном распределением энергии по пятну нагрева наблюдается повышение глубины закаленного слоя. Это связано с увеличением минимальной мощности, необходимой для оплавления поверхности.

Еще одним способом повышения эффективности является совмещение тепловых источников. Первые сведения о возможности лазерной термообработки совмещенными источниками тепла содержатся в работах Стина В.М. [2]. В дальнейшем эти идеи получили развитие. Так в работах [35-39] установлено, что гибридная лазерная обработка может применяться с высокой эффективностью для упрочнения конструкционных сталей. Показано [40] увеличение глубины упрочненной зоны в 2-3,5 раза при сохранении высокой микротвердости- НУ 700740 (поверхностная твердость НЯС 56-62) в случае лазерно-дуговой закалки сталей. Закаленные слои имеют ширину 4-6 мм, глубину около 1,0 мм при

скоростях обработки до 10 мм/с и ширину 3-4 мм, глубину 0,4-0,6 мм при скорости перемещения лазерного луча 20-30 мм/с (Рис. 1.3).

о о,г о,б о,8 го Рис. 1.3.

Распределение микротвердости по толщине (5 - расстояние от поверхности) закаленного слоя после лазерно-дуговой обработки (4,=3,2 мм, 1д=2 мм) при перемещении луча с различной скоростью: 1 - 2,9 мм/с; 2 - 5,7 мм/с; 3 - 20,1 мм/с; 4 - 42,5 мм/с; 5 - лазерная обработка при у=2,9 мм/с [40]

Наряду с дополнительными дуговыми источниками тепла, для проведения этого процесса используют низкотемпературную плазму [41]. Известно также использование дополнительного плазменного источника для лазерного отжига с целью местного разупрочнения перед формообразованием листового металла [42]. Применение этого способа для сталей значительно улучшает схему пластического течения. Это повышает точность изготовления деталей, снижает долю упругой деформации и уменьшает радиусы гиба.

Лазерно-дуговой метод термообработки позволяет повысить характеристики и других металлических материалов. Например, в работе [43] показана возможность упрочнения алюминиевых сплавов В124 и Ал25 при лазерно-дуговой обработке. Лазерно-дуговой источник дает больший эффект упрочнения по сравнению с дуговым при скорости обработки более 17 мм/с. Авторы работ [41,42,43] связывают это с благоприятным изменением микроструктуры зоны застывшего расплава.

Достичь положительного эффекта при лазерной термообработке возможно также использованием дополнительного светового источника тепла [44]. Для этого осуществляют регулирование скоростей охлаждения и нагрева термообрабатываемой зоны взаимным положением лазерного и светового луча [45].

1.1.2. Лазерное поверхностное легирование.

Лазерное поверхностное легирование используют для модификации поверхностей деталей и улучшения их эксплуатационных свойств, таких, как твердость, износостойкость, антифрикционность, коррозионной стойкость и т.д. Его осуществляют путем введения в заданные участки поверхности различных компонентов, которые, смешиваясь с материалом основы, образуют сплавы или композиции требуемого состава. При этом обязательным условием является сохранение в обработанных лазером участках поверхности значительного количества атомов материала основы. Известны работы в этом направлении как в России, так и за рубежом [46-49]. Преимущества лазерного поверхностного легирования заключаются в следующем [50]:

1. Хорошая воспроизводимость параметров и свойств поверхностного

слоя.

2. Большая скорость процесса и достижение высокого качества

поверхностного слоя.

3. Возможность получения узких локальных зон с заданным

химическим составом.

4. Экономия дорогостоящего легирующего материала.

5. Отсутствие необходимости в последующей термообработке.

6. Экологическая чистота процесса легирования.

Указанному методу лазерной обработки посвящено достаточно большое количество работ. Для повышения свойств поверхности предлагается лазерное поверхностное легирование жаропрочных никелевых сплавов [51,52]. Результаты

исследования показали, что лазерное легирование позволяет получить на поверхности сплавов слои с повышенной твердостью и износостойкостью. Это возможно за счет создания в поверхностном слое композиции, отличающейся от матричного материала химическим составом.

Положительные результаты получены также для лазерного легирования поверхности алюминиевых сплавов [53]. Показано, что лазерное легирование алюминиевых сплавов металлическими компонентами, их смесями и сплавами приводит к повышению эксплуатационных характеристик поверхности. Управление характеристиками легированных зон (размерами, концентрацией насыщаемых элементов, структурой и микротвердостью) можно осуществить изменением параметров обработки поверхности импульсным или непрерывным излучением лазера [54]. Последние достижения в этой области, связанные с легированием поверхности алюминиевых сплавов, описаны работах Шиганова И.Н. и Самарина П.Е. [55-57]. Показано, что для успешного проведения лазерного легирования алюминиевых сплавов необходимо увеличение времени пребывания металла в жидком состоянии, а также температуры расплава жидкой ванны. (Рис. 1.4, 1.5, 1.6). В их работах [55-57] предлагается повысить эти параметры подогревом обрабатываемой детали Рис. 1.5. Максимальная температура ванны возрастает с увеличением температура предварительного подогрева. Это способствует увеличению глубины проникновения упрочняющих частиц Рис. 1.6.

