CC BY
85
ЛАЗЕРНАЯ ТЕХНИКА И ТЕХНОЛОГИЯ
УДК 621.373.826:621.79
ЛАЗЕРНО-ДУГОВАЯ ОБРАБОТКА ЖЕЛЕЗОУГЛЕРОДИСТЫХ СПЛАВОВ С ЭМИССИОННЫМИ ПОКРЫТИЯМИ И УГЛЕРОД-УГЛЕРОДНЫ1Х КОМПОЗИЦИОННЫ1Х МАТЕРИАЛОВ
© 2000 Д.М. Гуреев, С.И. Кузнецов, А.Л. Петров
Самарский филиал Физического института им. П.Н. Лебедева РАН
Изучены условия стабилизации опорного пятна электрической дуги на поверхности металлических и углеграфитовых материалов в широком диапазоне интенсивностей лазерного излучения. Физически обосновано использование лазерно-дугового источника с низкой интенсивностью лазерного излучения и дугой обратной полярности для эффективной термообработки поверхности металлов с эмиссионными покрытиями и углерод-углеродных композиционных материалов.
Введение
Использование комбинированных методов обработки, сочетающих достоинства различных источников концентрированных потоков энергии, позволяет повысить эффективность технологических процессов, обеспечивающих улучшение эксплуатационных характеристик материалов. Одним из таких методов является лазерно-дуговая обработка, заключающаяся в совместном воздействии лазерного излучения и плазмы дугового разряда [1-4]. Достоинства данного метода определяются возможностью стабилизации опорного пятна дуги в зоне лазерного воздействия и управления с помощью лазерного излучения передачей энергии от плазменно-дугового источника в обрабатываемый материал. Совмещенный лазерно-дуговой источник по своей эффективности эквивалентен более мощному лазерному источнику и может быть использован как для термической обработки, так и для легирования, заплавления поверхностных дефектов, резки, сварки материалов [4-8].
В настоящей работе изучены условия стабилизации опорного пятна дуги на поверхности металлических и неметаллических материалов в широком диапазоне интенсивностей лазерного излучения. Приведены результаты экспериментальных исследований совместного воздействия лазерного излучения и плазмы электродугового разряда на железоуглеродистые сплавы с эмиссионными покрытиями и углерод-углеродные композиционные материалы (УУКМ). Физически
обосновано применение способа комбинированной обработки материалов лазерным излучением низкой интенсивности и дугой обратной полярности.
Материалы и методика эксперимента
Эксперименты по исследованию лазерно-дугового воздействия проводились на стенде, который включал в себя СО2-лазер непрерывного действия ЛГН-702 и универсальный пост для аргонодуговой сварки ВСВУ-80. Максимальная мощность лазерного излучения составляла 600 Вт. Излучение лазера падало на обрабатываемую поверхность под углом 90° и фокусировалось на ней линзой с фокусным расстоянием 335 мм. Изменение диаметра лазерного пятна осуществлялось дефокусировкой излучения.
Электрод сварочной головки располагался вблизи зоны лазерного воздействия, в одном случае, под углом ~ 45° к обрабатываемой поверхности (рис.1), в другом, - перпендикулярно ей (рис.2). В схеме рисунка 1 использовались вольфрамовые и графитовые стержневые электроды, в схеме 2 - медные и графитовые массивные электроды. Через сварочную головку соосно с электродом в зону лазерно-дугового воздействия подавался инертный газ (аргон), расход которого контролировался по ротаметру и не превышал 8 л/мин. Электрическая дуга инициировалась с помощью высоковольтного осциллятора.
Обрабатываемый образец служил вторым электродом (анодом или катодом). Он
Рис. 1. Схема лазерно-дугового воздействия с расположением электрода под углом ~ 45° к обрабатываемой поверхности 1 — линза, 2 — плазменно-дуговая горелка, 3 — электрод, 4 — обрабатываемый материал
размещался на координатном столе, который обеспечивал его перемещение со скоростями от 0,5 до 20,0 мм/с. В качестве обрабатываемых материалов использовались сталь 3 и УУКМ. Эмиссионными покрытиями для стали 3 служили окислы ВаО и СаО. Они наносились в виде водной суспензии и подвергались последующей сушке при температуре около 100 °С.
Физические основы процессов, протекающих при совместном воздействии лазерного излучения и плазмы дугового разряда
Возможность использования дугового разряда в качестве теплового источника для поверхностной обработки определяется тем, что в процессе горения дуги на поверхностях электрода и обрабатываемого материала формируются активные опорные пятна, представляющие собой нагретые участки, через которые протекает весь ток дуги. Активное опорное пятно, находящееся на катоде, носит название катодного, на аноде - анодного. При плазменно-дуговом воздействии характер теплового источника определяется приэлек-
тродными процессами. По характеру процессов на катоде дуги можно разделить на два основных типа [9-11]:
• дуга с горячим термоэмиссионным катодом,
• дуга с холодным катодом.
