CC BY
0
УДК 538.951, 620.18, 620.19
Закономерности организации структуры приповерхностной зоны алюминиевых и титановых сплавов при плазменной резке на постоянном токе прямой и обратной полярности
12 11 Е.А. Сидоров , А.В. Гриненко , А.В. Чумаевский , В.Е. Рубцов ,
A.В. Николаева1, А.О. Панфилов1, Е.О. Княжев1, А.М. Черемнов1,
B.Р. Утяганова1, К.С. Осипович1, Д.А. Гурьянов1, Е.А. Колубаев1
1 Институт физики прочности и материаловедения СО РАН, Томск, 634055, Россия 2 ООО «ИТС-Сибирь», Красноярск, 660118, Россия
В работе выявлены особенности организации структуры, поверхностного рельефа и фазового состава приповерхностных слоев в образцах алюминиевых сплавов системы Al-Mg и Al-Cu-Mg и технически чистого титана, полученных при плазменной резке на токе прямой и обратной полярности. Установлено, что потоки металла, вытесняемого струей газа из полости реза в процессе резки алюминиевых и титановых сплавов, формируют области оплавления и термического влияния, морфология, структура, фазовый состав и толщина которых зависят от выбранного материала и режима резки. Установлено, что толщина зоны оплавления больше для образцов при резке на токе обратной полярности. При этом при режимах, обуславливающих большую толщину оплавленного слоя, прилегающая к нему зона термического влияния также имеет наибольшую толщину. Для алюминиевых сплавов, резка которых происходила на воздухе, характерно присутствие кислорода в приповерхностных слоях образцов. Наименьшая степень окисления характерна для сплава Al-Mg: в образцах сплава Al-Cu-Mg кислород проникает в переплавленный слой на глубину до 350-500 мкм, в сплаве Al-Mg — до 200-250 мкм. Для титанового сплава толщина оксидных слоев не превышает 100-150 мкм при резке на токе прямой полярности и 200-250 мкм при резке на токе обратной полярности. На поверхности титанового сплава формируется тонкий хрупкий слой, состоящий из оксидов титана TiO и TiO2. Показано, что формирование «водяного тумана» вокруг плазменной струи при резке материалов всех типов на токе обратной полярности приводит к более интенсивному окислению металла, меньшему термическому влиянию на материал и снижению шероховатости поверхности реза.
Ключевые слова: титановые сплавы, алюминиевые сплавы, плазменная резка, деградация структуры, течение металла, окисление, разупрочнение зоны реза
DOI 10.55652/1683-805X_2024_27_3_33-44
Surface structure formation in plasma cutting of aluminum and titanium alloys using direct current straight and reverse polarity
E.A. Sidorov1, A.V. Grinenko2, A.V. Chumaevskii1, V.E. Rubtsov1, A.V. Nikolaeva1, A.O. Panfilov1, E.O. Knyazhev1, A.M. Cheremnov1, V.R. Utyaganova1, K.S. Osipovich1, D.A. Gurianov1, and E.A. Kolubaev1
1 Institute of Strength Physics and Materials Science SB RAS, Tomsk, 634055, Russia 2 ETS-Siberia LLC, Krasnoyarsk, 660118, Russia
The structural features and phase composition were examined in near-surface layers in samples of Al-Mg, Al-Cu-Mg alloys and commercially pure titanium obtained by plasma cutting using direct current straight polarity (DCSP) and direct current reverse polarity (DCRP). It was found that the flows of molten metal carried away by the gas stream from the cut cavity during cutting form molten and heat affected zones, whose structural morphology, phase composition and thickness depend on both the selected material and the cutting mode. The thickness of the molten zone is larger for samples cut using DCRP than for those cut with DCSP. The thickness of the adjacent heat affected zone is also the greatest under conditions that provide a large thickness of the fused layer. Aluminum alloy samples cut in ambient air are characterized by the presence of oxygen in the near-surface layers. The lowest degree of oxidation is observed in Al-Mg alloy. Oxygen penetrates into the fused layer to a depth of 350-500 ^m in Al-Cu-Mg and up to 200-250 ^m in Al-Mg alloy. In titanium alloy, the thickness of the oxide layers does not exceed 100-150 ^m when cutting with DCSP and 200-250 ^m when cutting with DCRP. A thin brittle layer of TiO and TiO2 oxides is formed on the titanium alloy surface. It was shown that the release of "water mist" around the plasma jet when cutting materials of all types with DCRP leads to more intense oxidation of metal, less thermal effect on the material, and reduced roughness of the cut surface.