Рис. 1.4.

Зависимость глубины проникновения частицы БЮ в расплаве от времени

Рис. 1.5.

Зависимость максимальной температуры расплава от температуры подогрева

подложки

Рис. 1.6.

Глубина проникновения частиц от температуры подогрева подложки при

лазерном легировании.

1.1.3. Лазерная наплавка

Еще одним способом лазерной обработки является лазерная наплавка. Лазерная наплавка - технологический процесс нанесения металлических покрытий на поверхность изделий с использованием энергии лазерного изучения. Эта технология подобна традиционной плазменно-порошковой наплавке и отличатся большей локальностью процесса и возможностью формирования достаточно тонких покрытий.

Процесс лазерной наплавки требует большого уровня мощности излучения (не менее нескольких кВт). Несмотря на высокую стоимость мощных технологических лазеров, этот процесс может быть весьма экономически эффективен. Это связано со следующими технологическими особенностями процесса лазерной наплавки:

- возможность нанесения тонких покрытий - до 1 мм;

- прецизионность процесса;

- полный контроль геометрии валика позволяет наносить покрытие только в строго заданных местах;

- минимизация расхода дорогих порошковых материалов и затрат на последующую обработку;

- ограниченное тепловложение в деталь минимизирует или полностью устраняет термические поводки;

- возможность получения уникальных сочетаний металла основы и металла покрытия из-за очень малой зоны перемешивания; возможность

получения не только металлических покрытий, но и керамических.

Лазерная наплавка в ряде случаев может приводить к изменению подхода к конструированию машин, предоставляя точный инструмент для хорошо управляемого локального изменения свойств отдельных участков детали. Различают наплавку восстановительную и проводимую при изготовлении детали. Восстановительная наплавка применяется для получения первоначальных размеров изношенных или поврежденных деталей. В этом случае наплавленный металл близок по составу и механическим свойствам основному металлу. Наплавкой, проводимой при изготовлении, получают многослойные детали и изделия. Они состоят из основного металла (основы) и наплавленного рабочего слоя. Основной металл обеспечивает необходимую конструкционную прочность. Слой наплавленного металла придает особые заданные свойства: износостойкость, термостойкость, коррозионную стойкость и т.д.

Предъявляемые к наплавке требования заключаются в следующем:

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Хтет Аунг Лин, 2018 год

источника.

Таким образом, расчетные исследования показали, что использование дополнительного теплового источника позволяется снизить мощность лазера, необходимую для начала плавления металла. Эффективность использования лазерного излучения возрастает с ростом мощности дополнительного светового

источника тепла. Полученные данные свидетельствуют о возможности повышения эффективности процесса лазерного легирования и лазерной наплавка.

За счет применение дополнительного светового источника тепла можно повысить эффективность использования лазерного источника при переходе к плавлению металла примерно до 75%, что важно для процессов лазерной легирования и наплавки.

Аналогичные результаты получены при лазерной обработке совмещенными источниками алюминиевых сплавов.

3.1.2. Режим перехода от теплопроводностного режима к режиму развитого испарения при лазерно-световой сварке.

Одним из методов лазерной обработки, осуществляемой, как правило, в режиме развитого испарения, относится лазерная сварка. Предварительную оценку возможности повышения эффективности за счет использования дополнительного источника тепла проводили сравнением мощности лазерного излучения, при которой происходит переход от теплопроводностного режима к режиму развитого испарения. Расчетным путем определяли мощность лазерного излучения, приводящую к возникновению парогазового канала, при лазерном воздействии и воздействии совмещенными источниками тепла. Использовали модель, описанную в Главе 2. О переходе к режиму развитого испарения судили по изменению поперечного сечения ванны расплавленного металла. Так при использовании дополнительного светового источника тепла мощностью 0,76 кВт и мощности лазерного излучения 0,17 кВт наблюдается плавление поверхности (Рис. 3.4, а). Повышение мощности лазерного излучения до 0,18 кВт вызывает изменение поперечного сечения, характеризуемое резким увеличением объема жидкого металла и наличием парогазового канала (Рис. 3.4, б).

Расчет проводили для скоростей сварки 10 и 30 мм/с. Варьировали мощность дополнительного светового источника тепла в диапазоне значений 0.. .3 кВт. Результаты расчета представлены на Рис. 3.5 и 3.6.