Катод в дугах первого типа нагревается до температур 3000 °С и выше, при этом основная часть катодного тока обусловливается термоэлектронной эмиссией. Столь высокие температуры в течение длительного времени могут выдерживать такие материалы, как углерод и тугоплавкие металлы. К примеру, в угольной дуге температура катода достигает ~ 3250 °С, анода — 3950 °С.
Ток в дугах второго типа протекает через одно или несколько небольших быстро и беспорядочно перемещающихся пятен на катоде. Основным механизмом эмиссии в катодных пятнах в этом случае является термо-автоэлектронная эмиссия.
Для термической обработки материалов существует принципиальная возможность использовать как дугу прямой полярности (обрабатываемый материал - анод), так и дугу
Рис. 2. Схема лазерно-дугового воздействия с расположением электрода перпендикулярно обрабатываемой поверхности 1 — линза, 2 - тубус, 3 - сопло - электрод, 4 — обрабатываемый материал
обратной полярности (обрабатываемый материал - катод). Однако при технологическом применении дугового разряда в подавляющем большинстве случаев анодом служит обрабатываемый материал. Это обусловлено, во-первых, балансом энергии на электродах. Результаты расчетов и экспериментальных исследований показывают, что в анодной области дуги выделение энергии значительно больше, чем в катодной. Во-вторых, при использовании неподвижного электрода в качестве анода значительно увеличивается его расход, распыление же электрода может привести к нежелательному осаждению распыляемого материала на обрабатываемом изделии [9-11]. Вместе с тем, учитывая, что энерговыделение на катоде даже при токах в сотни ампер составляет 10... 12%, а при токах до 50 А достигает 40% против 20.30% на аноде, это не снимает вопрос о возможности использования дуги обратной полярности в качестве теплового источника для термической обработки материалов.
Одним из основных недостатков обработки дугой по сравнению с обработкой другими концентрированными источниками энергии является плохая управляемость дуговым разрядом. В процессе горения дугового разряда опорные пятна дуги совершают хаотические движения относительно положения равновесия или периодически отстают от оси электрода, что приводит к искривлению теплового следа или образованию отдельных капель расплавленного металла на обрабатываемой поверхности. Вследствие этого основная идея комбинированной лазерно-дуговой обработки состоит в том, что сфокусированное лазерное излучение, нагревая обрабатываемый материал, формирует канал с повышенной проводимостью, к которому осуществляется «привязка» анодного или катодного пятна дуги.
В работах [1-4] показана возможность стабилизации и «привязки» анодного пятна дуги к зоне лазерного воздействия. Установлено, что эффект стабилизации анодного пятна носит пороговый характер по отношению к интенсивности лазерного излучения ц. «Привязка» анодного пятна дуги осуществлялась при ц > д*є 105...106 Вт/см2 [4]. Значе-
ния q* близки к критической интенсивности лазерного излучения, при которой реализуется режим кинжального проплавления. Эффект «привязки» и стабилизации анодного пятна дуги сфокусированным лазерным излучением объясняется образованием плазменно-парового канала на поверхности мишени в зоне лазерного нагрева. Положение плазменно-парового канала задается положением оси лазерного излучения. Следует подчеркнуть, что для «привязки» анодного пятна необходима определенная степень ионизации эрозионного факела, ниже которой стабилизация анодного пятна отсутствует, несмотря на достаточно интенсивное испарение материала мишени.
Описанный способ лазерно-дуговой обработки может быть реализован только при использовании лазерного излучения мощностью выше 500 Вт в режиме, близком к одномодовому. Вместе с тем, данный способ непригоден для термической обработки поверхности неплавящихся материалов, например, углеграфитовых, вследствие образования в них глубокого канала разрушения. Применение его для резки этих материалов также неэффективно, так как основная роль дугового разряда при комбинированной лазерно-дуговой резке сводится к предварительному нагреву разрезаемого материала для повышения его поглощательной способности, в том числе за счет образования оксидных пленок [4]. При резке углеграфитовых материалов теплота, затрачиваемая на нагрев углерода до температуры испарения, на порядок меньше теплоты испарения, а поглощательная способность углерода достаточно высока (около 0,8 при длине волны излучения 1 = 1,06 мкм и около 0,5 при 1 = 10,6 мкм) и при повышении температуры изменяется незначительно.
