CC BY
0
Ogarkov Nikolai Nikolaevich, doctor of technical sciences, professor, [email protected], Russia, Magnitogorsk, Nosov Magnitogorsk State Technical University
УДК 621.373.826
DOI: 10.24412/2071-6168-2023-12-213-214
ЛАЗЕРНАЯ УДАРНАЯ ОБРАБОТКА СПЛАВОВ НА НИКЕЛЕВОЙ ОСНОВЕ
А.В. Федин, А.В. Хабибулин
Рассмотрена лазерная ударная обработка сплавов на никелевой основе. Определены рациональные параметры выходного лазерного излучения, позволяющие создавать максимальное поверхностное давление и остаточное напряжение в материалах лопаток турбин, предназначенных для работы в наиболее нагруженном режиме.
Ключевые слова: лазерная ударная обработка, сжимающие остаточные напряжения.
Лазерная ударная обработка (ЛУО) - инновационный метод обработки поверхности изделий из металлов и сплавов [1-3]. С помощью ЛУО можно создавать сжимающие остаточные напряжения значительной величины в обрабатываемой поверхности на большую глубину. Остаточные напряжения сжатия, создаваемые ЛУО, могут заметно улучшать механические характеристики изделий, такие как устойчивость к возникновению и росту трещин, повышать усталостную прочность, а также увеличивать срок службы. Процесс ЛУО может создавать сжимающее остаточное напряжение глубиной более 1 мм [4], что примерно в четыре раза глубже, чем, например, традиционный процесс дробеструйной обработки. Кроме того, ЛУО практически не повреждает поверхность и детали, обработанные лазером, обычно не теряют точности размеров.
Одним из наиболее востребованных применений ЛУО является поверхностная обработка материала лопаток паровых турбин. Эти детали подвержены значительным знакопеременным и термическим нагрузкам.
За последние 30 лет [5-9] с целью совершенствования ЛУО было проведено множество экспериментальных исследований по изучению влияния соответствующих параметров лазерной обработки. Однако динамический характер реакции упрочненных материалов оказался очень сложен и его трудно контролировать инструментально. Поэтому в последнее время все большее признание находит методика моделирования как эффективный инструмент для понимания процесса ЛУО, определения необходимых параметров лазерных систем и режимов их генерации.
Физический процесс ЛУО фактически включает в себя две стадии. На первой стадии на поверхности материала создается плазменно-индуцированное импульсное давление, когда высокоэнергетический лазерный импульс облучает поглощающее покрытие через прозрачное покрытие, возбуждая мощную ударную волну, распространяющуюся вглубь материала. На второй стадии ударная волна, вызванная импульсным давлением, создает в материале поле остаточных напряжений.
На первом этапе импульсное давление можно оценить с помощью положений лазерной физики. Одним из ключевых вопросов при описании ЛУО является моделирование второго этапа с использованием механистической модели [10-13]. Целью настоящей работы является представление применения методологии моделирования ЛУО с рассмотрением процедуры анализа для оценки необходимых параметров лазерной системы и режимов ее генерации.
Для изготовления лопаток паровых турбин используются коррозионностойкая и жаропрочная сталь, а также специальные металлические сплавы на никелевой основе. Выбор марки стали зависит от температурного режима в среде эксплуатации. Ниже 400°C применяют сталь 08X13 и 12Х13; при температуре, достигающей 440°C -20X13; до 540°C - 15Х11МФ; до 580°C - 15Х12ВНМФ; до 650°C - 09Х14Н19В2БР1 и ХН35ВТ; до 700°C -ХН35ВТК. Лопатки турбин, работающие в температурном режиме до 800°C, изготавливают из сплавов на никелевой основе - ХН70ВМЮТ, ХН80ТБЮ.
Исследования проводили на основе сплавов, предназначенных для работы в наиболее нагруженном режиме - ХН80ТБЮ, ХН70ВМЮТ и ХН35ВТК, которые, по нашим сведениям, ранее не рассматривались. Механические свойства сплавов приведены в таблице 1.
