Деформации и напряжения при лазерной обработке

Рассмотрим термодеформационные процессы в металлах при воздействии лазерного излучения. Если осуществлять равномерный нагрев материала, то будет происходить его свободное расширение без возникновения напряжений. При неравномерном нагреве тела связи между нагретыми и ненагретыми участками препятствуют свободному расширению тела. Вследствие этого в нем возникают собственные температурные напряжения, действующие при отсутствии внешних сил. Температурные напряжения, возникающие и действующие в процессе тепловой обработки, принято называть временными. Таким образом, временные напряжения существуют в процессе лазерной обработки на стадиях нагрева, выравнивания температур и охлаждения.

Наряду с температурными деформациями и напряжениями в теле могут также возникать деформации и напряжения, вызванные фазовыми или структурными превращениями, происходящими с локальным увеличением или уменьшением объема.

Неравномерный нагрев и изменение объема тела вследствие температурного расширения, фазовых или структурных превращений приводят к возникновению упругих и пластических деформации. Пластические деформации в теле после его полного охлаждения являются причиной действия собственных напряжений, называемых остаточными.

Рассмотрим механизм образования временных и остаточных напряжений в процессе нагрева кромки пластины движущимся источником теплоты. В длинной пластине при перемещении источника создается установившееся температурное поле, характеризуемое по линии перемещения (ось х)участком нагрева впереди Источника, максимальной температурой нагрева в точке расположения источника (точка О)и участком охлаждения позади источника (рис. 3.20).

Рис. 3.20. Схема образования временных и остаточных продольных напряжений в процессе нагрева кромки пластины движущимся источником теплоты
при различных значениях предела текучести металла, МПа:

а – ¥; б – 400; в – 200

Вследствие этого в пластине возникают временные температурные напряжения σ _х,действующие в продольном направлении, совпадающие с осью х. На рис. 3.14, а показано распределение напряжений σ _х в крайнем волокне пластины, т. е. по оси х. Напряжения σ _х,действующие на стадиях нагрева и охлаждения, являются сжимающими. Если условно принять предел текучести металла σ_т бесконечно большим, то это означает, что максимальные значения напряжений не будут достигать значения σ_ти, следовательно, процесс деформирования осуществляется в упругой области без образования пластических деформаций. В этом случае после полного охлаждения напряжения окажутся равными нулю.

Предположим, что σ_т = 400 МПа и не изменяется в процессе нагрева пластины. В этом случае напряжения σ _х на стадии нагрева достигают предела текучести в точке А ₁ (рис. 3.14, б). На участке А ₁ B ₁происходит пластическая деформация укорочения. Если не учитывать упрочнение металла, σ _х = σ_т = 400 МПа. Начиная с точки B ₁сжимающие напряжения уменьшаются по кривой B ₁ С ₁ D ₁, которая эквидистантна кривой BD. В точке C ₁ напряжения σ _х равны нулю, а далее переходят в растягивающие. В результате после полного остывания (точка D ₁)будут действовать остаточные растягивающие напряжения σ _{х ост},которые в данном случае не достигают предела текучести металла.

Рассмотрим этот же случай в предположении, что предел текучести имеет меньшее значение, например σ_т = 200 МПа (рис. 3.20, в).Напряжения сжатия σ _х на стадии нагрева достигают в точке А ₂ значения предела текучести, и на участке А ₂ В ₂будет происходить пластическая деформация укорочения. На стадии охлаждения напряжения сжатия уменьшаются, в точке С ₂ они окажутся равными нулю и далее перейдут в растягивающие. В точке N растягивающие напряжения достигнут предела текучести, и на участке ND ₂могут возникнуть пластические деформации удлинения. После полного остывания пластины (точка D ₂)имеют место остаточные собственные напряжения, равные пределу текучести металла.