Единственной возможностью стабилизации опорного пятна дуги и его «привязки» к зоне лазерного воздействия при q < q* является совмещение лазерного излучения с дугой обратной полярности. Рассмотрим этот вариант, т. е. обрабатываемый материал в данном случае является катодом для дугового разряда. Для оценки плотности тока термоэлектронной эмиссии воспользуемся известной формулой Ричардсона-Дэшмана
їе = АШ8 ехР
вф
(1)
І =пг 2їе,
(3)
где А = 1,2-106 А/(м2-К2) - постоянная Ричардсона, о - коэффициент прозрачности потенциального барьера для электронных волн, Т - температура эмиттирующей поверхности, еф - работа выхода электрона с поверхности материала, к - постоянная Больцмана. Сильное электрическое поле, образующееся у поверхности катода, вследствие эффекта Шот-тки уменьшает работу выхода и тем самым увеличивает величину термоэмиссионного тока [9].
Условие существования электрической дуги состоит в превышении, с одной стороны, силы тока в разряде некоторого порогового значения I*, с другой, - разности потенциалов на электроде (аноде) и образце (катоде) катодного падения потенциала ис » (1... 2) А. , где А. - потенциал ионизации материала образца [10]. Пороговое значение тока можно оценить, используя эмпирическую зависимость
I* » 0.25 •10"3ГЙЛДг
(2)
где Ть - температура кипения материала катода (образца), К; 1Т - коэффициент теплопроводности, Вт/(м-К). Оценки, выполненные для графита, железа и железоуглеродистых сплавов, дают значения I » 4 А. Для исследованных нами УУКМ I* » 3 А.
Лазерное излучение, осуществляя локальный нагрев поверхности обрабатываемого материала, инициирует поток термоэлектронов. Ток термоэмиссии из зоны лазерного нагрева можно оценить, используя формулу (1), как
где г - радиус лазерного пятна.
Если ток термоэмиссии, вызванный лазерным нагревом, примерно равен току дуги, то это создает условия для привязки катодного пятна к зоне лазерного воздействия. В табл.1 приведены оценки тока термоэлектронной эмиссии и мощности, выделяемой на катоде, при различных температурах в зоне лазерного нагрева железа и углерода. В расчетах использовалось значение до = 0,6-106 А/(м2-К2). Эффективный диаметр лазерного луча на поверхности соответствовал использованному в экспериментах 5,5 мм. Работа выхода для железа равна 4,31 эВ, для углерода - 4,70 эВ [12]. Энерговыделение на катоде оценивалось как Qa = а и, где и = 15 В - типичное для аргоновых дуг напряжение горения. Коэффициент а при токах дуги до 50 А можно принять равным 0,4, при больших токах энерговыделение на катоде уменьшается, поэтому значение Qa при I > 50 А, приведенное в табл.1, несколько завышено.
Как показывают оценки, вследствие высокой температуры испарения углеродных материалов при их лазерно-дуговой обработке возможно получение достаточно больших термоэмиссионных токов при относительно невысокой мощности лазерного излучения. При этом энерговыделение на катоде оказывается сравнимым с поглощенной лазерной энергией при токе дуги 50 А, т. е. при температурах катода выше 3500 К.
Температура кипения стали при воздействии на нее лазерного излучения мощностью 600 Вт достигалась в наших экспериментах при ё = 2г < 1,5 мм. В этом случае ток
Таблица 1. Ток термоэлектронной эмиссии и мощность, выделяемая на катоде, при различных температурах в зоне лазерного нагрева железа и углерода
Материал катода Т, К 7'е, А/см I, А Оа, ВТ
Железо 3145 75 18 100
Углерод 3000 7 2 10
3500 130 30 180
3900 780 185 1100
эмиссии из зоны лазерного нагрева также оказывается порядка I* и, следовательно, лазерным излучением мощностью 600 Вт можно обеспечить поддержание дугового разряда, приложив к электродам соответствующее вольт-амперной характеристике напряжение. Однако при таких невысоких значениях тока дополнительное энерговыделение в зоне лазерного воздействия от дугового разряда незначительно. Для достижения же температуры кипения в пятне диаметром 5,5 мм на поверхности железоуглеродистых сплавов необходимо воздействие лазерного излучения мощностью более 4 кВт, но даже в этом случае, как следует из табл. 1, ток термоэмиссии не превышает 20 А. В работе [4] экспериментально показано, что лазерное излучение мощностью 600 Вт не может обеспечить стабилизацию катодного пятна, если сила тока в дуговом разряде превышает 10 А. В этом случае катодное пятно дуги уходит из зоны лазерного воздействия и оба тепловых источника движутся по поверхности мишени независимо друг от друга.
Таким образом, из проведенного анализа следует, что «привязка» опорного пятна дуги при мощности лазерного излучения менее 1 кВт и интенсивностях менее 1 -105 Вт/ см2 возможна только для углеграфитовых материалов. При этом реализуется вариант комбинированной обработки лазерным излучением и дугой обратной полярности. Лазерно-дуговая обработка металлов при таких параметрах излучения осуществима лишь в применении к титану, имеющему температуру кипения около 3500 К и работу выхода 3,95 эВ [12], когда при диаметре лазерного пятна
2 мм ток эмиссии может достигать 50 А.