Keywords: titanium alloys, aluminum alloys, plasma cutting, structure degradation, metal flow, oxidation, softening of the cutting zone
© Сидоров Е.А., Гриненко А.В., Чумаевский А.В., Рубцов В.Е., Николаева А.В., Панфилов А.О., Княжев Е.О., Черемнов А.М., Утяганова В.Р., Осипович К.С., Гурьянов Д.А., Колубаев Е.А., 2024
1. Введение
Современные разработки технологий высокопроизводительного получения заготовок из листового проката различных металлов и сплавов представляют широкий выбор для промышленного производства элементов крупногабаритных конструкций [1-8]. Такие технологии отличаются точностью и качеством реза, производительностью и максимальной толщиной разрезаемого материала. К ним относятся газопламенная, лазер-но-пламенная [3], дуговая [4], механическая [1, 5], лазерная [6], гидроабразивная [7], плазменная [2, 8] резка. Для получения заготовок из толстолистового проката наиболее применимы газопламенная и плазменная резка. Основным преимуществом плазменной резки является ее высокая производительность. В последнее время более распространены методы формирования плазменной струи, основанные на прямой и обратной полярности плазмообразующей дуги [9, 10]. Каждый из данных методов обладает рядом преимуществ и недостатков. Оборудование на токе прямой полярности отличается относительно простой конструкцией плазмотронов, широко представленных на рынке, в том числе для ручной плазменной резки [8]. Плазменная резка на токе обратной полярности в перспективе позволяет получать рез листового проката различных металлов и сплавов более высокого качества с повышенным временем работы плазмотрона до выхода из строя [11-13]. В то же время для плазменной резки на токе обратной полярности применяется более сложная конструкция плазмотронов с реализацией одновременной подачи газа и воды в рабочую зону. При этом за счет реализации резки в условиях водяного тумана вокруг плазменной струи возможны более значительное окисление материала кромки и формирование нежелательных фаз на поверхности реза, значительно изменяющих материал и охрупчивающих его, а также негативно влияющих на режущий инструмент при последующей механической обработке. Наиболее значительно это может быть выражено при резке алюминиевых и титановых сплавов, подверженных интенсивному окислению при высоких температурах. Также немаловажным является отсутствие в широком доступе серийно выпускаемых плазмотронов для резки на токе обратной полярности. В связи с вышеперечисленным в цикле проводимых исследований совместно ООО «ИТС-Сибирь» и ИФПМ СО РАН производится разработка оборудования для плазменной резки листо-
вого проката цветных металлов и сплавов на токе обратной полярности. Данная работа направлена на исследование процессов структурообразования в приповерхностной зоне титанового сплава ВТ1-0 и алюминиевых сплавов Д16Т и АМг5 при плазменной резке на токе прямой и обратной полярности.
2. Материалы и методы исследования
В качестве экспериментального материала был использован листовой прокат титанового сплава ВТ 1-0 и алюминиевых сплавов Д16Т и АМг5 толщиной 10 мм. Разные алюминиевые сплавы были выбраны для установления особенностей влияния на их структуру термического влияния плазменной резки. Алюминиевый сплав АМг5 (А1-Mg) относится к классу деформируемых термически неупрочняемых, а алюминиевый сплав Д16Т (A1-Cu-Mg) к классу деформируемых термически упрочняемых сплавов. Резка осуществлялась на разработанном ИФПМ СО РАН оборудовании, а также в условиях производственного участка ООО «ИТС-Сибирь» на плазмотронах прямой и обратной полярности. Схема работы использованных в работе плазмотронов приведена на рис. 1. В табл. 1 приведены основные параметры процесса плазменной резки и соответствующие значения погонной энергии, определяемой как отношение мощности, затрачиваемой на горение дуги, к скорости резки (Вт • с/м или кДж/м).
