Optimization of laser strenghtening parameters

Full Text

Введение Перспективным методом упрочнения поверхностного слоя деталей является лазерное упрочнение (ЛУ), при котором источником нагрева является лазерное излучение. Эффект упрочнения достигается благодаря локальности и большей интенсивности его воздействия. Процесс ЛУ проходит в два этапа: нагрев детали до температуры плавления или выше и последующее ускоренное охлаждение ее поверхности. Эффект ЛУ достигается на стадии охлаждения при создании градиентов температуры в поверхностном слое, приводящих к протеканию пластической деформации растяжения. После выравнивания температуры под влиянием нижележащих слоев на поверхности формируются реактивные сжимающие остаточные напряжения. Лазерное упрочнение принципиально делится на два типа: - ЛУ без оплавления поверхностного слоя; - ЛУ с оплавлением поверхностного слоя. Последний тип обработки на данный момент мало изучен, однако он позволяет добиваться уровня благоприятных сжимающих остаточных напряжений около 1 ГПа в поверхностном слое глубиной порядка 100…200 мкм [1]. В связи с вышеизложенным целью данных исследований является теоретическая оптимизация процесса ЛУ в условиях оплавления вершин микронеровностей поверхности. Задачи состоят в следующем: - компьютерное моделирование процесса ЛУ; - сравнение экспериментальных данных [1] с результатами теоретических расчетов; - разработка методики оптимизации данного процесса по критерию штучно-калькуляционного времени обработки. Компьютерное моделирование процесса ЛУ Для изучения процессов, происходящих в образце при ЛУ с превышением температур фазовых переходов и плавления, необходима нелинейная постановка задачи. С целью создания нелинейной модели процесса лазерного упрочнения предполагается использование численных методов, в частности метода конечных элементов. Наиболее функциональным средством исследования методом конечных элементов является программный пакет ANSYS. Моделирование ЛУ сводится к решению двухмерной нестационарной сопряженной тепло-прочностной задачи. Геометрическая модель ограничена размерами 100´2 мм, что соответствует продольному сечению образцов в исследовании [1]. Лазерное излучение учитывается через параметр плотности мощности (команда Heat Flux), соответствующий постоянной мощности лазера в 1 кВт с учетом эффективного коэффициента поглощения для белой гуаши Aэф = 0,5. Интенсивное охлаждение моделируется через конвекцию, коэффициент теплоотдачи при этом составляет 20000 Вт/(м2∙град) [1], а температура среды принимается 293 К. Теплофизические параметры сплава ЭИ698, используемые при расчете: - теплопроводность (λ = 9,3…27,2 Вт/(м∙К) при Т = 293…1173 К); - теплоемкость (С = 489…784 Дж/К при Т = 250…1500 К). Энергетический эффект фазовых переходов при температурах 1190 К (превращение объемно-центрированной кристаллической решетки железа в гранецентрированную), 1660 К (превращение гранецентрированной кристаллической решетки железа в объемно-центрированную) и 1850 К (плавление материала образца) моделируется при помощи энтальпии (Н = 8,2∙109 Дж/кг, 1,04∙1010 Дж/кг и 1,11∙1010 Дж/кг соответственно). Механические параметры сплава ЭИ698, используемые при расчете: - модуль упругости (Е = 2,02∙1011…1,52∙1011 Па при Т = 273…1023 К); - коэффициент линейного расширения (α = 12,3∙10-6…α = 21,6∙10-6 1/К при Т = 330…1023 К); - предел текучести (σТ = 8∙108…6,8∙108 Па при Т = 293…973 К); - модуль сдвига (G = 8,42∙1010…6,33∙1010 Па при Т = 293…973 К); - коэффициент Пуассона (μ = 0,3 = const); - плотность (ρ = 8320 кг/м3 = const). Относительное движение источника лазерного излучения и обрабатываемого образца задается выборочным приложением нагрузок к узлам на верхней грани сечения. Размер выборки соответствует диаметру зоны облучения. Приложенные нагрузки сдвигаются вправо c каждым шагом решения на постоянную величину, соответствующую скорости движения. Данный процесс сводится в цикл. Таким образом, имитируется движение зон нагрева и охлаждения по поверхности образца. В данной работе моделируется лазерная обработка образцов из никелевого сплава ЭИ698 при различных режимах. Эффект упрочнения исследовался на двух режимах: 1) скорость движения зоны лазерной обработки V1 = 52 мм/мин; диаметр облучаемого участка d1 = 5 мм; плотность мощности qm = 5,1∙107 Вт/м2; 2) скорость движения зоны лазерной обработки V2 = 160 мм/мин; диаметр облучаемого участка d2 = 4 мм; плотность мощности qm = 7,9∙107 Вт/м2. На рис. 1 приведены зависимости остаточных напряжений по глубине поверхностного слоя, полученные на данных режимах обработки. Из приведенных данных видно, что положительный эффект ЛУ (остаточные напряжения сжатия) достигнут только при режиме 1. В то же время обработка по режиму 2 способствует возникновению значительных растягивающих остаточных напряжений. Рис. 1. Зависимость величины остаточных напряжений от глубины после ЛУ в зоне оплавления для сплава ЭИ698, полученная при компьютерном моделировании: а) режим 1; б) режим 2 Рис. 2. Распределение температур по глубине на стадии охлаждения: а) режим 1; б) режим 2 На рис. 2 показаны температурные кривые для двух режимов на стадии охлаждения. Из них видно, что градиент температуры на стадии охлаждения при режиме 1 составляет ~600 К/мм, что превышает установленный в [1] минимальный градиент ~500 К/мм. В то же время при режиме 2 не создаются условия для формирования благоприятного напряженного состояния – подповерхностный слой недостаточно прогрет вследствие высокой скорости относительного движения луча лазера, и даже при интенсивном охлаждении минимально необходимая величина градиента температуры по глубине не может быть достигнута. Сравнение теоретических данных с экспериментальными В работе использованы исследования по упрочнению образцов из жаропрочного никелевого сплава ЭИ698 с непрерывным лазерным нагревом, проведенные Б.