Увеличение тока термоэмиссии возможно за счет снижения работы выхода электронов с обрабатываемой поверхности. В настоящее время в электронной технике используется большое количество различных типов катодов с высокой эмиссионной способностью [13]. Наибольший интерес в нашем случае представляют катоды с нанесенными на них оксидами щелочноземельных металлов или гексаборидом лантана ЬаБб. Известно, например, что для системы БаО-Бе работа выхода равна 1,61 эВ [14]. Такие катоды спо-
собны обеспечить на короткое время термоэлектронный ток в десятки и даже сотни ампер при температурах 1300...2000 К. Если при лазерно-дуговой обработке использовать покрытия с высокой эмиссионной способностью, то с помощью низкоинтенсивного лазерного излучения можно создать условия для инициирования и стабильного горения электрической дуги обратной полярности. Расчеты по формулам (1) и (3) показывают, что для системы BaO-Fe условия для поддержания дуги с током 50 А выполняются при диаметре пятна лазерного нагрева 4 мм и температуре нагрева 1400 К. Указанный уровень эмиссии рассчитан в предположении равномерного нагрева поверхности в пределах пятна фокусировки лазерного излучения. При гауссовом распределении интенсивности излучения по диаметру пятна, которое имело место в наших экспериментах, ток эмиссии 50 А мог быть обеспечен при температурах в центре пятна, равных или превышающих на
100...200 градусов температуру плавления металла. Такие температуры при диаметре сфокусированного луча 4...5 мм вполне могут быть достигнуты с помощью лазерного источника мощностью 600 Вт. Этому также способствует более высокая поглощательная способность эмиссионных покрытий по сравнению с обрабатываемыми металлами.
Экспериментальные результаты и их обсуждение
Лазерно-дуговая обработка стали с эмиссионными покрытиями. Лазерно-дуговой обработке подвергались образцы из стали 3 с эмиссионными покрытиями ВаО и СаО. Измерения показали, что поглощательная способность эмиссионных покрытий из окислов щелочноземельных металлов на длине волны 10.6 мкм составляет 0,8...0,9. Такая большая поглощательная способность приводит к тому, что плавление основного металла при скорости обработки 3 мм/с начинается при интенсивности лазерного излучения 2,0-103 Вт/см2, тогда как при той же скорости обработки в среде аргона плавление поверхности без покрытия наступало при интенсивности 3,5-104 Вт/см2.
Эксперименты показали, что в опреде-
ленном диапазоне интенсивностей лазерного излучения электрическая дуга инициируется без использования вспомогательных средств (высоковольтных осцилляторов, испаряющихся проволочек и т. п.), что не происходило даже при образовании плазменноэрозионного факела при лазерном нагреве образца без покрытия. В случае, когда образец с покрытием являлся анодом, инициирования дуги не происходило во всем диапазоне интенсивностей лазерного излучения, подтверждая определяющую роль термоэлектронной эмиссии в процессе зажигания дуги.
В отсутствие лазерного излучения случайные блуждания катодного пятна дуги приводили к искривлению теплового следа на образце. Воздействие лазерного излучения позволило избавиться от этого и получить прямолинейный тепловой след.
Установлено несколько факторов, играющих определяющую роль в стабилизации катодного пятна дуги при комбинированном воздействии. Одним из таких факторов является толщина покрытия. Выявлено, что для обеспечения стабильного горения дуги толщина покрытия не должна превышать 150 мкм. При увеличении толщины покрытия ухудшается стабилизация катодного пятна и наблюдаются колебания тока дуги в пределах 20 А.
Другим фактором, влияющим на поведение дуги, является расстояние между поверхностью образца и анодом. Стабильное горение дуги наблюдается при расстояниях 1...2 мм. При этом катодное пятно не выходит за пределы зоны лазерного воздействия. При расстояниях, больших 2 мм, происходит
запаздывание зажигания дуги относительно момента подачи на образец лазерного излучения. Слишком малый зазор между образцом и анодом приводит к образованию капель расплавленного металла и замыканию разрядного промежутка. Следует отметить, что наиболее предпочтительной для лазерно-дуговой обработки с дугой обратной полярности является схема 2, так как использование охлаждаемого массивного анода резко снижает или практически полностью устраняет его распыление. Последнее позволяет сохранять зазор между образцом и анодом неизменным.
Наиболее важным фактором, влияющим на стабилизацию дуги при лазерно-дуговом воздействии, является интенсивность лазерного излучения. Выявлено, что эффект стабилизации катодного пятна дуги наблюдается в диапазоне интенсивностей
1,5-104 Вт/см2 > q > 2,5-103 Вт/см2.