Плазменная резка на токе прямой полярности осуществлялась с использованием стандартных плазмотронов с термохимическим катодом для воздушно-плазменной резки с активными вставками из гафния (рис. 1, а). Резка пластины 1 производилась плазменной струей 2 в среде защитного газа 3. Формирование плазменной струи осуществлялось за счет зажигания дуги 4 в активной области плазмотрона. Далее за счет подачи плаз-мообразующего газа (азот, воздух) производилось образование ионизированного вещества и вытеснение его за пределы плазмотрона, а горение дуги происходило в плазменном потоке между плазмотроном и заготовкой. Для защиты электрода при резке в системе предусмотрены подача защитного газа 6 (воздух, азот), а также внутреннее охлаждение катода потоком воды 7. Плазмотрон снабжен внешним корпусом 8, катодом со вставкой из гафния 9, трубкой подачи воды в катод 10, завих-рителями потока плазмообразующего и защитного газа 11 и 13, основным соплом 12, внешним
Рис. 1. Схема процесса плазменной резки на токе прямой (а) и обратной (б) полярности: 1 — заготовка; 2 — плазменная струя; 3 — защитный газ; 4 — дуга; 5 — подача плазмообразующего газа; 6 — подача защитного газа; 7 — подача воды для охлаждения катода; 8 — корпус плазмотрона; 9 — катод с гафниевой вставкой; 10 — трубка подачи воды; 11, 13 — завихритель; 12 — рабочее сопло; 14 — сопло подачи защитного газа; 15 — подача воды и воздуха; 16 — сопло; 17 — внешняя гайка плазмотрона; 18 — потоки газа и плазмы в разрядной камере; 19 — завихритель; 20 — рабочий поток воды; 21 — поток воды охлаждения плазмотрона; 22 — внешний корпус плазмотрона; 23 — электрод; 24 — соленоид, 25 — внутренний фторопластовый корпус, 26 — «водяной туман». Фотографии процесса плазменной резки на токе прямой (в) и обратной (г) полярности с увеличенными изображениями внешней гайки плазмотрона (д-з) (цветной в онлайн-версии)
Таблица 1. Режимы плазменной резки образцов титанового сплава ВТ 1-0 и алюминиевых сплавов АМг5 и Д16АТ на токе прямой и обратной полярности
Сплав Полярность Рабочий ток I, А Рабочее напряжение U, В Скорость резки V, м/мин Погонная энергия Е, кДж/м
ВТ1-0 3.6 625
Д16Т Прямая 300 125 2.6 865
АМг5 4.1 549
ВТ 1-0 5.8 620
Д16Т Обратная 200 300 4.2 857
АМг5 6.5 554
соплом подачи защитного газа 14. Для резки алюминиевых сплавов использован в качестве и плаз-мообразующего, и защитного газа воздух, а для резки титанового сплава — азот. Основным назначением защитного газа при резке являлись охлаждение электрода и сопла и защита их от преждевременного выхода из строя. Основные элементы плазмотрона изготовлены из меди, завихрите-ли — из керамики, часть корпусных элементов — из стали.
Работа плазмотрона на токе обратной полярности, разрабатываемого в настоящее время, имеет ряд принципиальных отличий (рис. 1, б). В данном случае горение плазмы и формирование струи 2 для резки в среде защитного газа 3 и водяного тумана происходит за счет зажигания дуги 4 в разрядной камере. После чего потоком водно-воздушной смеси 15 поток формируемой плазмы вырывается из сопла 16, а горение рабочей дуги происходит в обратной полярности относительно предыдущего случая между электродом 23 и заготовкой 1. После формирования рабочей дуги и плазменной струи 2 первичная дуга выключается. Использование воды, подаваемой вместе с газом, служит одновременно для охлаждения плазмотрона и формирования плазменной струи 2. Для этого первично подаваемая вода 21 проходит через рабочие элементы плазмотрона и после этого частично выводится из него и частично проходит через электрод в виде рабочего потока воды 20, участвующего в плазмообразовании в разрядной камере и полости электрода. Сопло фиксируется в плазмотроне гайкой 17 через пружины, через изолирующие прокладки. Внутри сопла в разрядной камере за счет завихрителя 19 формируются вихревые потоки газоплазменной смеси 18, вытесняемые наружу через сопло. Внутренний корпус плазмотрона 25 выполнен из непроводящего полимера. Наружный корпус 22 выполнен из стали. Электрод 23 снабжен также со-
леноидом 24 для формирования магнитного поля, создающего дополнительное вытесняющее плазму в направлении сопла воздействие. Внешне процесс резки на токах прямой и обратной полярности выглядит достаточно близко (рис. 1, в, г). Интенсивное горение плазменной струи и вытеснение из полости реза расплавленного металла сопровождается также следами его сгорания в атмосфере. Размер основных элементов плазмотрона на токе прямой полярности значительно меньше, чем для резки на токе обратной полярности, что обусловлено конструкцией плазмотрона и более сложными условиями формирования плазменной струи во втором случае.