Таблица 1
Механические свойства сплавов
№ Параметры Значение
п/п ХН80ТБЮ ХН70ВМЮТ ХН35ВТК
1 Плотность р, кг/см3 8300 8600 8200
2 Коэффициент Пуассона V 0,3 0,3 0,3
3 Постоянная Ламе X 129,2 127,5 115,4
4 Постоянная Ламе ^ 86,2 85,0 76,9
5 Предел упругости Гюгонио Yн, ГПа 4,81 4,81 4,81
6 Динамический предел текучести Ссцп, ГПа 2,75 2,75 2,75
7 Модуль Юнга Е, ГПа 224 221 200
8 Акустический импеданс ^, г/см2-с 4,27 4,43 4,22
Здесь постоянные Ламе X и а также предел упругости Гюгонио У^ определяли по значениям коэффициента Пуассона V, модуля Юнга Е и динамического предела текучести , который соответствует высокой скорости деформации 106 с-1:
- Е уЕ у _ 1_
м~ 2(1 + у)' (1 + у)(1 - 2у) Ун 1 - 2у
Схема лазерного воздействия и физическая модель для прогнозирования импульсного давления как функция интенсивности лазерного излучения была предложена [5] на основе разности между ограниченной плазмой и свободно расширяющейся плазмой и показана на рис. 1.
Рис. 1. Схема лазерного воздействия при ударной обработке материала
Согласно модели, в случае постоянной интенсивности /0 лазерного излучения можно оценить импульсное Р давление:
' ~ (1)
Р _ 0,01
а2
12а+ 3 /0
где Р - пиковое давление в ГПа; /о - интенсивность лазерного излучения в ГВт/см2; а - эффективность взаимодействия. В ходе взаимодействия полная энергия Щ лазерного источника разделяется на две части. Одна часть энергии а- Щ способствует созданию импульсного давления, а другая часть энергии (1 - а) Щ расходуется на генерацию и
ионизацию плазмы. Обычно а = 0,2-0,5 [7], в расчетах использовали среднее значение а = 0,3. 2 - комбинированное ударное сопротивление, определяемое как:
222 2
2 _-
+ 2 2
где 2-у и 22 - ударное сопротивление материала и удерживающего ударную волу покрытия (прозрачной для лазерного излучения) соответственно. В режиме применения воды в качестве ограничивающего материала акустический импеданс 2 воды составляет 1,65^ 105 г/см2-с. Акустический импеданс 22 (см. в таблице 1) материала мишени
определяется как _ р • Уа [14], где Уа = 5,15^ 103 м/с - скорость акустической волны в металле. Если в процессе применяется режим ограниченной абляции с наложением воды, то для оценочных расчетов уравнение (1) можно упростить: Р _ 4,45^/0.
Лазерные системы для ударной обработки серийно не выпускаются, а должны быть спроектированы для обработки конкретных материалов. Поэтому необходимо установить энергетические, временные и пространственные (форму и размер апертуры) параметры выходного излучения лазерной системы. ЛУО наилучшим образом отвечают лазеры ближнего ИК-диапазона с длиной волны около 1 мкм - Nd:YAG (1,06 мкм), Yb:YAG (1,03 мкм), Nd:Glass (1,05 мкм). Характерные параметры, пиковая Р- мощность импульса в зависимости от энергии Щ импульса и его длительности г- - Р- = Щ / Т-, приведены в таблице 2. Интенсивность /0 импульса в зависимости от пиковой Р- мощности импульса и площади 5 облучения материала /0 = Р- /5 при наиболее актуальном размере пятна 5x5 мм квадратного и 0 5 мм круглого сечения приведены в таблице 3.
Пиковая мощность импульса лазерного излучения
Таблица 2
Пиковая мощность импульса, ГВт
№ п/п Энергия импульса, Дж Длительность импульса, нс
10 20 30
1 10 1,0 0,5 0,3
2 20 2,0 1,0 0,7
3 30 3,0 1,5 1,0
Таблица 3
Интенсивность импульса лазерного излучения_
Интенсивность импульса, ГВт/см2
№ п/п Энергия импульса, Дж Квадратное сечение 5x5 мм Кругло сечение 0 5 мм
Длительность импульса, нс
10 20 30 10 20 30
1 10 4,0 2,0 1,2 5,0 2,5 1,5
2 20 8,0 4,0 2,8 10,0 5,0 3,5
3 30 12,0 6,0 4,0 25,0 12,0 8,5
Указанные значения интенсивности лазерного излучения позволяют оценить, создаваемое им пиковое давление на поверхности обрабатываемого материала. На рис. 2 приведена зависимость пикового давления от интенсивности импульса лазерного излучения для сплава ХН80ТБЮ, требующего наиболее мощного лазерного воздействия.