Если определить время нагрева материала лазерным излучением с нормальным распределением интенсивности по пятну фоку-
2г
сировки как
г
, где V - скорость обработ-
ки, то для температуры в центре пятна нагрева можно записать [15]
т (0,0,0, г)
(1 - я )
л1тл14ш1т /'о
■аг^
(4)
где Я - коэффициент отражения лазерного излучения поверхностью, ат - коэффициент температуропроводности материала,
1
г0 = 4атк$ , - коэффициент сосредоточен-
ные. 3. Поперечное сечение зоны лазерного воздействия в стали 3 при увеличении X 40 (а) и схема вихревых течений в ванне формируемого расплава (б)
V
Рис. 4. Поперечное сечение зоны лазерно-дугового воздействия в стали 3 при увеличении X 25 (а) и схема вихревых течений в ванне формируемого расплава (б)
ности источника. Оценки по формуле (4) показывают, что при максимальной скорости обработки 12,2 мм/с и минимальной интенсивности 2,5-103 Вт/см2 температура в центре пятна нагрева будет составлять ~ 1300 К. При минимальной скорости обработки
2,7 мм/с и максимальной интенсивности 1,5-104 Вт/см2 температура в центре пятна нагрева оценивается как ~ 3400 К. Следовательно, нижний порог интенсивности лазерного излучения обусловлен температурой в зоне лазерного воздействия, достаточной для обеспечения необходимого для стабилизации дуги эмиссионного тока. При q > 1,5-104 Вт/ см2 наблюдается интенсивное испарение материала образца и полное удаление покрытия из зоны лазерного воздействия. Удаление покрытия может происходить также вследствие его перемешивания с расплавов. В этом случае катодное пятно уходит из зоны лазерного нагрева и двигается параллельно следу от лазерного луча. Таким образом, область стабильной привязки катодного пятна электрической дуги к зоне лазерного воздействия определяется, с одной стороны, минимальной температурой нагрева, обеспечивающей необходимый ток эмиссии, с другой, - нестабильным состоянием поверхности расплава и испарением оксида при сильном нагреве.
Для более полного представления кар-
тины совместного воздействия лазерного излучения и дуги обратной полярности проводились измерения геометрических параметров ванн расплавов, создаваемых лазерным и лазерно-дуговым источниками. На рис. 3 показано поперечное сечение зоны воздействия, сформированной в стальном образце сфокусированным лазерным излучением мощностью 600 Вт при скорости обработки
2,7 мм/с. Обращает на себя внимание характерный вид ванны расплава с ярко выраженными следами термокапиллярного течения. Структура течения аналогична приведенной в работе [16]: по обе стороны от центра в ванне расплава формируются два вихревых потока, в самом же центре образуется застойная зона. На рис.4 показано поперечное сечение зоны воздействия, созданной комбинированным лазерно-дуговым источником при той же скорости обработки и токе дуги 50 А. Структура ванны расплава свидетельствует о том, что она практически вся была вовлечена в вихревое движение. В обоих случаях диаметр лазерного пятна равен 3,3 мм. При лазерно-дуговом воздействии поперечное сечение ванны расплава имеет ярко выраженную форму кругового сегмента, тогда как поперечное сечение ванны расплава при лазерном воздействии характеризуется более плоской формой, что обусловлено различи-
Таблица 2. Геометрические параметры ЗТВ при лазерной и лазерно-дуговой обработках
Тип источника Г лубина ванны расплава, мм Глубина ЗТВ, мм Ширина ванны расплава, мм Ширина ЗТВ, мм
Лазерный (1-Я)Р » 500 Вт 0.58 1.45 2.68 4.25
Лазерно-дуговой (1-Я)Р » 500 Вт, да » 250 Вт 0.76 1.73 2.83 4.64
ем в протекании процессов тепломассопере-носа. Помимо этого большие размеры ванны лазерно-дугового расплава отражают больший энерговклад лазерно-дугового источника по сравнению с лазерным. В табл. 2 приведены геометрические параметры зон термического воздействия (ЗТВ) для обоих источников.
Из табл. 2 следует, что дополнительный энерговклад Qa от дуги ведет к увеличению как глубины, так и ширины ЗТВ, возрастает также объем расплавленного металла. Для характеристики теплового источника, используемого для обработки металлов с их оплавлением, вводится понятие термического КПД, определяемого как отношение энергии, идущей на плавление, к полной энергии, поглощенной металлом [17]
(срТт + Нт X
(5)
(і - Я)р+0а ’
где ср - удельная теплоемкость металла, Тт -температура плавления, Нт - скрытая теплота плавления, £ = - скорость плавления,
р - плотность металла, £ - площадь поперечного сечения ванны расплава.