В основном при резке и зажигании струи на токах прямой и обратной полярности используются достаточно близкие приемы, с отличительными особенностями для резки на обратной полярности: для прямой полярности характерна только подача плазмообразующего и защитного газа; при резке на обратной полярности используется схема с формированием «водного тумана» 26 (рис. 1, д-з).
При зажигании плазменной дуги вначале плазмотрон отводят от зоны резки на большую высоту (рис. 1, д), после чего плазмотрон приближают к пластине и происходит переход в режим резки (рис. 1, е). Это типично как для резки на прямой, так и на обратной полярности. В процессе резки на обратной полярности тока водяной туман по контуру плазменной струи может значительно колебаться в размерах (рис. 3, ж, з), что связано с изменениями давления в разрядной камере плазмотрона и образованием водяного пара. На качество реза это явление практически не оказывает влияния.
После изучения поверхности экспериментальных образцов вырезали поперечные шлифы с помощью электроэрозионного станка БК-7750. Вырезанные образцы подвергали шлифованию на
наждачной бумаге зернистостью от 18Q до 2QQQ, полировке на алмазной пасте и травлению в реактиве Келлера (алюминиевые сплавы) и реактиве Кролла (титановый сплав). Исследование структурных изменений в зоне реза методом оптической металлографии проводили с применением лазерного сканирующего микроскопа Olympus LEXT 41QQ. Формирование микроструктуры и изменения химического состава в поверхностных слоях выявляли с использованием растровой электронной микроскопии и энергодисперсионного анализа на микроскопе Zeiss LEO EVO 5Q. В зоне реза определяли изменения микротвердости по методу Виккерса на поперечных шлифах от по-
верхностных слоев вглубь материала на приборе Бигашт 500.
3. Результаты и их обсуждение
Плазменная резка сплава ВТ 1-0 на токе прямой и обратной полярности приводит к образованию зоны оплавленного металла, зоны термического влияния и основного металла [14-16]. Также происходит образование дефектов различного типа. Искажения поверхности реза образцов (отклонение от перпендикулярности кромки) обоих типов после плазменной резки незначительны (рис. 2). Морфологические особенности поверх-
Рис. 2. Структура (а-г, м-п), морфология поверхности (д-и, р-ф) и изменение микротвердости (к, л, х, ц) в верхней (б, д, е, к, н, р, с, х), центральной (в) и нижней (г, з, и, л, п, у, ф, ц) частях реза типичных образцов сплава ВТ 1-0 после плазменной резки на токе прямой (а-л) и обратной (м-ц) полярности: I — основной металл; II — зона плавления; III — зона термического влияния; IV — слои оксидов (цветной в онлайн-версии)
Рис. 3. Структура (а-г, м-п), морфология поверхности (д-и, р-ф) и изменение микротвердости (к, л, х, ц) в верхней (б, д, е, к, н, р, с, х), центральной (б) и нижней (г, з, и, л, п, у, ф, ц) частях реза типичных образцов сплава АМг5 после плазменной резки на токе прямой (а-л) и обратной (м-ц) полярности: I — основной металл; II — зона плавления; III — зона термического влияния; IV — трещины (цветной в онлайн-версии)
ности реза свидетельствуют о формировании при резке потоков металла по контуру кромки и их быстром застывании (рис. 2, е-и, с-ф). Величина выступов, сформированных потоками расплавленного металла, на поверхности при резке на токе прямой полярности значительно выше, чем при резке на токе обратной полярности (рис. 2, ж, т). При этом на макроуровне искажения кромки реза для образцов обоих типов находятся на достаточно близком уровне (рис. 2, а, м). В зоне плавления металла II (рис. 2, б-г, н-п) образуется игольчатая мартенситная структура, что свидетельствует о высокой скорости охлаждения. Зона термического влияния III выделяется достаточно слабо из-за малой толщины, но также характери-