Р, ГПа 14 12 10
8 6 4
2
1 1 1 1 1 1 1 2,5 YH 1 1 1 1
_ 2 -YH
- \Ун
1 i i i i i i lili
0 2 4 6 8 10 /0, ГВт/см
Рис. 2. Зависимость пикового давления Р от интенсивности ^ импульсов лазерного излучения
Ограничивающим фактором на диапазон создаваемого пикового давления является величина поверхност-
ной пластической деформации. Ее можно записать как [6, 15]:
S p —
-2Y
H
3Л +
P_
YH
-1
(2)
В уравнении (2) предполагается, что давление увеличивается линейно в интервале между 1- У^ и 2- У^ . Если Р равно 2- УН , поверхностная пластическая деформация становится насыщенной. Но если Р больше 2- УН и меньше 2,5- УН , дальнейшей пластической деформации не происходит [6, 15]. Отсюда следует, что величина пикового давления должна находиться в интервале 1- УН < Р < 2,5- УН . На рис. 2 этот интервал показан областью между двумя горизонтальными линиями Р = 4,81 ГПа и Р = 12,0 ГПа, что соответствует интенсивности ^ = 1,27,2 ГВт/см2. При этом максимальная поверхностная пластическая деформация достигается при Ртах = (2-2,5)- УН , которая составляет Ртах = 9,6-12,0 ГПа и соответствует интенсивности ^ = 4,7-7,2 ГВт/см2.
Следует отметить, что по сравнению с квадратным сечением при круглом сечении апертуры лазерного излучения требуется формирование более плотного поля лазерного воздействия (в шахматном порядке), не смотря на более высокие значения интенсивности лазерных импульсов (таблица 3), что нельзя считать рациональным режимом обработки. Тогда при использовании квадратного сечения апертуры лазера максимальная пиковая мощность импульсов составит Р- = 0,94-1,44 ГВт, которую могут обеспечить импульсы длительностью только 10-20 нс (таблица 2). Так, при длительности г- = 10 нс энергия импульса должна составлять порядка ЦЦ = 10 Дж.
Чтобы при выбранных параметрах лазерного излучения определить поле остаточных напряжений в материале, необходимо заранее определить глубину пластического воздействия для любого данного ударного состояния. В [6] обнаружили, что является функцией временного профиля импульсного (пикового) давления, используя характеристическую диаграмму напряжений. Оценка выражается как:
Lp —
C
lCplT
Cel - C
pl
P - Yh
2YH
где Се[ и Ср1 - скорости упругих и пластических волн в материале соответственно, г - длительность импульсного давления, которая составляет г = 0,9 г- [16]. Се1 и Ср1 можно определить из уравнений [6]:
_ Л + 2^ Л + 2^/3
ЦТ' Ср1 = Ч~Т'
Ориентируясь снова на сплав ХН80ТБЮ, при Се1 = 36,3Т103 см3/кг, Ср1 = 22,53^103 см3/кг и
Ртах = 10 ГПа глубина пластического воздействия составит р = 0,32^10-3 см.
Когда известны поверхностная пластическая деформация и глубина пластического воздействия, поверхностное остаточное напряжение в результате воздействия лазерного излучения с квадратным пятном можно рассчитать [5, 15] как:
V/ =^0 ~[_Н£р (1 + + ] 1 4^^ ^
1 + vy
ж a
(3)
где a - размер стороны квадратного лазерного пятна, oq - начальное остаточное напряжение. При расчетах oq принимается равным 0, тогда поверхностное остаточное напряжение о surf = -3,47 ГПа.
Заметим, что даже при круглом лазерном пятне радиуса г = 0,5 мм создается практически равное поверхностное остаточное напряжение u,surf = -3,47 ГПа, поскольку при воздействии на поверхность материала следует
использовать эффективный радиус r>/2 вместо a [5, 15] в уравнении (3).
Таким образом, в результате выполненной работы определены рациональные параметры выходного лазерного излучения - пиковая мощность Pj = 0,94-1,44 ГВт и интенсивность Iq = 4,7-7,2 ГВт/см2 импульсов при их
длительности Tj = 10-20 нс, позволяющие создавать максимальное поверхностное пиковое давление Pmax= 9,612,0 ГПа и поверхностное остаточное напряжение u,surf = -3,47 ГПа в материалах лопаток паровых турбин, предназначенных для работы в наиболее нагруженном режиме.