Рд. и = 0,76 кВт Рлазера = 0,17 кВт

Рд. и = 0,76 кВт Рлазера = 0,18 кВт

а) б)

Рис. 3.4.

Изменение поперечного сечения ванны расплавленного металла при переходе от теплопроводимостного режима (а) к режиму развитого испарения (б)

Рдоп. нет., кВт

2,2

1,5

^^^^ Область режимов ^^^^ развитого испарения

0,125

0,127

0,15

0,17

0,19

Рлазера, кВт

Рис. 3.5.

Влияние мощности светового источника на минимальную мощность лазерного излучения, необходимую для перехода от теплопроводностного режима к режиму развитого испарения при лазерном воздействии и лазерно-световом

воздействии на скорости 10 мм/с.

Рдоп. ист.,кВт

Рлазера. кВт

Рис. 3.6.

Влияние мощности светового источника на минимальную мощность лазерного излучения, необходимую для перехода от теплопроводностного режима к режиму развитого испарения при лазерном воздействии и лазерно-световом

воздействии на скорости 30 мм/с.

Из полученных результатов видно, что использование дополнительного светового источника позволяет уменьшить мощность лазерного излучения, необходимую для перехода в режим развитого испарения. С увеличением мощности светового источника мощность лазерного излучения снижается, что свидетельствует о возрастании эффективности использования лазерной энергии. Так применение дополнительного источника мощностью 0,76; 1,5; 2,2; 3 кВтпри скорости сварки 10 мм/с, повышает эффективность лазерного воздействия на 10, 21, 33, 34 % соответственно. При увеличении скорости перемещения теплового источника 30 мм/с эффективность несколько снижается (Рис. 3.7). Интересно отметить, что в исследованном диапазоне толщин, начало процесса развитого испарения не зависит от толщины. Эффективность лазерного воздействия оценивали по формуле (3.1).

Таким образом, проведенные расчеты показывают, что повышение эффективности лазерного воздействия в режиме развитого испарения возможно за счет использования дополнительного светового источника.

И скорость обработки у=10 мм/с ♦ скорость сварки v=30 мм/с 40 -I----г

О 0,76 1,5 2,2 з 3,8

Мощность дополнительного источника, кВт

Рис. 3.7.

Повышение эффективности лазерного воздействия от мощности дополнительного источника.

3.1.3. Режим развитого испарения

Для исследования влияния параметров лазерной сварки совмещенными источниками на эффективность процесса использовали метод компьютерного моделирования. Для расчетов применяли модель, разработанную в МГТУ им. Н.Э. Баумана совместно с СПбПУ (Глава 2).

При исследовании влияния толщины свариваемого металла с различными теплофизическими свойствами на эффективность процесса был, проведен расчет [164] для случая сварки закаливающейся стали 30ХГСА (^ = 0,32 Вт/смК) и аустенитной стали Х18Н9 (^ = 0,163 Вт/см-К). Толщина свариваемого материала составляла 0,6 и 10 мм. Изменяли мощность дополнительного источника теплоты в диапазоне значений 0...3 кВт и его положение относительно центра лазерного луча (смещение) в диапазоне значений -10 ... +10 мм, а также диаметр

дополнительного источника теплоты от 3 до 5 мм. Соблюдали условие полного провара пластины. Скорости сварки составляли 10, 30 и 50 мм/с.

На первом этапе рассчитывали мощность лазерного излучения, необходимую для полного провара пластины, при изменении мощности светового источника тепла и его положения относительно центра лазерного луча. В качестве примера на Рис. 3.8 и 3.9 приведены данные расчета для сварки сталей 30ХГСА и Х18Н9 на скорости 50 мм/с.

•Дополнительный источник 0 кВт ^^Дополнительный источник 0,76 кВт •Дополнительный источник 1,5 кВт «—Дополнительный источник 2,2 кВт •Дополнительный источник 3 кВт

0.4 -]----------

-8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12

Расстояние между центрами тепловых источников, мм

а)

—•"Дополнительный источник 0 кВт —■—Дополнительный источник 0,76 кВт

—Дополнительный источник 1,5 кВт —»"Дополнительный источник 2,2 кВт

—•—Дополнительный источник 3 кВт

6.4 -I----------I

-8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12

Расстояние между центрами тепловых источников, мм

б)

Рис. 3.8.

Зависимость мощности лазерного излучения от взаимного положения тепловых источников при различных мощностях светолучевого источника при сварке стали 30ХГСА,Усв = 50 мм/с: (а) - толщина 0,6 мм; (б) - толщина 10 мм

■Дополнительный источник 0 кВт ^^Дополнительный источник 0,76 кВт •Дополнительный источник 1,5 кВт «»Дополнительный источник 2,2 кВт •Дополнительный источник 3 кВт_

0 , .