зуется игольчатой структурой. Зона термического влияния и зона плавления металла имеют повышенную микротвердость в сравнении с основным металлом, что обусловлено закалочными эффектами при быстром охлаждении в процессе резки (рис. 2, к, л, х, ц). Значения микротвердости данных слоев могут достигать 30-32 ГПа. Это обусловлено быстрым формированием твердых оксидов титана при его расплавлении в зоне реза. С практической точки зрения такой эффект нежелателен, т.к. может приводить к избыточному износу инструмента при обработке и требует при промышленном применении плазменной резки для титанового сплава удаления окалины до обработки. В поверхностных слоях образцов титанового
Рис. 4. Структура (а-г, м-п), морфология поверхности (д-и, р-ф) и изменение микротвердости (к, л, х, ц) в верхней (б, д, е, к, н, р, с, х), центральной (в) и нижней (г, з, и, л, п, у, ф, ц) частях реза типичных образцов сплава Д16Т после плазменной резки на токе прямой (а-л) и обратной (м-ц) полярности: I — основной металл; II — зона плавления; III — зона термического влияния; IV — поры (цветной в онлайн-версии)
сплава по данным энергодисперсионного анализа выделяются слои, состоящие из оксидов титана (рис. 2, к, л, х, ц). Толщина оксидного слоя выше у образцов, полученных при резке на токе обратной полярности, что связано с иным составом плазмо-образующего газа и наличием водяного тумана вокруг плазменной струи. Проникновение кислорода вглубь зоны плавления металла и зоны термического влияния является незначительным. Величина оксидных слоев преимущественно не превышает 100-150 мкм при резке на прямой полярности и 200-250 мкм при резке на токе обратной полярности. Содержание кислорода в данных слоях может достигать 32-35 вес. %. Причем удаление данных слоев ударным методом достаточно
эффективно. Между оксидными слоями и зоной плавления металла происходит формирование трещин при кристаллизации металла и последующем охлаждении (рис. 2, м, п).
В процессе плазменной резки алюминиевого сплава АМг5 происходят изменения структуры преимущественно в зоне плавления (рис. 3). Зона термического влияния выделяется незначительно, т. к. данный сплав является стойким к тепловому воздействию и не относится к классу термически обрабатываемых. При этом выявляется небольшое снижение микротвердости до 100 МПа поверхностных слоев образцов, полученных на прямой и обратной полярности тока (рис. 3, к, л, х, ц). Зона плавления алюминиевого сплава пред-
Ьт
-VITT
\ \ IX VII
Рис. 5. Картины течения и изменение микроструктуры при плазменной резке образцов сплава ВТ1-0 (а, б), АМг5 (б, г) и Д16Т (д, е) на токе прямой полярности: I, V, VI, IX — поры и несплошности; II, VII — зона плавления; III — трещины; IV — слои оксидов; VIII — микротрещины (цветной в онлайн-версии)
ставлена дендритной микроструктурой (рис. 3, г, и). Толщина зоны плавления выше в 2 раза для образцов при резке на токе обратной полярности (260 мкм), чем при резке на токе прямой полярности (130 мкм). Морфология поверхности реза свидетельствует об образовании потоков металла, как и при резке титанового сплава
(рис. 3, е-з, с-у). Величина выступов на поверхности кромки незначительно отличается при резке на прямой и обратной полярности (рис. 3, ж, т). Основными макроскопическими дефектами в поверхностном слое являются поры III (рис. 3, в) и трещины IV (рис. 3, о). Окисление металла на поверхности по данным энергодисперсионного ана-
Рис. 6. Картины течения и изменение микроструктуры при плазменной резке образцов сплава ВТ 1-0 (а, б), АМг5 (в, г) и Д16Т (д, е) на токе обратной полярности: I, V, VI, IX — поры и несплошности; II, VII — зона плавления; III — трещины; IV — слои оксидов; VIII — микротрещины (цветной в онлайн-версии)
лиза находится на достаточно низком уровне (рис. 3, к, л, х, ц). Глубина проникновения кислорода вглубь зоны плавления не превышает 250 мкм для образцов обоих типов. Содержание кислорода в поверхностном слое не превышает 2.5-3.3 вес. %. Отклонение макрогеометрии реза для образцов, полученных при резке на обратной
полярности тока, выше (на 0.5-0.7 мм) из-за подреза кромки в верхней части (рис. 3, а, м).
