Разработка технологий импульсной лазерной

обработки режущего инструмента с применением

метода конечных элементов

 

Яресько С.И. (СФ ФИАН, г.Самара, РФ)

Горяинов Д.С. (СамГТУ, г.Самара, РФ)

 

Представлены результаты применения метода конечных элементов при разработке технологий импульсной лазерной термообработки.

Results of a finite element method application are presented under development of process engineering of laser impulse treatment.

 

Ключевые слова: лазерная термообработка, моделирование

Keywords: laser treatment, modeling

 

Введение

        В настоящее время в процессе разработки высокотехнологичной конкурентоспособной продукции доминирующее положение занимают наукоемкие компьютерные технологии – системы компьютерного инжиниринга – CAE (Computer Aided Engineering) – системы. Тенденция расширения сферы применения САЕ-технологий имеет место на ведущих отечественных предприятиях, в первую очередь, высокотехнологичного машиностроительного комплекса для производства новой конкурентоспособной продукции.

Универсальные программные комплексы на основе метода конечных элементов (МКЭ) используются для оптимизации существующих технологических процессов, при изучении контактного взаимодействия и трибологических характеристик процесса резания [1]; при оценке работоспособности металлообрабатывающего инструмента; при анализе температурного поля и напряженного состояния инструмента при различных видах механической обработки, особенно при обработке титановых сплавов и материалов авиакосмической отрасли [2-4 и др.]. В технологических процессах, использующих высококонцентрированные источники энергии, МКЭ применяется для численного анализа процессов лазерной резки и плакирования [5], анализа температурных полей при плазменной обработке [6].

Несмотря на то, что CAE-технологии лежат в основе создания широкого спектра наукоемкой продукции, их применение в ряде областей машиностроения еще не является определяющим как при решении научных, так и производственных задач. В большой степени это касается применения высокопроизводительных ресурсосберегающих технологий, использующих высококонцентрированные источники энергии для повышения работоспособности режущего инструмента.

В настоящей работе рассматриваются примеры применения МКЭ при выборе условий и режимов упрочняющей импульсной лазерной обработки (ЛО) режущего инструмента (РИ) и при исследовании влияния лазерного упрочнения на контактное взаимодействие инструментального и обрабатываемого материалов, позволяющие оптимизировать технологический процесс лазерного термоупрочнения.

Методика расчетов

МКЭ использовался для решения двух задач:

·           расчета температурного поля в режущем клине инструмента при упрочняющей импульсной ЛО, учитывающего влияние геометрических параметров инструмента и пространственных и временных характеристик лазерного излучения (ЛИ).

·           определения влияния лазерного упрочнения на контактное взаимодействие инструментального и обрабатываемого материалов и влияния нагрузки на параметры напряженно-деформированного состояния (НДС) при различном коэффициенте трения, обусловленного лазерным упрочнением.

Исследование формирования температурного поля при упрочнении РИ импульсным ЛИ в трехмерной постановке проводилось в программе ANSYS Workbench. Тип анализа – переходный тепловой (Transient Thermal) с автоматическим выбором числа подшагов. Для решения данной задачи были выбраны следующие типы конечных элементов (SOLID70, CONTA174, TARGE170, SURF152). Моделировался нагрев режущего клина инструмента (угол заострения – b, радиус заточки R=0,1 мм) лазерным импульсом треугольной формы длительностью 10 мс с равномерным распределением плотности энергии ЛИ по сечению лазерного пятна. Задача решалась в три шага: на первом – рассматривалась стадия нагрева с линейным возрастанием тепловой нагрузки до ее максимального значения; на втором – приложенная нагрузка уменьшалась от максимума до нуля; на третьем – моделировалась стадия остывания. Время каждого из первых двух шагов – 0,005 сек. Время остывания 1 сек. Свойства материала соответствовали стали Р18.

Рисунок 1 – Электронная модель режущего клина с приложенными нагрузками

 

Для проведения расчетов была построена электронная модель режущего клина (рис. 1). Область лазерного воздействия на передней поверхности инструмента моделировалась в виде двух вложенных друг в друга квадратных участков: центрального и периферийного, что соответствует процессу упрочнения с использованием фокусирующего призменного растра. В модели размер центральной зоны был принят равным 3х3 мм, общий размер пятна ЛО – 4х4 мм. На каждом из участков распределение плотности энергии ЛИ принималось равномерным. Приложение тепловой нагрузки было реализовано с помощью подведения теплового потока Heat Flux, причем в центральную зону величиной вдвое больше, чем в периферийную.