Рассмотренные схемы образования деформаций и напряжений соответствуют различным случаям теплового воздействия на металлы. Если температура нагрева в процессе обработки незначительна, то предел текучести металла остается без изменений и возникающие напряжения не достигают предела текучести. Практически процесс деформирования осуществляется в упругой области. Это соответствует случаям нагрева в процессе обработки до максимальных температур Т _max< 573 К.

Реальные технологические процессы лазерной обработки осу­ществляются при значительно более высоких температурах, и, следовательно, возникновение деформаций и напряжений происходит в условиях упругопластического деформирования.

Собственные напряжения (временные и остаточные) независимо от характера распределения в теле всегда уравновешены. В зависимости от объема взаимного уравновешивания напряжения подразделяют на напряжения первого рода, уравновешенные в объеме обрабатываемой детали; напряжения второго рода, уравновешенные в объемах одного или нескольких зерен; напряжения третьего рода, уравновешенные в микрообъемах, соизмеримых с размером нескольких ячеек кристаллической решетки.

Изменение формы и размеров обрабатываемых изделий вызывается действием напряжений первого рода, тогда как напряжения второго и третьего рода имеют определяющее значение для анализа условий возникновения разрушения в процессе обработки.

Собственные напряжения в зависимости от направления действия подразделяют на одноосные, или линейные, действующие в теле лишь в одном направлении; двухосные, или плоскостные, действующие в плоскости; трехосные, или объемные, действующие по всем направлениям в пространстве.

В зависимости от формы и размеров, обрабатываемых лазерным излучением деталей, а также характера действующего излучения могут возникать одно-, двух- или трехосные напряжения. При лазерной наплавке валика на кромку пластины, при лазерной сварке или резке длинных узких полос, при лазерной термообработке кромок деталей можно считать возникающее напряженное состояние одноосным. При лазерной однопроходной сварке и резке деталей небольшой толщины, наплавке и термообработке поверхностей возникает двухосное напряженное состояние. И наконец, при лазерной сварке и резке деталей большой толщины возникает трехосное напряженное состояние, представляющее наиболее сложный случай для расчетного и экспериментального, определения.

Компоненты напряжений обозначают в соответствии с расположением осей координат. Общепринятая схема расположения координатных осей, когда продольная ось х совпадает с направлением лазерной обработки, показана на рис. 3.21. Соответственно напряжения, действующие в направлении лазерной обработки называют продольными и обозначают σ _х. Напряжения, действующие в плоскости хОу перпендикулярно направлению обработки, называют поперечными и обозначают σ _y. Напряжения, действующие в направлении, перпендикулярном плоскости обработки хОу,называют напряжениями по толщине деталей и обозначают σ _z. Наряду с нормальными компонентами могут действовать соответствующие касательные напряжения τ _ху,τ _yz,τ _zx.

Рис. 3.21. Схема расположения осей координат на примере лазерной сварки

Деформации, возникающие при лазерной обработке, обозначают аналогично напряжениям. Различают нормальные компоненты деформации: e _х, e _у,e _z и сдвиговые: g _ху,g _yz,g _zx. Деформации определяют изменение линейных и угловых размеров деталей и характеризуют состояние отдельных участков деталей.

Рассмотрим особенности распределения остаточных деформаций и напряжений. В процессе лазерной обработки протяженного участка на стадии нагрева происходят пластические деформации укорочения, а на стадии охлаждения – пластические деформации удлинения. Так как пластические деформации на стадии нагрева по абсолютной величине превосходят пластические деформации на стадии охлаждения, то остаточные пластические деформации являются деформациями укорочения (рис. 3.21). Вследствие этого происходят деформации укорочения всей обрабатываемой детали в целом.

Рассмотрим результаты исследований продольных остаточных деформаций на примере лазерной сварки встык пластин с полным проплавлением. Эти результаты представлены в сопоставлении с традиционным процессом дуговой сварки. Деформации измерялись специально разработанным деформометром, обеспечившим точность измерения базовых расстояний ±1 мкм.