При плазменной резке образцов алюминиевого сплава Д16Т отмечается наличие значительных изменений структурно-фазового состояния в поверхностных слоях образцов (рис. 4). В зоне термического влияния и зоне плавления происходит
резкое падение микротвердости до 500 МПа материала поверхностных слоев при резке на прямой и обратной полярности (рис. 4, к, л, х, ц). Искажение геометрии кромки также несколько выше (на 0.4-0.6 мм) для образцов, полученных при резке на токе обратной полярности и более выражено в верхней части (рис. 4, а, м). При этом величина выступов, сформированных потоками металла, более существенна при резке на токе прямой полярности (рис. 4, ж, т) и составляет до 320350 мкм при резке на токе прямой и до 100120 мкм при резке на токе обратной полярности. На поверхности также формируются потоки металла, быстро кристаллизовавшиеся при резке (рис. 4, д-и,р-ф). Выделяется достаточно большая по толщине зона плавления ~0.6 мм (рис. 4, а, м) с наличием в структуре пор и несплошностей (рис. 4, в, и). Проникновение кислорода в зону плавления отмечается для образцов обоих типов, но более существенно для полученных при резке на токе прямой полярности (рис. 4, к, л, х, ц). Глубина проникновения кислорода составляет до 0.5 мм при резке на токе прямой полярности и до 0.2 мм при резке на токе обратной полярности. Для обоих типов образцов характерно содержание кислорода в поверхностном слое не более 5.0 вес. %.
Исследования с использованием растровой электронной микроскопии показывают, что в приповерхностной зоне титанового сплава ВТ 1-0 при резке на прямой и на обратной полярности формируется зона оплавленного металла II с расположенным поверх нее слоем окислов IV (рис. 5, а, б, 6, а, б). Также происходит образование пор и не-сплошностей в зоне плавления I. По контуру окислов в процессе охлаждения образуются трещины III различного масштабного уровня. По данным энергодисперсионного анализа в составе данного слоя присутствуют оксиды титана ТЮ и ТЮ2. Для сплава АМг5 характерны значительно меньшее окисление материала и структурные изменения в поверхностном слое (рис. 5, в, г, 6, в, г). Изменения в основном касаются зоны плавления, представленной металлом со следами ламинарного и вихревого течения, возникающими в процессе резки. Основными дефектами при резке являются поры и несплошности V, VI как сложной формы, так и сферические. В сплаве Д16Т (рис. 5, д, е, 6, д, е) в зоне плавления VII структура представлена дендритным строением, кроме этого отмечено образование дефектов в виде пор и несплошностей IX и микротрещин VIII. Разу-
прочнение зоны плавления в первую очередь обусловлено выпадением по границам дендритов крупных частиц вторичных фаз, содержащих медь и магний. Течение металла в данном случае также выделяется ламинарного и вихревого типа.