6 -4 -2 0 2 4 б 8 10 12

Расстояние между центрами тепловых источников, мм

а)

•Дополнительный источник 0 кВт —о-Дополнительный источник 0,76 кВт •Дополнительный источник 1,5 кВт —»Дополнительный источник 2,2 кВт •Дополнительный источник 3 кВт

8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12

Расстояние между центрами тепловых источников, мм

б)

Рис. 3.9.

Зависимость мощности лазерного излучения от взаимного положения тепловых источников при различных мощностях светолучевого источника при сварке стали Х18Н9,Усв = 50 мм/с: (а) - толщина 0,6 мм; (б) - толщина 10 мм

Анализ полученных результатов показывает, что с увеличением мощности дополнительного источника теплоты уменьшается мощность лазерного излучения, необходимая для полного проплавления заданной толщины металла. Изменение положения центра дополнительного источника тепла относительно

центра лазерного луча приводит к изменению мощности лазерного излучения, необходимого для полного проплавления.

Оптимальное взаимное положение основного и дополнительного источников теплоты существенно зависит от диаметра пятна нагрева (Рис. 3.10) и скорости сварки (Рис. 3.11) и практически не зависит от мощности совмещенного светового источника тепла (Рис. 3.12). С увеличением диаметра пятна нагрева и скорости сварки для получения максимальной эффективности необходимо увеличивать расстояние между тепловыми источниками (Рис. 3.13). Полученные зависимости справедливы для сталей, существенно различающихся по теплофизическим свойствам, и свидетельствуют о повышении эффективности лазерного воздействия.

-3 мм ■

-5 мм ■

-7 мм

-9 мм

600 -|

СО 500 |

га

а <и 400 -

т

га

с: а 300 -

ь-

и

О

I 200 -

3"

о

2 100 -

0 -

*-1 1- 1-

> и ^__А *-- / '

-10 -7.5 -5 -2.5 0 2.5 5 7.5 10 Расстояние между центрами тепловых источников, ММ

Рис. 3.10.

Влияние расстояния между центрами тепловых источников при различных диаметрах светового излучения на мощность лазера, при которой происходит полное проплавление. (Сталь типа 30ХГСА, толщина 1мм, стыковое соединение, скорость сварки 30 мм/с, мощность светового источника 3 кВт)

■скорость сварки 20 мм/с ■скорость сварки 40 мм/с

■скорость сварки 30 мм/с •скорость сварки 50 мм/с

1.8

1.6

£ 1.4

& 1.2 ш

й 1 с

¡£ 0.8 о

° 0.6 о 0.4 0.2 0

-10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 Расстояние между центрами тепловых источников, мм

Рис. 3.11.

Влияние скорости сварки на оптимальное расстояние между тепловыми источниками (Мощность лампы 1,5 кВт)

1.2

1

т

т

к

а, 0.8 р

е

п

а

* 0.6 л

т с о

| 0.4 о

0.2

•мощность лампы 0,76 кВт ■ •мощность лампы 2,2 кВт ■

■мощность лампы 1,5 кВт мощность лампы 3 кВт

-10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 Расстояние между центрами тепловых источников, мм

10

Рис.3.12.

Изменение мощности лазера, необходимой для полного проплавления пластины толщиной 2 мм, от расстояния между центрами тепловых источников для разных

мощностей лампы (Скорость сварки 30 мм/с)

0

а)

£ 12

\ 10

V 8

§

Сг 6

8 Ж 4

£

§ 2

'4 0

<г

У

1 —<

-<

ю

30

Снфоаъ сварки, мм/с

50

б)

Рис. 3.13.

Зависимости расстояния между источниками от диаметра пятна нагрева (а) и от скорости сварки (б): 1 - диаметр пятна 7 мм; 2 - диаметр пятна 5 мм

Для каждого режима сварки, параметров лазерного излучения и материала существует оптимальное значение рассогласования взаимного положения источников теплоты, при котором наблюдается максимальная эффективность. Эффективности лазерного воздействия определяли по формуле (3.1).

Так при скорости сварки 50 мм/с полное проплавление лазерным лучом пластины толщиной 0,6 мм из стали 30ХГСА достигается при его мощности 1,73 кВт. За счет использования совмещенного светового источника тепла мощностью 3 кВт можно уменьшить мощность лазерного излучения до 0,41 кВт. Эффективность процесса составит 23%.

Увеличение толщины свариваемого металла приводит к снижению эффективности лазерного воздействия (Рис. 3.14).

35% £ 30% ? 25%

I 20%

Й 10% 5%

0%

0 0.6 и 2 2.5 3 4 6 8 10 12

Толщины пластин (мм)

I

Рис. 3.14.