Список литературы
1. Shiganov I.N., Misurov A.I., Melnikov D.M. Laser shock peening of welded joints // Journal of Physics: Conf. Series. 2018. V. 11090. 12018.
2. Montross C.S., Wei T., Ye L., Clark G. Laser shock processing and its effects on microstructure and properties of metal alloys: a review // International Journal of Fatigue. 2002. V. 24 (10). P. 1021-1036.
3. Hackela L., Rankin J.R., Rubenchik A., King W.E., Matthews M. Laser peening: A tool for additive manufacturing post-processing // Additive Manufacturing. 2018. V. 24. Р. 67-75.
4. Волков М., Кишалов А., Орлов Н., Серебряков В., Смирнов В., Филатов А. Лазерная очистка и лазерный наклеп - технологии улучшения свойств поверхности // Фотоника. 2014. № 3. С. 34-44.
5. Fabbro R., Fournier J., Ballard P., Devaux D., Virmont J. Physical Study of Laser preceded Plasma in Confined Geometry // Journal of Applied Physics. 1990. V. 68 (2). Р. 775-784.
6. Ballard, P., Fournier, J., Fabbro, R., Frelat, J. Residual stresses induced by laser shocks // Journal of Physics. 1991. IV 1 (7). Р. 487-494.
7. Clauer A.H., Lahrman D.F. Laser shock processing as a surface enhancement process // Key Engineering Materials. 2001. V. 197. Р. 121-144.
8. Wang C., Shen X.J., An Z.B., Zhou L.C., Chai Y. Effects of laser shock processing on microstructure and mechanical properties of K403 nickel-alloy // Materials & Design. 2016. V. 89. Р. 582-588.
9. Ye Y.X., Xuan T., Lian Z.C,. Feng Y.Y., Hua X.J. Investigation of the crater-like microdefects induced by laser shock processing with aluminum foil as absorbent layer // Applied Surface Science 2015. V. 339 (1). Р. 75-84.
10. Sun B., Qiao H., J. Zh. Accurate numerical modeling of residual stress fields induced by laser shock peening // AIP Advances. 2018. V. 8. 095203.
11. Petukhov D., Keller I. Exact reconstruction formulas for plastic strain distribution in the surface-treated plate and their applications // Acta Mechanica. 2020. V. 231. P.s 1849-1866.
12. Achintha M., Nowell D. Eigenstrain modelling of residual stresses generated by laser shock peening // Journal of Materials Processing Technology. 2011. V. 211. P. 1091-1101.
13. Achintha M., Nowell D., Shapiro K., Withers P.J. Eigenstrain modelling of residual stress generated by arrays of laser shock peening shots and determination of the complete stress field using limited strain measurements // Surface and Coatings Technology. 2013. V. 216. P. 68-77.
14. Неволина Е.С. Расчет акустического импеданса для различных материалов, применяемых для изготовления деталей производствнного оборудования // сборник материалов всероссийской конференции. В 3-х ч. Том Ч. 3, Изд-во: СПбПУ им. Петра Великого, 2021, С. 61-63.
15. Peyre P., Fabbro R., Merrien P., Lieurade H.P. Laser shock processing of aluminium alloys: application to high cycle fatigue behavior // Materials Science and Engineering. 1996. A210. P. 102-13.
16. О.А. Плехов, А.А. Костина, Р.И. Изюмов, А.Ю. Изюмова. Конечно-элементный анализ остаточных напряжений, возникающих в результате лазерной ударной проковки титанового сплава ВТ6. Вычислительная механика сплошных сред. 2022. Т. 15 (2). С. 171-184.
Федин Александр Викторович, д-р техн. наук, профессор, советник ректора, a [email protected], Россия, Ковров, Ковровская государственная технологическая академия им. В.А. Дегтярева,
Хабибулин Алексей Владимирович, генеральный директор, [email protected], Россия, Радужный, Федеральное казенное предприятие «Государственный лазерный полигон «Радуга»
LASER IMPACT TREATMENT OF NICKEL BASE ALLOYS A.V. Fedin, A.V. Khabibulin
Laser impact processing of nickel-based alloys is considered. Rational parameters of the output laser radiation have been determined that make it possible to create maximum surface pressure and residual stress in the materials of turbine blades intended for operation in the most loaded mode.