Рисунок 2 – Сетка конечных элементов

 

Центральная и периферийная зоны пятна ЛО были разбиты на регулярную сетку со сгущением к поверхности таким образом, что у поверхности размер КЭ в направлении вглубь составил ~ 5 мкм (рис. 2). Это позволило с достаточной точностью моделировать исследуемый быстропротекающий процесс. С этой же целью сетка была сгущена у главной и вспомогательной режущих кромок инструмента. Для оценки достоверности разработанной модели было проведено сравнение результатов моделирования нагрева полубесконечного тела поверхностным тепловым источником с данными аналитического расчёта. Полученное удовлетворительное совпадение результатов дало основание использовать метод КЭ для исследования закономерностей формирования температурного поля при импульсной лазерной термообработке режущего клина инструмента.

        При решении второй задачи в качестве объекта исследований была выбрана контактная пара, представляющая собой втулку и усеченный конус с упрочненной боковой поверхностью, перемещающиеся относительно друг друга под действием осевой нагрузки. Такая схема обеспечивает условия нагружения наиболее близкие к условиям нагружения при резании.

Задача решалась в двух постановках – плоской осесимметричной и объемной. В осесимметричной постановке определялось НДС при контакте, а в объемной кроме этого моделировался поворот конуса вокруг своей оси. Моделирование контактного взаимодействия проведено методом КЭ в программе ANSYS. Для решения осесимметричной задачи выбран плоский прямоугольный восьмиузловой конечный элемент, поддерживающий высокие значения деформации Visco 108. Материал конуса – сталь Р6М5, втулки – сталь 30Х13. При моделировании задавались пластические свойства материалов с помощью билинейной диаграммы σ-ε: модуль упругости Е, коэффициент Пуассона ν, предел прочности sв, предел текучести σт и касательный модуль Еtan. Модель была разбита на сетку конечных элементов со средним размером 1 мм (рис. 3).

Рисунок 3 – Сетка конечных элементов

 

        Лазерное упрочнение контактной поверхности инструментального материала моделировалось заданием меньшего коэффициента трения f для контактной пары конус-втулка. В расчетах принималось, что для неупрочненного материала f = 0,30, а для упрочненного после ЛО – f = 0,24 [7]. При вертикальном размещении элементов контактной пары нагрузка (сила) прикладывалась к нижней грани втулки, при этом верхняя грань конуса была закреплена по вертикальному направлению. Задача решалась при одинаковой нагрузке и при различных коэффициентах трения в контактной паре.

Результаты расчетов и их обсуждение

Для выбора технологических параметров процесса лазерного упрочнения РИ, плотности энергии ЛИ и параметров ЗЛВ была проведена серия численных экспериментов, в которых исследовалось распределение температуры в конкретных точках поверхности режущего клина при различных положениях пятна ЛО относительно главной режущей кромки. При моделировании плотность энергии ЛИ e выбиралась таким образом, чтобы обеспечить эффект упрочнения в зоне обработки с максимальной глубиной ЗЛВ и при этом на главной режущей кромке и на поверхности ЗЛВ не достигалась температура, равная температуре плавления для данной марки стали. По результатам вычислений установлен требуемый уровень значений плотности энергии ЛИ, обеспечивающий упрочнение и определены параметры ЗЛВ (ее глубина и протяженность).

На рис. 4 и 5 представлены распределения температуры на передней поверхности режущего клина инструмента и по глубине ЗЛВ (b=60°) при расстоянии центра пятна ЛО от главной режущей кромки x=1,65 мм. В этом случае ширина зоны упрочнения у главной режущей кромки Dx=3,1-3,15 мм и глубина ЗЛВ равная 63-67 мкм достигаются при плотности энергии ЛИ e»2,23-2,28 Дж/мм2. Параллельное перемещение центра пятна ЛО вдоль главной режущей кромки обеспечивает ее упрочнение на всем протяжении. В этом случае однорядная моноимпульсная ЛО обеспечивает параметры ЗЛВ необходимые для эффективного упрочнения РИ.