Зависимость эффективности лазерного воздействия от толщины свариваемых

пластин (Скорость сварки 30 мм/с)

С увеличением скорости сварки малых толщин эффективность процесса уменьшается. На больших толщинах наблюдается обратная зависимость [165]. Это соблюдается как для закаливающейся, так и аустенитной стали (Рис. 3.15). Наибольшая эффективность лазерного воздействия при лазерно-световой сварке достигается при малых толщинах металла. Так, при толщине 0,6 мм для стали 30ХГСА на скорости 10 мм/с эффективность процесса повышается на 45 %, а при толщине 10 мм — только на 2 %, на скорости 50 мм/с эффективность процесса повышается на 23%, а для 10 мм только на 8 %. Еще большее различие наблюдается для стали Х18Н9, например, на скорости 10 мм/с эффективность процесса повышается на 64 %, а для 10 мм только на 2 %.

С увеличением диаметра пятна нагрева эффективность лазерного воздействия снижается (Рис. 3.16). В соответствии с расчетными данными при использовании светового источника тепла диаметр пятна нагрева должен находиться в диапазоне 2,5 - 5 мм. При использовании существующего светолучевого оборудования фокусирующие системы позволяют получить

диаметр пятна нагрева около 5 мм. Поэтому в дальнейших исследованиях мы ориентировались на эту величину.

70 60

5

7 50 н о о

г 40

О 30

е е-

о 20 10 0

45 _Толщина=0,6 мм

1

••-Толщина=10 мм 8

2 з - ____■■

■ т-1-

Скорость сварки (мм/с)

а) б)

Рис .3.15.

Изменение эффективности лазерного воздействия при сварке совмещенными тепловыми источниками в зависимости от толщины и скорости сварки: (а) - сталь

30ХГСА; (б) - сталь Х18Н9

Рис. 3.16.

Влияние диаметра пятна светового источника на эффективность лазерно-световой

сварки

На эффективность процесса также влияют теплофизические свойства свариваемого материала. Расчеты показывают, что в широком диапазоне режимов

сварки совмещенными источниками уменьшение теплопроводности приводит к повышению эффективности. Особенно ярко это проявляется для малых толщин (Рис. 3.15).

3.2. Экспериментальные исследования эффективности лазерного воздействия совмещенными источниками при поверхностной обработке и сварке

3.2.1. Определение эффективного КПД при лазерной закалке совмещенными источниками тепла.

Определение эффективного КПД при лазерной закалке совмещенными источниками тепла проводили калориметрическим методом по методике, описанной в Главе 2.

Проводили лазерную закалку пластин из стали 45, размером 50х50х0,6 мм. Измеряли КПД при закалке лазерным излучением мощностью 2 кВт и при закалке совмещенными источниками - лазерное излучение мощностью 1 кВт + воздействие сфокусированным световым лучом мощностью 1 кВт. Скорость обработки составляла 35 мм/с. Варьировалось расстояние между центрами тепловых пятен Ь. Результаты эксперимента приведены в Таблице 14 и Рис. 3.17.

Таблица 14.

Результаты эксперимента

№ Т С0 Т до, С Т С0 Т после, С Вес образца, г Вес воды, г КПД Ь, мм

1 22,37 24,21 21,0 131 0,392 5

2 22,37 24,53 19,5 132 0,461 0

3 22,38 24,66 19,1 194 0,489 3

4 22,32 24,81 19,7 130 0,552 -3

5 22,54 24,51 20,3 129 0,413 -5

6 22,32 24,15 20,0 134 0,397 Один Лазер

При расчете КПД использовали следующие данные: Вес калориметра - 7,2 г

Удельная теплоемкость калориметра - 0,485 кал/г. град

Вес испарившейся воды - 0 г Удельная теплоемкость воды - 1 кал/г Время термообработки - 1,5 с Время переноса - 2 с

Удельная теплоемкость образца - 0,1123 Дж/г. град

4 2

Кп - коэффициент теплоотдачи образца - 8.10- кал/см .с.град Т0 воздуха - 200С

Из полученных результатов видно, что использование совмещенного источника тепла более эффективно. По сравнению с только лазерным воздействием значение эффективного КПД повышается. Наибольшее его значение (0,522) достигается, когда дополнительный световой источник находится перед лазерным лучом (смещение -3) (Рис. 3.17).

■Лвир-кмг ^^шОдин лазер

22 о, >В9

0,ЗЭ7 И1Э

Расстояние между источниками (1_)г мм

Рис. 3.17.

Изменение эффективного КПД от расстояния между источниками тепла при использовании дополнительного источника

Изменение эффективности воздействия можно связать с возрастанием коэффициента поглощения при повышении температуры (Рис. 3.18) [153]. Дополнительный источник тепла подогревает поверхность, на которую падает лазерный луч. Коэффициент поглощения возрастает (Рис. 3.19). Повышается эффективность лазерного воздействия.