Расчеты по формуле (5) показывают, что термический КПД при лазерной и лазернодуговой обработке одинаков и составляет
Рис. 5. Зависимость глубины ванны расплава к от 1
параметра при лазерно-дуговой обработке
Рис. 6. Зависимость площади ванны расплава Б от 1
параметра ~ при лазерно-дуговой обработке V
0,06, в то время как скорость плавления при лазерно-дуговой обработке примерно в 1,5 раза выше, чем при лазерной. Если учесть, что поглощенная мощность лазерного излучения равна 500 Вт, а мощность, вкладываемая в образец от дуги, - 250 Вт, то увеличение скорости плавления при лазерно-дуговой обработке пропорционально увеличению мощности лазерно-дугового источника по отношению к лазерному источнику. Глубина ванны расплава в отсутствии развитого испарения описывается той же зависимостью от скорости обработки, что и глубина зоны твердофазной закалки. На рис.5 и 6 приведены зависимости глубины к и площади £ ванны расплава от скорости обработки.
Анализ полученных данных показывает, что при лазерно-дуговом воздействии с дугой обратной полярности выполняются следующие зависимости:
и
Б
і
у[у
(6)
Таким образом, на основании результатов исследований можно сделать вывод, что комбинированный лазерно-дуговой источник следует рассматривать как поверхност-
і
v
ный тепловой источник с эффективной мощностью, равной сумме мощностей лазерного излучения и электрической дуги, вкладываемых в обрабатываемый материал. При этом эффективность энерговклада от дугового разряда может быть повышена путем использования дуги переменной полярности.
При лазерно-дуговом нагреве так же, как и при лазерном в приповерхностном слое металла формируются две основные зоны: зона расплава и ЗТВ (рис.3 и 4), размеры которых определяются параметрами обработки. Зона расплава имеет дендритное строение с увеличивающимся размером кристаллитов по мере удаления от поверхности. Ее структурно-фазовый состав - мартенситно-аустенитный. Микротвердость зоны расплава в 1,5...2,0 раза выше микротвердости исходной ферритно-перлитной структуры и составляет 3700...4200 МПа.
ЗТВ, окружающая зону расплава, в свою очередь, состоит из двух зон: зоны полной закалки и зоны неполной закалки. Микроструктура зоны полной закалки преимущественно мартенситная. Микротвердость ее несколько ниже, чем микротвердость зоны расплава и составляет 3300...3700 МПа. В зоне неполной закалки нагрев стали осуществляется до температур из межкритического интервала, следствием чего является сохранение в этой зоне большого количества феррит-ных зерен. Микротвердость зоны неполной закалки составляет 2680...3110 МПа, что ниже микротвердости зон расплава и полной закалки, но выше микротвердости исходной структуры (2140...2200 МПа). Толщина зоны неполной закалки находится в пределах
200...350 мкм.
Лазерно-дуговая обработка УУКМ. Ранее нами была показана возможность использования лазерного излучения для термической обработки УУКМ с целью повышения их эксплуатационных характеристик [18]. Элек-тродуговой тепловой источник также может быть использован для термической обработки углеродных материалов. В частности, эксперименты с дугой прямой полярности показали что, как и в случае лазерной обработки электродуговая обработка УУКМ приводит к аналогичным изменениям в их структуре. В табл. 3 приведены параметры обработки и основные структурные параметры образцов, подвергнутых воздействию электрической дуги и лазерного излучения, а также исходного материала. Образцы исследовались на рентгеновском дифрактометре ДРОН-3. Здесь /002 - интенсивность линии (002) углерода, ё002 - межплоскостное расстояние, характеризующее степень упорядоченности углерода, у - степень графита-ции, Ь002 - размер кристаллитов углерода по оси "с" [19].
Из табл. 3 видно, что при дуговой обработке, как и при лазерной происходит упорядочение кристаллической структуры УУКМ, появляется фаза углерода с высокой степенью графитации у. Характерной особенностью дуговой обработки по сравнению с лазерной является одна и та же степень упорядоченности графитовой фазы при различных мощностях теплового источника. Это связано с одинаковой температурой в зоне термического воздействия, которая, как отмечалось выше, на аноде дуги примерно равна температуре испарения углерода. Возрастание интенсивности /002 рентгеновской линии (002)
Таблица 3. Параметры обработки и основные структурные параметры образцов из УУКМ
Вид обработки I, А Qa, Р, ВТ v, мм/с ^02, отн. ед. d002,нм У, % L002, нм
Дуговая 20 300 4.0 5 0.339 59 16.0
30 450 4.0 5 0.339 59 16.0
40 600 4.0 6 0.339 59 16.0
50 750 4.0 6 0.339 59 16.0
60 900 4.0 8 0.339 59 16.0
70 1050 4.0 9 0.339 59 16.0
Лазерная — 600 2.5 7 0.339 59 16.0
— — — 1 0.370 1.2
указывает на количественное увеличение графитовой фазы в структуре материала.