А. Кравченко, С.В. Каюковым и А.А. Гусевым [1]. Образцы шлифовались и покрывались слоем белой гуаши для увеличения коэффициента поглощения. Источником нагрева служил технологический лазер «Латус-31». Мощность лазера поддерживалась постоянной на уровне 1 кВт. Давление воздуха, охлаждавшего поверхность образцов через систему трубок, также было постоянным и равнялось 650 кПа. Изменяемыми параметрами были скорость относительного движения образца и лазера (от 52 до 160 мм/мин) и диаметр зоны облучения (от 3 до 8,6 мм). Остаточные напряжения на образцах измерялись по методу Н.Н. Давиденкова. Облучению при различных режимах подверглись 16 образцов. Рис. 3. Зависимость остаточных напряжений σост. от глубины z после ЛУ образцов из сплава ЭИ698 (режим 1): а) аналитические данные; б) экспериментальные данные Рис. 4. Зависимость остаточных напряжений σост. от глубины z после ЛУ образцов из сплава ЭИ698 (режим 2): а) аналитические данные; б) экспериментальные данные Сравнение остаточных напряжений, полученных экспериментально и аналитически (по режимам, указанным в п. 1), приведено на рис. 3, 4. Оно показало, что корреляционное соотношение, рассчитанное для экспериментальных и теоретических данных, составило: для режима 1 – r1 = 0,967; для режима 2 – r2 = 0,926. Уровню значимости 0,01 соответствует критическое значение коэффициента корреляции Пирсона r = 0,701, таким образом, r1>r и r2>r, т. е. можно сделать вывод о значимой корреляции между экспериментальными данными и компьютерной моделью. Оптимизация процесса ЛУ в зоне оплавления На рис. 5 на основании теоретических исследований остаточных напряжений построена номограмма для определения оптимальных режимов обработки ЛУ сплава ЭИ698. На поле наносились значения остаточных напряжений, а затем проводились линии, соответствующие постоянному уровню остаточных напряжений. Значения, указанные в номограмме, получены теоретически при расчете в пакете ANSYS. Таким образом, установлено, что при различных режимах обработки возможно образование одинаковых остаточных напряжений. За оптимальные приняты режимы, которые обеспечивают наименьшее значение штучно-калькуляционного времени обработки. Последовательность нахождения режимов обработки показана на примере. Пример. Необходимо определить режимы лазерного упрочнения участка поверхности изделия площадью 0,04 м2, при которых остаточные напряжения сжатия достигали величины порядка -1000 МПа. Рис. 5. Номограмма для определения режимов обработки ЛУ сплава ЭИ698 Для этого по номограмме выбираем кривую, соответствующую уровню остаточных напряжений -1000 МПа. Далее рассчитываем штучно-калькуляционное время (форм. 1) для каждого возможного режима, лежащего на данной кривой (d = 2 мм, V = 82 мм/мин; d = 4 мм, V = 63 мм/мин и т. д.). Штучно-калькуляционное время обработки ЛУ прямоугольного участка поверхности заготовки можно определить по формуле , (1) где L – рабочий ход; V – скорость поперечного движения лазерного луча относительно обрабатываемой поверхности; B – ширина обрабатываемого участка; d – диаметр зоны облучения; kn – коэффициент перекрытия; Тп.-з. – подготовительно-заключительное время; Nзап. – партия запуска. Принимаем Nзап.= 200 шт. , (2) где l – длина обрабатываемого участка; y – перебег (y = 6 мм). . Подготовительно-заключительное время Тп.-з. находим по нормативам для станков фрезерной группы: Тп.-з.= 13 мин (крепление в универсальном приспособлении без делительной головки на вертикально-фрезерном станке IV группы). Результаты расчета tшт.-к по формуле (1) приведены на графике (рис. 6). Рис. 6. График зависимости времени обработки ЛУ плоской поверхности 20´20 мм Как видно из рис. 6, tшт-к принимает наименьшее значение tшт-к = 2,3 мин при dV≈300 мм2/мин. Таким образом, для достижения уровня остаточных напряжений в поверхностном слое детали -1000 МПа следует выбирать такие значения диаметра зоны облучения d и скорости относительного перемещения V, которые соответствуют условию dV≈300 мм2/мин. Выводы 1. Теоретические оценки параметров процесса ЛУ, рассчитанные по разработанной компьютерной модели, соответствуют данным, полученным в эксперименте. 2. Выявленные закономерности и построенная номограмма рекомендуются для разработки режимов лазерного упрочнения деталей, работающих в условиях циклических нагрузок (лопатки, диски турбин газотурбинных двигателей, валы, роторы), а также для снижения уровня вредных растягивающих напряжений в сварных соединениях.

About the authors

Nikolay V Nosov

Samara State Technical University

(Dr. Sci. (Techn.)), Professor. 244, Molodogvardeyskaya st., Samara, 443100

Aleksandr A Gusev

Samara Branch of the Lebedev Physical Institute

(Ph.D. (Techn.)), Senior Staff Scientist 221, Novo-Sadovaya st., Samara, 443011

Igor V Nyrtsov

Samara State Technical University

Email: i_nyrtsov@rambler.ru
Engineer 244, Molodogvardeyskaya st., Samara, 443100

References

Supplementary files