0,5

" 1 ХЯ =10,5 пгн ____ ГС

V \ /

Ге ____)

500

1000

Г, о с

Рис. 3.18.

Зависимость коэффициента отражения лазерного излучения с разной длиной волны от температуры для железа и алюминия [153]

Рис. 3.19.

Изменение коэффициента поглощения от взаимного положения тепловых источников: 1 - первый источник тепла; 2 - второй источник тепла

3.2.2. Исследование КПД процесса при лазерной и лазерно-световой сварке

Для определения эффективного КПД использовали методику, описанную в Главе 2. Эксперименты проводили на образцах из стали 30ХГСА толщиной 1 мм. Скорость сварки варьировали в диапазоне (30-100) мм/с. Мощность лазерного излучения при лазерной сварке составляла 2 кВт. При лазерной сварке совмещенными источниками мощность лазерного излучения выбирали 1 кВт, мощность дополнительного источника - 1 кВт, таким образом, суммарная

мощность была 2 кВт. В экспериментах использовали СО2-лазер ТЛ 3,5 и светолучевую установку, оснащенную ксеноновой дуговой лампой. Их описание и технические характеристики даны в Главе 2. Оценку КПД проводили по результатам испытаний 4 образцов. При этом точность составила 13% с вероятностью Р=0,95 (характерной для оценки физических величин).

Результаты проведенных экспериментов и рассчитанный эффективный КПД сварки приведены в Таблицах 15 и 16. Установлено, что как при лазерной, так и при лазерно-светолучевой сварке, увеличение скорости процесса приводит к повышению эффективного КПД (Рис. 3.20). На всех исследованных скоростях эффективный КПД при лазерно-светолучевой сварке выше примерно в 1,6 раза, чем при лазерной сварке (Рис. 3.21).

Для определения термического КПД необходимо знать объем расплавленной зоны металла шва. Анализ проводили по строению шва в поперечном сечении. Для этого из образцов, использованных для калориметрирования, были изготовлены шлифы. Поперечное сечение сварного шва после лазерной и лазерно-световой сварки показано на Рис. 3.22. Отчетливо видно, что при лазерно-световой сварке зона литого металла увеличивается. Это свидетельствует о повышении термического КПД. Расчетная оценка, проведенная по методике, изложенной в Главе 2, подтвердила это. Полученные результаты приведены на Рис. 3.23. Увеличение скорости сварки не приводит к существенному возрастанию термического КПД. На всех скоростях сварки термический КПД при лазерно-светолучевой сварке возрастает более чем в два раза по сравнению с лазерной сваркой (Рис. 3.24). Соответственно полный КПД процесса при лазерно-световой сварке возрастает более чем в 3,4 раза по сравнению с лазерной сваркой (Рис. 3.25 и Рис. 3.26). Это свидетельствует о существенном повышении эффективности процесса лазерной сварки тонколистовых среднелегированных закаливающихся сталей за счет использования совмещенных источников тепла, в частности лазерного и светового лучей.

Таблица. 15

Данные для расчета КПД процесса при лазерной сварке по результатам полученных в ходе калориметрирования

Р (Вт) V (мм/с) Мв (г) Мп (г) Моб (г) 1н (с) (с) То (°С) Тт (°С) ДТ (°С) Ок (Дж) О* (Дж) Оп (Дж) Оа (Дж) Ч (Вт) КПД (эффе ктивн ый)

2000 30 161,27 161,22 35,53 2,16216 2 24,7 26,1 1,4 952,38 22,88 146,70 55,86 544,74 0,27

2000 50 168,76 168,72 35,08 1,28 2 24,5 25,6 1,1 782,74 17,75 117,36 38,88 747,45 0,37

2000 60 174,21 174,14 34,34 1,07946 2 24 25,1 1,1 807,81 17,38 205,38 41,93 993,55 0,50

2000 80 170,77 170,72 35,68 0,86435 2 24,2 25,2 1 719,99 16,41 146,70 34,35 1061,44 0,53

2000 100 166,45 166,43 36,22 0,74 2 23,9 24,9 1 701,93 16,66 58,68 29,43 1090,13 0,55

Таблица. 16

Данные для расчета КПД процесса при лазерно-световой сварке по результатам полученным в ходе калориметрирования

Р V Мв (г) Мп Моб 1н (с) То Тт ДТ Ок Оп Оа Ч (Вт) КПД

(Вт) (мм/с) (г) (г) (с) (°С) (°С) (°С) (Дж) (Дж) (Дж) (Дж) (эффе ктивн ый)