Основным недостатком электродуговой обработки УУКМ является нестабильность дуги, которая выражается в ее нестабильном зажигании, значительных (до 20 А) колебаниях тока и прерывании разряда в процессе обработки. Причина срывов дугового разряда при обработке УУКМ состоит в их более высоком, чем у металлов электросопротивлении вдоль оси, перпендикулярной поверхности. Поэтому даже при незначительном нарушении контакта между углеродным образцом и подключенной к электроду подложкой существенно изменяется режим горения дуги. По этой же причине могут происходить блуждания анодного пятна по обрабатываемой поверхности относительно направления перемещения образца.
При обработке УУКМ дугой обратной полярности отмеченные нестабильности проявлялись более выраженно. Так, искривление теплового следа на поверхности образцов в результате случайных блужданий катодного пятна и колебания тока дуги в пределах 10 А наблюдались во всем диапазоне параметров обработки. В данном случае это связано не только с низкой проводимостью материала, но и с влиянием шероховатости его поверхности на процессы термоэмиссии.
При одновременном воздействии лазерного излучения тепловой след от электрической дуги выравнивался и катодное пятно полностью совпадало с тепловым следом от лазерного излучения. Инициирование дуги, как и в случае комбинированной обработки стальных образцов с эмиссионными покрытиями, происходило при нагреве УУКМ лазерным излучением без использования вспо-
могательных средств. Стабильное горение дуги при токе 50 А наблюдалось при скоростях обработки до 20 мм/с.
При воздействии лазерно-дугового источника на УУКМ в режиме резки катодное пятно располагалось на одном из краев канала реза. В этом случае, как показано в работе [20], происходит уменьшение тока термоэмиссии из зоны лазерного воздействия, т. е., как и при обработке металлов, катодное пятно стремится уйти из зоны нестабильности, вызванной заглублением лазерного теплового источника.
В табл.4 приведены параметры тепловых источников и ЗТВ, формируемых при их воздействии на УУКМ без разрушения поверхности. Скорость обработки во всех случаях составляла 4 мм/с. При комбинированной лазерно-дуговой обработке в качестве диаметра пятна принималась ширина ЗТВ, поскольку термоэмиссия осуществляется со всей зоны нагрева.
В последнем столбце табл.4 приведены данные, полученные из установленной нами для УУКМ зависимости глубины ЗТВ от параметров лазерной обработки
1Ж - °'45- (7)
к = 0.014
Глубина ЗТВ при лазерно-дуговой обработке также хорошо описывается зависимостью (7). При расчете учитывалось, что коэффициент отражения лазерного излучения с длиной волны 10,6 мкм поверхностью УУКМ равен 0,5, а энерговклад на катоде дуги составляет 0,4Ш, т. е. при обработке УУКМ дуговой разряд мощностью 600 Вт соответствует лазерному излучению мощностью 500 Вт. В соответствии с данными
Таблица 4. Параметры тепловых источников и соответствующих им ЗТВ в УУКМ
Тип источника I, А 0а, Р, Вт Диаметр пятна, мм Интенсивность источника, 103 Вт/см2 Ширин а ЗТВ, мм Глубин а ЗТВ, мм Расчетная глубина ЗТВ, мм
Дуговой 50 600 4.0 4.8 4.0 0. 8 о : 1.3
Лазерный — 600 5.5 2.5 5.8 1.3 1.3
Лазерно- дуговой 50 1200 6.8 3.6 6.8 2.3 2.4
табл.4 можно утверждать, что, как и для лазерного источника, зависимость глубины ЗТВ
от скорости обработки имеет вид
h
1
л/v
Комбинированный лазерно-дуговой источник в сопоставлении с лазерным формирует примерно в 2 раза больший объем ЗТВ.
Таким образом, как и при обработке металлов с эмиссионными покрытиями, комбинированный лазерно-дуговой источник следует рассматривать в качестве поверхностного теплового источника с эффективной мощностью, равной сумме мощностей лазерного излучения и электрической дуги, вкладываемых в обрабатываемый углеродный материал.
Выводы
В результате проведенных экспериментальных исследований и анализа их результатов установлено, что комбинированная лазерно-дуговая обработка материалов с низкими интенсивностями лазерного излучения возможна только при использовании дуги обратной полярности, когда обрабатываемый материал служит катодом для дугового разряда.