Key words: laser shock treatment, compressive residual stresses.
Fedin Alexander Viktorovich, doctor of technical sciences, professor, advisor to the rector, a_ [email protected], Russia, Kovrov, Kovrov State Technological Academy named after V.A. Degtyareva,
Khabibulin Alexey Vladimirovich, general director, [email protected], Russia, Raduzhny, Federal state enterprise State laser range «Raduga»
УДК 621.91.02
DOI: 10.24412/2071-6168-2023-12-217-218
ОЦЕНКА ПАРАМЕТРОВ ФУНКЦИИ НАДЕЖНОСТИ РЕЖУЩИХ ИНСТРУМЕНТОВ ПРИ ОБОБЩЕННОЙ МОДЕЛИ ОТКАЗОВ ПО СТАТИСТИКЕ С ОГРАНИЧЕНИЯМИ
А.В. Анцев, Е.С. Янов, С.В. Сальников
В статье рассмотрена задача оценки параметров функции надежности режущего инструмента при использовании обобщенной стохастической модели отказов режущего инструмента, позволяющей учитывать разные виды отказа режущего инструмента (износ и разрушение), вариабельности параметров инструмента и обрабатываемых заготовок и неопределенности условий обработки и специфики конкретного производства. Представлена методика оценки параметров функции надежности по статистике «наработка-износ или разрушение» в результате испытания партии режущих инструментов в условиях серийного производства, когда режимы резания заданы нормативно и требуется оценить только параметры функции надежности без учета их зависимости от режимов резания без проведения полного факторного эксперимента. При этом время резания одним инструментом ограничено максимальным периодом стойкости и износом, близком к предельному значению. Испытание режущего инструмента прекращается, если произошло разрушение или износ превысил критический уровень. Контроль износа режущего инструмента в процессе обработки выполняется два раза. Применение предложенной методики в условиях серийного производства позволит существенно сократить объемы необходимых стойкостных экспериментов для оценки функции надежности режущих инструментов. Собираемые статистические данные могут быть использованы многократно для уточнения оценки параметров функции надежности режущего инструмента при использовании обобщенной стохастической модели отказов режущего инструмента в режиме самообучения при изменении производственных условий, что позволит обеспечить эффективную эксплуатацию режущего инструмента.
Ключевые слова: обобщенная модель отказов, функция надежности, оценка параметров, износ, режущий инструмент.
Отказ режущего инструмента может быть внезапным, наступающим вследствие его разрушения (выкрашивания, скалывания, поломки режущего лезвия), либо постепенным в результате износа [1]. Интенсивность изнашивания режущего инструмента в свою очередь зависит от двух основных факторов:
- параметров режущего инструмента (геометрии лезвия, износостойкости инструментального материала
и др.);
- условий работы (свойств обрабатываемого материала, величины припуска на обработку, режима резания, жесткости механической части технологической системы и др.).
По данным Г.Л. Хаета [2] доля отказов из-за разрушения при черновых и получистовых операциях доходит до 50 % и более. Так как последствия от указанных видов отказов могут быть различными, то при определении показателей надежности режущего инструмента следует учитывать тип отказа [3].
Для учета разных видов отказа режущего инструмента, вариабельности параметров инструмента и обрабатываемых заготовок и неопределенности условий обработки и специфики конкретного производства в рамках выполнения научной работы «Исследование фундаментальных закономерностей и разработка математической модели износа режущего инструмента с учетом стохастического характера процесса износа и разброса параметров инструмента» [4], поддержанной грантом РФФИ, разработана обобщенная стохастическая модель отказов режущего инструмента, обобщающая простые стохастические модели износа и разрушения инструмента. Если Tи - наработка до отказа по причине износа, Тр - наработка до отказа по причине разрушения, то фактическая наработка до отказа по любой причине (период стойкости)
T = min( Tи , Гр) .
Вероятность безотказной работы в течение наработки t (функция надежности режущего инструмента), т. е. вероятность того, что T > t, в этом случае выражается как произведение частных функций надежности; по износу - /)II(t) и по разрушению - Рр^) , где t - наработка режущего инструмента в минутах времени резания [5,
6]. То есть