1000+ 30 177,46 177,44 35,81 2,1021 2 24,4 26,7 2,3 1720,31 37,89 58,68 89,54 906,91 0,45

1000

1000+ 50 178,37 178,33 33,81 1,4 2 25,3 27,3 2 1503,53 31,11 117,36 71,64 1231,17 0,62

1000

1000+ 60 168,27 168,23 34,95 1,04948 2 25,3 27,2 1,9 1348,12 30,55 117,36 60,49 1483,14 0,74

1000

1000+ 80 172,01 172,05 34,44 0,84034 2 24,8 26,5 1,7 1233,08 26,93 117,36 53,50 1702,50 0,85

1000

1000+ 100 181,25 181,22 34,04 0,72 2 24,9 26,35 1,45 11,07,52 22,70 88,02 45,72 1805,67 0,90

1000

Р - мощность излучения;

V - скорость перемещения;

Мв - объем воды до эксперимента;

Мп - объем воды после;

Моб - масса образца;

1:н - время нагрева;

1:п - время переноса;

То - температура воды до опыта;

Тт - температура воды после опыта;

- теплота, поглощенная калориметром;

- теплота, определяющая полный запас тепловой энергии внутреннего состояния образца до и после опыта;

Оп - теплота, расходуемая на парообразование;

Оа - тепловые потери вследствие теплообмена образца с окружающей средой во время нагрева и переноса образца в калориметре; q - эффективная тепловая мощность источника.

а) б)

Рис. 3.20.

Зависимость эффективного КПД от скорости при лазерной (а) и лазерно-световой

сварке (б) (мощность сварки 2 кВт)

Рис. 3.21.

Соотношение между значениями эффективного КПД при лазерной и лазерно-

световой сварке.

ж)

з)

и) к) Рис. 3.22.

Поперечное сечение сварного шва после лазерной и лазерно-световой сварки:

(а), (в), (д), (ж), (и) - лазерная сварка;

(б), (г), (е), (з), (к) - лазерно-световая сварка

а,б - скорость сварки v = 30 мм/с; в,г - скорость сварки v = 50 мм/с; д,е - скорость сварки v = 60 мм/с; ж,з- скорость сварки v = 80 мм/с; и,к - скорость сварки v = 100 мм/с

а) б)

Рис. 3.23.

Зависимость термического КПД от скорости при лазерной (а) и лазерно-световой

сварке (б) (мощность сварки 2 кВт)

Рис. 3.24.

Соотношение между значениями термического КПД при лазерной и лазерно-

световой сварке.

а) б)

Рис. 3.25.

Зависимость полного КПД от скорости при лазерной (а) и лазерно-световой

сварке (б) (мощность сварки 2 кВт)

Ч 2.8--

аг 2.6 -I-т-т-т-т-,

§ 30 50 60 80 100

с

Скорость сварки, мм/с

Рис. 3.26.

Соотношение между значениями полного КПД при лазерной и лазерно-световой

сварке.

3.3. Особенности формирования температурных полей при взаимодействии совмещенных источников тепла с поверхностью металла

3.3.1. Получение максимальной эффективности процесса обработки совмещенными источниками тепла

Расстояние между основным и дополнительным источниками тепла Ь, играет важную роль при назначении режима лазерной обработки. Оптимальным расстоянием считают то, при котором можно получить максимальную температуру нагрева на обрабатываемой поверхности. Известно [148], что при движении распределенного источника тепла, точка достижения максимальной температуры отстает от центра теплового источника. Точка достижения максимальной температуры зависит от распределенности теплового источника, его мощности и скорости перемещения, а также теплофизических свойств обрабатываемого металла.

Для определения расстояния между источниками тепла использовали метод расчета тепловых процессов предложенный Рыкалиным Н.Н. [148]. В общем случае данная задача решается численно.

Исходными данным для определения расстояния являются свойства материалов и режим обработки:

Свойства материала:

X - коэффициент теплопроводности, Вт/(м. К). a - коэффициент температурапроводности, м /сек. k - коэффициент сосредоточенности, м'.

Режим обработки:

q - эффективная мощность источника, Вт. V - скорость обработки, мм/сек. ^ - диаметр пятно, мм.

Предельное состояние процесса распространения тепла при нагреве поверхности полубесконечного тела подвижным нормально-круговым источником постоянной мощности q определяется уравнением:

Т,

(х,у,г,г)

_ 2ц , их. Л йЬ

= су(4яа)1/2 еХР(- 21) ^0 еХР

4 аС 4а(с0+с ) 4а

(3.2)

В данном уравнении процесс распространения тепла отнесен к подвижной системе координат с началом в точке О. В этой точке помещен фиктивный точечный источник, находящийся на расстоянии v.to впереди центра нормально-кругового источника. Интеграл, входящий в уравнение, выражается через элементарные функции лишь в некоторых частных случаях.