Стабилизацию катодного пятна дуги и его «привязку» к зоне лазерного нагрева при лазерно-дуговой обработке металла позволяет осуществить предварительное нанесение на его поверхность эмиссионного покрытия с низкой работой выхода электронов. Нижний предел интенсивности лазерного излучения, обеспечивающей стабилизацию катодного пятна дуги, определяется минимальной температурой нагрева покрытия, необходимой для достижения достаточного уровня эмиссионного тока. Верхнее значение интенсивности ограничено началом разрушения покрытия из-за его испарения и интенсивного перемешивания с формируемым расплавом.
Как и для металлов с эмиссионными покрытиями лазерно-дуговая обработка с низкой интенсивностью лазерного излучения и дугой обратной полярности является эффективным методом термообработки поверхности углеграфитовых материалов.
Комбинированный лазерно-дуговой источник может быть представлен как поверхностный тепловой источник с эффективной
мощностью, равной сумме мощностей лазерного излучения и электрической дуги, вкладываемых в обрабатываемый материал. Это определяет геометрические размеры формируемых ванн расплавов и зон термического воздействия. Для лазерно-дуговой обработки справедливы соотношения
к ——
П Я
Б-1
V
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Steen W. Arc augmented laser processing of materials // J. Appl. Phys. 1980. Vol. 51. № 11.
2. Дъюли У. Лазерная технология и анализ материалов. М.: Мир, 1986.
3. Безпалъко Е.Б., Гуреев Д.М., Зайкин А.Е. и др. Лазерно-дуговое воздействие на металлы // Квантовая электроника. 1987. № 11.
4. Гуреев Д.М., Зайкин А.Е., Золотаревский А.В. и др. Способ лазерно-дуговой обработки материалов и его применение // Труды ФИАН: Лазерная технология и автоматизация исследований. М.: Наука, 1989. Т.198.
5. Гуреев Д.М., Лалетин А.П., Чулкин В.Н. Формирование структуры зоны лазернодугового расплава в титановом сплаве ВТ22 // Квантовая электроника. 1988. Т.15. № 8.
6. Гуреев Д.М., Золотаревский А.В., Зайкин А.Е. Упрочнение алюминиевых сплавов при лазерно-дуговой обработке // Физика и химия обработки материалов. 1990. №1.
7. Гуреев Д.М., Золотаревский А.В. Структу-рообразование при лазерном и лазернодуговом легировании алюминиевых сплавов // Физика и химия обработки материалов. 1991. № 3.
8. Гуреев Д.М. Заплавление поверхностных трещин лазерно-дуговым источником // Физика и химия обработки материалов. 1994. № 6.
9. РайзерЮ.П. Физика газового разряда. М.: Наука.
10. Фролов В.В. Физико-химические процессы в сварочной дуге. М.: Машгиз, 1954.
11. Волченко В.Н., Ямполъский В.М., Винокуров В.А. и др. Теория сварочных процессов. М.: Высшая школа, 1988.
12. Фоменко В.С., Подчерняева И.А. Эмиссионные и адсорбционные свойства веществ и материалов. Справочник. М.: Ато-миздат, 1975.
13.Кацман Ю.А. Электронные лампы. М.: Высшая школа, 1979.
14. Таблицы физических величин. Справочник / Под ред. академика И.К. Кикоина. М.: Атомиздат, 1976.
15. Рыкалин Н.Н., Углов А.А., Зуев И.В., Кокора А.Н. Лазерная и электронно-лучевая обработка материалов. Справочник. М.: Машиностроение, 1985.
16. Веденов А.А., ГладушГ.Г. Физические процессы при лазерной обработке материалов. М.: Энергоатомиздат, 1985.
17. РыгкалинН.Н. Расчеты тепловых процессов при сварке. М.: Машгиз, 1951.
18. Gureev D.M., Kuznetsov S.I., Petrov A.L. Influence of Laser Treatment on Structure and Properties of Carbon-Carbon Composites // Proceedings SPIE. 1998. Vol. 3688.
19. Вяткин С.Е., Деев А.Н., НагорныгйВ.Г. и др. Ядерный графит. М.: Атомиздат, 1967.
20. Кузнецов С.И., Петров А.Л., Шадрин А.Н. Эмиссия заряженных частиц с поверхности движущейся мишени при воздействии излучения непрерывного СО2-лазера // Квантовая электроника. 1990. Т. 17. № 6.
LASER-ARC HANDLING OF FERRICARBONIC ALLOYS WITH EMISSION COATINGS AND CARBON - CARBON COMPOSITE MATERIALS
© 2000 D.M. Gureev, S.I. Kuznetsov, A.L. Petrov
Samara Branch of Physics Institute named for P.N. Lebedev of Russian Academy of Sciences
The conditions of stabilization of an electric arc basic spot on a surface metallical and carbon-carbonic materials in a wide interval of intensities of a laser radiation are studied. Usage of a laser-arc radiant with low laser radiation intensity and reverse polarity arc for effective heat treatment of a surface of metals with emission coatings and carbon-carbon composite materials is physically justified.