Использование плазменной резки на токе обратной полярности в промышленном производстве обусловлено более интенсивным износом катодов и сопел, особенно при резке толстолистового проката [10, 17] на токах прямой полярности. Но процессы организации структуры при резке на прямой и обратной полярности значительно отличаются [13, 15, 18]. К тому же процессы структу-рообразования при резке на токе прямой и обратной полярности значительно отличаются в виду применения разных принципов управления процессом резки и защиты плазмотронов от преждевременного выхода из строя. Особенное значение это имеет при резке материалов, склонных к фазовым превращениям при нагреве и охлаждении, а также к окислению, особенно при высокой температуре. Проведенные в настоящей работе исследования показывают, что структура и свойства материала поверхностных слоев после плазменной резки значительно различаются для алюминиевых и титановых сплавов при резке на токе прямой и обратной полярности. Процессы плавления металла и вытеснения его из полости реза при осуществлении резки на токе прямой полярности происходят в условиях активного обдува защитным газом, что приводит к достаточно низкой степени термического воздействия на материал подповерхностных слоев. Резка на токе обратной полярности в условиях водяного тумана происходит при более интенсивном охлаждении кромки, но с большим количеством кислорода в зоне реза. Это приводит к более интенсивному окислению поверхности, но менее протяженной зоне термического влияния (рис. 2-4). Формирование потоков металла на поверхности кромки с ламинарным и вихревым движением в процессе резки характерно для обоих способов (рис. 5, 6). Остатки невытесненного из зоны реза расплавленного металла на поверхности кромки приводят к формированию зоны термического влияния, причем в тех областях, где меньше доля оплавленного металла, меньше и размер зоны термического влияния.
Окисление кромки наиболее выражено для титанового сплава с образованием ТЮ и ТЮ2, а наименьшее выявляется для алюминиево-магние-вого сплава. Это согласуется с результатами ра-
нее проведенных исследований [13, 14]. Для алюминиевых сплавов проникновение кислорода в материал происходит без образования окалины на поверхности, а для кромки характерно разупрочнение, что не ставит препятствий для дальнейшей механической обработки. Формирование оксидного слоя при резке титановых сплавов приводит к необходимости удаления окалины перед механической обработкой заготовок. Более интенсивное окисление при резке на токе обратной полярности несколько снижает качество реза в сравнении с резкой на токе прямой полярности. Но глубина окисления поверхности кромки при резке двумя выбранными способами различается незначительно.
С прикладной точки зрения качество реза при этом находится на достаточно близком уровне при двух способах формирования плазменной струи. Для титанового сплава характерно менее выраженное искажение кромки при резке в сравнении с алюминиевыми сплавами, что обусловлено более высокой температурой плавления. При этом значимые искажения геометрии реза в основном приходятся на верхнюю часть кромки алюминиевых сплавов. Совокупность искажений геометрии реза, оплавления металла и окисления приводят к необходимости оставления припуска на дальнейшую обработку вплоть до 1.5 мм для большинства исследованных образцов. Для титанового сплава величина припуска может быть несколько ниже ~0.5 мм.
4. Заключение
Процесс организации структуры в поверхностных слоях алюминиевых и титановых сплавов при плазменной резке на токе прямой и обратной полярности включает в себя плавление металла в зоне реза, его вытеснение потоком газа из полости реза, кристаллизацию невытесненного металла на поверхности кромки, образование зоны термического влияния и окисление. Структура приповерхностной зоны, демонстрирующая течение металла при резке, имеет ярко выраженные следы формирования как ламинарных, так и вихревых потоков для алюминиевых сплавов. Эффект менее выражен при резке титанового сплава из-за фазовых превращений при охлаждении, обуславливающих формирование игольчатой мартенсит-ной структуры. Проникновение кислорода вглубь поверхностных слоев материала происходит на малую глубину, причем для алюминиевых спла-
вов происходит лишь насыщение поверхности небольшим количеством кислорода, а для титана характерно образование поверхностных оксидных слоев из TiO и TiO2. Особенности реализации процесса резки на токе обратной полярности в условиях водяного тумана приводят к более значимому окислению кромки, но меньшей величине зоны термического влияния. Полученные данные по точности реза, размеру основных структурных зон и окислению поверхности показывают, что использование разрабатываемых в работе плазмотронов на токе обратной полярности не снижает качества реза в сравнении с резкой на токе прямой полярности.
Благодарности
Исследования проведены с использованием оборудования ЦКП «Нанотех» (ИФПМ СО РАН, Томск). Исследования частично выполнены на оборудовании ЦКП «Структура, механические и физические свойства материалов» (соглашение с Минобрнауки № 13.ЦКП.21.0034).