Для расчета нагрева массивного тела совмещенными тепловыми источниками мы применили метод, описанный в [148]. Он предполагает использование номограмм для вычисления интеграла, входящего в уравнение.

Температура по оси ОХ перемещения центра источника рассчитывается по уравнению:

Г (г, 0,0, го) = Гсе±2^^1Л(0,п,р) (3.3)

где : Гс - температура центра неподвижного источника, °С. п - значение параметра п p - значение параметра p A - величина значения интеграла (0, п, р)

2

2

2

г

г

Предельная температура Тс центральной точки неподвижного нормально-кругового источника в полубесконечном теле пропорциональна мощности источника и корню квадратному из его коэффициента сосредоточенности к и обратно пропорциональна коэффициенту теплопроводности X тела. Температура Тс центра неподвижного источника выразится:

Тс — Т(0,0, — 2х^АтгаЬо = 2Л^п С3-4)

где: q - эффективная мощность источника, Вт.

X - коэффициент теплопроводности, Вт/(м. К).

а - коэффициент температурапроводности, м /сек.

2

к - коэффициент сосредоточенности, м'.

10 - длительность распространения источника фиктивного источника, сек.

Величину интеграла А(0,п,р) находят по номограмме (Рис. 3.27), вычислив безразмерные критерии п и р.

Рис. 3.27.

Значения интеграла А(0, п, р) в зависимости от параметров пи р. [148]

2

Для значений параметра р : р=к(уЛ0) параметра п : п=к .х2

2

где: к - коэффициент сосредоточенности, м'2.

10 - длительность распространения фиктивного источника, сек.

V - скорость обработки, мм/сек. х - расстояния от фиктивного источника, мм.

Результаты расчета, проведенного для одного источника тепла, показаны на Рис. 3.28. Видно, что максимальная температура отстает от центра распределенного теплового источника на величину х. Сдвиг между точками центра С нормально-кругового источника и точкой достижения максимальной температуры М равен:

х — уЛ0 (3.5)

где: V - скорость обработки, мм/сек.

10 - длительность распространения фиктивного источника, сек.

, - — (3.6)

Ч — 4.а.к

где - а - коэффициент температурапроводности, м /сек. к - коэффициент сосредоточенности, м'.

Коэффициент сосредоточенности к нормально-кругового источника

обратно пропорционален квадрату диаметра пятна нагрева:

к—- (")

где - ^ - диаметр пятна нагрева, мм.

В результате подстановки получается выражение:

V.

х — -г1 (3.8)

4. а

Таким образом, сдвиг между положением центра источника и точкой с максимальной температурой прямо пропорционален скорости движения источника, квадрату его диаметра, и обратно пропорционален коэффициенту температуропроводности, характеризующему теплофизические свойства. Он не зависит от эффективной мощности источника.

1х103 О 300

Рис. 3.28.

Распределение температуры на поверхности пластины при лазерной обработке:

т.С - центр распределенного теплового источника; т.М - место достижения максимальной температуры; V - скорость обработки; х - расстояние между точкой

центра С и точкой М

Для определения распределения температуры от двух независимых источников, проводили расчет температур для каждого теплового источника в отдельности. Воспользовавшись методом суперпозиций, получали суммарное распределение.

Полагали, что первой источник взаимодействует с поверхностью нагретой до комнатной температуры. Второй источник попадает на уже нагретую поверхность. Изменяется коэффициент поглощения и, соответственно, эффективная мощность. В зависимости от положения центра второго источника будет изменяться распределение температуры по оси движения источника. Максимальная температура от действия двух источников с одинаковым диаметром пятна нагрева достигается при совмещении их центров в одной точке (Рис. 3.29).

а)

б)

в)

Рис. 3.29.

Совмещение двух источников с одинаковым диаметром для получения максимальной температуры на поверхности: (а) - распределение температуры вдоль оси Х от первого источника; (б) - распределение температуры вдоль оси Х от второго источника; (в) - суммарное распределение температуры вдоль оси Х от

двух источников;

т.С1 - центр распределенного теплового источника для первого источника; т.Мг- место достижения максимальной температуры для первого источника; т.С2 - центр распределенного теплового источника для второго источника; т.М2 - место достижения максимальной температуры для второго источника; х± — расстояние между точкой центра С и точкой М для первого источника; х2 — расстояние между точкой центра С и точкой М для второго источника;

V — скорость обработки

Если диаметры пятен нагрева различны, то расстояние от центра пятна нагрева до точки максимальной температуры будут различны (Рис. 3.30). Для получения наибольшей эффективности необходимо совместить точки максимальных температур. Это достигается сдвигом центров тепловых источников на расстояние:

(3.9)

Ь — х2- х±- 12 11