Рис. 3.22. Распределение остаточных продольных пластических деформаций
в поперечном сечении

На рис. 3.22 представлены результаты экспериментального исследования распределения продольных деформации e _х в поперечном направлении при дуговой и лазерной сварке встык тонколистовых пластин из титановых сплавов ВТ28 и ПТ-7М.

Рис. 3.23. Распределение остаточных продольных деформаций
в поперечном сечении сварных соединений из титановых сплавов:

а – ВТ28; б – ПТ-7М

Параметры режима аргонодуговой сварки (АРДС) обеспечивали полное проплавление пластины при качественном формировании шва. Режим лазерной сварки ЛС-I установлен таким образом, чтобы полное проплавление при сварке осуществлялось с эффективной мощностью источника, приблизительно равной соответствующему значению при АРДС. Режим лазерной сварки ЛС-II обеспечивает при полном проплавлении максимальную производительность процесса, т.е. осуществляется с увеличенными эффективной мощностью и скоростью сварки. Но скорость сварки увеличена в большей степени, чем эффективная мощность. Поэтому режим ЛС-II характеризуется меньшим значением погонной энергии, представляющей отношение эффективной мощности к скорости сварки, т.е. режим ЛС-II энергетически выгоден, так как характеризуется минимальным удельным тепловложением на единицу длины шва (табл. 3.4).

Результаты экспериментов, представленные на рис. 3.17, свидетельствуют о неравномерном распределении продольных остаточных деформаций в поперечном сечении сварных пластин во всех случаях сварки. Причем максимальные значения продольных деформаций имеют место в шве. Однако уровни максимальных деформаций при аргонодуговой и лазерной сварке существенно различаются.

Таблица 3.4

Режимы сварки пластин из титановых сплавов

Материал	Способ сварки	Эффективная мощность, Вт	Погонная энергия, 10^-5 Дж/м	Сварочный ток, А	Напряжение на дуге, В	Скорость сварки, мм/с	Мощность излучения, кВт	Эффективный КПД
ВТ-28 (δ = 2 мм)	АРДС ЛС-I ЛС-II		1,51 0,83 0,43	– –	– –	5,7 10,8 44,5	– 3,5 4,0	0,62 0,26 0,48
ПТ-7М (δ = 3,5 мм)	АРДС ЛС-I ЛС-II		2,33 1,38 0,73	– –	– –	7,8 13,3 44,5	– 3,0 5,0	0,65 0,61 0,65

Максимальная деформация e _{х max} при АРДС (см. рис. 3.23) в
2,5-3 раза больше, чем при лазерной сварке на типичном режиме
ЛС-I. Это объясняется тем, что лазерную сварку с полным проплавлением при равной с АРДС эффективной мощностью можно осуществить со скоростью, в 2-3 раза превышающей соответствующее значение скорости при АРДС вследствие высокой степени концентрации энергии. Соответственно погонная энергия процесса лазерной сварки снижается в 2-3 раза по сравнению с аргонодуговой сваркой.

При более интенсивном режиме ЛС-II, обеспечивающем дальнейшее уменьшение погонной энергии, наблюдается еще большее Снижение остаточных максимальных деформаций (см. рис. 3.23).

Сопоставление полученных результатов позволяет сделать важный вывод о том, что высокая степень концентрации энергии при лазерной сварке обеспечивает устойчивое проплавление качественное формирование шва при скоростях сварки, в несколько раз превышающих соответствующие значения при apгонодуговой сварке. За счет этого при ЛС обеспечивается снижение погонной энергии по сравнению с АРДС в 3-5 раз. Приблизительно во столько же раз снижается уровень максимальных остаточных продольных деформаций.

Процесс сварки в общем случае также характеризуется наличием остаточных поперечных деформаций, которые принято называть поперечной усадкой ∆_поп сварного соединения. Экспериментальные исследования поперечной усадки проводили на сварных пластинах из титановых сплавов и низколегированной стали (табл. 3.5), выполненных лазерной, аргонодуговой и электроннолучевой (ЭЛС) сваркой. Сварка пластин из титановых сплавов выполнялась на режимах, представленных в табл. 3.4.