Рисунок 4 – Распределение температуры на передней поверхности режущего клина инструмента

Рисунок 5 – Распределение температуры по глубине ЗЛВ

 

При ЛО с расположением центра пятна на расстоянии от главной режущей кромки x=1,75-1,8 мм и более эффекта упрочнения кромки не достигается. С приближением центра пятна ЛО к главной режущей кромке на расстояние менее 1,65 мм глубина ЗЛВ уменьшается до ~10-40 мкм при e»1,78-2,05 Дж/мм2. В этом случае для перекрытия зоны контакта стружки с резцом на передней поверхности РИ зоной упрочнения глубиной не менее 60-65 мкм необходимо проводить двухрядную моноимпульсную ЛО вдоль главной режущей кромки путем последовательного наложения пятен обработки с коэффициентом перекрытия К=0,6-0,7. При этом обеспечивается максимальное значение глубины ЗЛВ равное 67 мкм.

С увеличением величины х постепенно уменьшается глубина зоны упрочнения по задней поверхности от 120 мкм при х=1,5 мм до 35 мкм при х=1,75 мм. В указанных случаях плотность энергии ЛИ изменяется от 1,78 Дж/мм2 до 2,28 Дж/мм2.

Численный анализ модели нагрева режущего клина инструмента показывает, что при фиксированном положении центра пятна ЛО относительно главной режущей кромки (например, х=1,65 мм) уменьшение угла клина до 45-55 град приводит к уменьшению глубины зоны упрочнения до 35-55 мкм (e»1,98-2,16 Дж/мм2), при этом глубина ЗЛВ по задней поверхности остается достаточно большой 110-120 мкм. Ширина упрочненной зоны Dх=2,95-3,05 мм остается постоянной при изменении угла заострения в названном диапазоне значений. Для такого инструмента можно рекомендовать приведенные выше режимы упрочнения. Увеличение общей глубины ЗЛВ и глубины упрочнения по задней поверхности достигаются при использовании двукратной ЛО. В этом случае глубина упрочнения по задней поверхности увеличивается на ~20%, а общая глубина ЗЛВ на 47%, что достигается при e»2,14 Дж/мм2 и e»1,64 Дж/мм2 для первого и второго импульсов соответственно.

Увеличение b до 65-75 град существенно не изменяет параметры ЗЛВ (e»2,28 Дж/мм2, глубина 67 мкм, Dx»3,1-3,15 мм) и оказывается целесообразна моноимпульсная однорядная ЛО. При ЛО (х=1,65 мм) инструмента с b=85° упрочнение главной режущей кромки не обеспечивается. Ширина неупрочненной зоны у главной режущей кромки составляет ~ 50 мкм.

Подробный численный анализ моделей позволил разработать рекомендации по организации процесса упрочняющей ЛО различных типов инструмента:

·             при углах заострения режущего клина b=45-55° однорядная двукратная импульсная упрочняющая ЛО при расположении центра пятна облучения на расстоянии 1,65 мм от главной режущей кромки обеспечивает наилучшие характеристики ЗЛВ (глубину, ширину, равномерность глубины);

·             при углах заострения b=60-85° лучшие характеристики ЗЛВ достигаются при однорядной моноимпульсной упрочняющей ЛО инструмента.

При анализе влияния лазерного упрочнения на контактное взаимодействие инструментального и обрабатываемого материалов получены зависимости параметров НДС от величины нагрузки. Моделирование показало, что коэффициент трения имеет существенное влияние на процесс деформации (рис. 6-7). На рис. 6 представлено распределение интенсивности напряжений при одинаковой силе нагружения и различном коэффициенте трения. Сравнение эпюр напряжений в контактной зоне для различных значений коэффициента трения контактной пары свидетельствует о более равномерном распределении напряжений при наличии ЛО. При одинаковой нагрузке увеличение коэффициента трения приводит к возрастанию интенсивности напряжений в контакте (рис. 6а, б).

Характеристики НДС определялись вдоль двух направлений. Контактное давление измерялось вдоль пятна контакта, а напряжение в конусе по нормали к его образующей  по середине пятна контакта (рис. 7). После ЛО при f=0,24 в приповерхностном слое  (~0,3 мм) напряжения уменьшаются  на ~25%. Особенности геометрии контактирующих поверхностей определяют поведение контактного давления в зависимости от величины коэффициента трения. При малых коэффициентах трения (т.е. в условиях ЛО, рис. 6а) металл втулки оттесняется в радиальном направлении, а при высоких значениях – преимущественно вдоль оси конуса (рис. 6б). При данном угле конуса существует такой коэффициент трения, при котором, вследствие пластической деформации, оттеснение металла происходит примерно в равных соотношениях в обоих направлениях. В этом случае величина контактного давления максимальна.

