Optimization of laser strenghtening parameters

Abstract


The issue of optimization of laser strengthening is considered in this work. Regularities of residual stresses allocation have been achieved by virtue of computing carried out and available experimental data.

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

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

Aleksandr A Gusev

Samara Branch of the Lebedev Physical Institute

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

Igor V Nyrtsov

Samara State Technical University

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

References

  1. Кравченко Б.А., Каюков С.В., Гусев А.А. Термопластическое упрочнение жаропрочных никелевых сплавов с использованием лазерного нагрева // Физика и химия обработки материалов. – 1999. – № 6. – С. 17-21.

Statistics

Views

Abstract - 23

PDF (Russian) - 14

Cited-By


Article Metrics

Metrics Loading ...

PlumX

Dimensions

Refbacks

  • There are currently no refbacks.

Copyright (c) 2013 Samara State Technical University

Creative Commons License
This work is licensed under a Creative Commons Attribution 4.0 International License.

This website uses cookies

You consent to our cookies if you continue to use our website.

About Cookies