Таблица 3.5

Режимы сварки пластин из низколегированной стали 12X2H4A

Способ сварки	Скорость сварки, мм/с	Эффективная мощность, Вт	Погонная энергия, 10^-5 Дж/м	Ток, А	Напряжение, В	Мощность излучения, кВт	Эффективный КПД
АРДС ЭЛС ЛС	5,6		2,30 0,53 0,82	0,042 –	52∙10^3 –	– – 4,2	0,65 0,80 0,65

Характерной особенностью полученных результатов является неравномерность распределения поперечной усадки по длине шва при аргонодуговой сварке (рис. 3.18), в особенности на титановых сплавах. Наибольшее значение поперечная усадка имеет в середине образца. Распределение поперечной усадки по длине шва при лазерной сварке отличается большей равномерностью, а ее величина оказывается значительно меньше, чем при аргонодуговой сварке.

Интерес представляет сопоставление поперечной усадки при близких значениях эффективной мощности процессов лазерной и аргонодуговой сварки. Оказалось, что при практически paвных значениях эффективной мощности поперечная усадка при ЛС почти в 3 раза меньше, чем при АРДС (см. рис. 3.24, а). При этом погонная энергия на режиме ЛС-I оказалась лишь в 1,8 раза меньше аналогичного показателя при АРДС.

Рис. 3.24. Распределение поперечной усадки ∆_поп
в продольном направлении при сварке металлов:

а – сплава ВТ28; б – сплава ПТ-7М; в – стали 12Х2Н4А

Таким же образом изменяется поперечная усадка при сварке образцов из сплава ПТ - 7М. Сопоставление режимов ЛС-I и АРДС показывает, что при равных значениях эффективной мощности процесс лазерной сварки обеспечивает снижение погонной энергии в 1,7 раза, тогда как поперечная усадка при этом снижается примерно в 4-4,5 раза (cм. рис. 3.24, б).При последующем увеличении скорости лазерной сварки и соответствующем уменьшении погонной энергии происходит дальнейшее уменьшение поперечной усадки по сравнению с аргонодуговой сваркой в 4-5 раз для сплава ВТ28 толщиной 2 мм и в 6-7 раз для сплава ПТ-7М толщиной 3,5 мм.

На рис. 3.25 показано распределение σ _{х ост} в поперечном шву направлении в тонколистовых сварных соединениях. Характер распределения σ _{х ост} в поперечном сечении для ЛС и АРДС качественно подобен. В шве и околошовной зоне имеют место растягивающие напряжения, достигающие максимальных значений на оси шва, а в основном металле действуют сжимающие напряжения σ _х. Уровень максимальных растягивающих напряжений при лазерной сварке приблизительно соответствует уровню максимальных σ _{х ост} при АРДС и составляет 0,8-0,9 σ_0,2 (σ_0,2 – условный предел текучести материала).

Рис. 3.25. Распределение продольных остаточных напряжений σ _{х ост}
в поперечном шву направлении в тонколистовых сварных соединениях:
а – сплав ВТ28; б – сплав ПТ-7М

Ширина зоны пластических деформаций и растягивающих напряжений при ЛС существенно меньше, чем при АРДС. Таким образом, характерным различием для двух способов сварки является уменьшение ширины зоны растягивающих напряжении, а, следовательно, и зоны пластических деформаций при ЛС. Вследствие этого уровень максимальных сжимающих напряжений при ЛС на 40-70 % ниже, чем при АРДС.

Установленный факт имеет большое практическое значение, так как именно высокий уровень сжимающих напряжений при дуговых способах сварки приводит к трудноустранимым деформациям от потери устойчивости листовых элементов. Это положение подтверждено экспериментально на сварных пластинах, выполненных лазерным лучом с высокой скоростью и малой погонной энергией, где практически полностью отсутствуют деформации изгиба от потери устойчивости образцов.

Дата добавления: 2017-02-01