– а –

– б –

– в –

– г –

Рисунок 6 – Интенсивность напряжений в контактирующих телах при различных коэффициентах трения и значениях силы нагружения:

а, б – нагрузка 1000 Н; в, г – нагрузка 3000 Н; а, в – f=0,24; б, г – f=0,30

  

– а –                                                            – б –

Рисунок 7 – Интенсивность напряжений вглубь материала по нормали к образующей конуса: а – f=0,24; б – f=0,30

 

       По результатам моделирования выполнен расчет момента и силы страгивания, необходимых для поворота втулки относительно конуса при различных значениях осевой нагрузки (табл. 1).

 

Таблица 1 – Момент трения, Нм / Сила страгивания, Н

Коэффициент трения

Нагрузка 1000 Н

Нагрузка 3000 Н

0,24

0,56 / 32,2

1,92 / 109,7

0,30

0,65 / 37,0

2,34 / 133,5

       На рис. 7 показано распределение интенсивности напряжений по сечениям цилиндра и конуса при одинаковом вертикальном перемещении равном UY = 0,2 мм. Независимо от того, обработана поверхность конуса лазерным излучением или нет, картина распределения напряжений сохраняется, однако для упрочненного образца линии с одинаковой интенсивностью напряжений охватывают меньшую площадь, т. е. для одних и тех же точек модели интенсивность напряжений для упрочненного образца меньше, чем для неупрочненного. Таким образом, понижение коэффициента трения в зоне контакта инструментального и обрабатываемого материалов после ЛО вызывает снижение усилия деформирования обрабатываемого материала, приводит к уменьшению контактного давления и касательного напряжения на поверхности контакта.

Выводы

1. Конечно-элементное моделирование является эффективным средством разработки технологий лазерной упрочняющей обработки металлов и сплавов.

2. В результате моделирования установлены закономерности формирования температурного поля при упрочнении РИ импульсным лазерным излучением и определены режимы упрочняющей ЛО, обеспечивающие наилучшие параметры ЗЛВ.

3. По результатам моделирования установлено, что при лазерной обработке возможно повышение интенсивности контактного взаимодействия без снижения работоспособности упрочненного изделия.

Список использованных источников

1. Examples of FEM application in manufacturing technology [Text] // F. Klocke [et al.] // Journal of Materials Processing Technology. – 2002. – V.120, Iss.1-3. – P.450-457.

2. Abdel-Hamid, A. A three dimensional finite element thermomechanical analysis of intermittent cutting process [Text] / A. Abdel-Hamid, A.S. Wifi, M. El Gallab // Journal of Materials Processing Technology. – 1996. – V.56, Iss.1-4. – P.643-654.

3. McCormack, C. A finite element analysis of cold-forging dies using two- and three-dimensional models [Text] / C. McCormack, J. Monaghan // Journal of Materials Processing Technology. – 2001. – V.118, Iss.1-3. – P.286-292.

4. Ginting, A. Experimental and numerical studies on the performance of alloyed carbide tool in dry milling of aerospace material [Text] / A. Ginting, M. Nouari // International Journal of Mahine Tools and Manufacture. – 2006. – V.46, Iss.7–8. – P.758–768.

5. Yu, L.M. Three-dimensional finite element modelling of laser cutting [Text] / L.M. Yu // Journal of Materials Processing Technology. – 1997. – V.63, Iss.1-3. – P.637-639.

6. Leshock, C.E. Plasma enhanced machining of Inconel 718: modeling of workpiece temperature with plasma heating and experimental results [Text] / C.E. Leshock, J.-N. Kim, Y.C. Shin // International Journal of Machine Tools and Manufacture. – 2001. – V.41, Iss.6. – P.877-897.

7. Рыжкин, А.А. Лазерное упрочнение металлообрабатывающего инструмента [Текст]: учеб. пособие / А.А. Рыжкин, Г.И. Бровер, В.Н. Пустовойт. – Ростов н/Д: Издат. центр ДГТУ, 1998. – 126с.

 

Работа выполнена при частичной поддержке гранта

РФФИ №13-08-97004-р_поволжье_а.