Финансирование
Результаты получены при выполнении комплексного проекта «Создание производства высокотехнологичного оборудования адаптивной высокоточной плазменной резки цветных металлов больших толщин для металлургической, авиакосмической и транспортной отраслей РФ» (соглашение о предоставлении субсидии от 06.04.2022 № 075-11-2022-012), реализуемого ООО «ИТС-Сибирь» и ИФПМ СО РАН при финансовой поддержке Минобрнауки России в рамках постановления Правительства РФ от 09.04.2010 № 218.
Литература
1. Wen J., He L., Zhou T., Feng Z. Modeling of the polycrys-talline cutting of austenitic stainless steel based on dislocation density theory and study of burr formation mechanism // J. Mech. Sci. Technol. - 2023. - V. 37. - P. 2855-2870. -https://doi.org/10.1007/s12206-023-0512-8
2. Akkurt A. The effect of cutting process on surface microstructure and hardness of pure and Al 6061 aluminium alloy // Eng. Sci. Technol. Int. J. - 2015. - V. 18(3). - P. 303308. - https://doi.org/10.1016/j.jestch.2014.07.004
3. Levichev N., Tomás García A., Dewil R., Duflou J.R. A virtual sensing approach for quality and productivity optimization in laser flame cutting // Int. J. Adv. Manuf. Technol. - 2022. - V. 121. - P. 6799-6810. - https://doi.org/ 10.1007/s00170-022-09750-8
4. He G.J., Gu L., Zhu Y.M., Chen J.-P., Zhao W.-S., Rajur-kar K.P. Electrical arc contour cutting based on a compound
arc breaking mechanism // Adv. Manuf. - 2022. - V. 10. -P. 583-595. - https://doi.org/10.1007/s40436-022-00406-0
5. Wei J., He W., Lin C., Zhang J., Chen J., Xiao J., Xu J. Optimizing process parameters of in-situ laser assisted cutting of glass-ceramic by applying hybrid machine learning models // Adv. Eng. Informatics. - 2024. - V. 62. - P. 102590. -https://doi.org/10.1016/_j.aei.2024.102590
6. Shulyat'ev V.B., Gulov M.A., Karpov E.V., Malikov A.G., Boiko K.P. Laser cutting of aluminum alloys using pulsed radiation from a CO2 laser under conditions of an optical discharge in an argon jet // Bull. Lebedev Phys. Inst. - 2023. -V. 50. - https://doi.org/10.3103/S1068335623220116
7. Barsukov G.V., SelemenevM.F., Zhuravleva T.A., Kravchen-ko I.N., Selemeneva E.M., Barmina O.V. Influence of the parameters of chemical thermal treatment of copper slag particles on the quality of hydroabrasive cutting // J. Mach. Manuf. Reliab. - 2023. - V. 52. - P. 679-686. - https://doi. org/10.1134/S1052618823070075
8. Boulos M.I., Fauchais P., Pfender E. Plasma Torches for Cutting, Welding and PTA Coating // Handbook of Thermal Plasmas. - Cham: Springer, 2023. - https://doi.org/10.1007/ 978-3-319-12183-3_47-2
9. Nandan Sharma D., Ram Kumar J. Optimization of dross formation rate in plasma arc cutting process by response surface method // Mater. Today. Proc. - 2020. -V.32. -P. 354-357. - https://doi.org/10.1016Zj.matpr.2020.01.605
10. Shchitsyn V.Yu., Yazovskikh V.M. Effect of polarity on the heat input into the nozzle of a plasma torch // Welding Int. -2002. - V. 16(6). - P. 485-487. - https://doi.org/10.1080/ 09507110209549563
11. Ilii S.M., Coteata M. Plasma arc cutting cost // Int. J. Mater. Form. - 2009. - V. 2. - P. 689-692. - https://doi.org/10. 1007/s12289-009-0588-4
12. Gostimirovic M., Rodic D., Sekulic M., Aleksic A. An experimental analysis of cutting quality in plasma arc machining // Adv. Technol. Mater. - 2020. - V. 45(1). - P. 1-8. - https:// doi.org/10.24867/ATM-2020-1-001
13. Grinenko A.V., Knyazhev E.O., Chumaevskii A.V., Nikolae-va A.V., Panfilov A.O., Cheremnov A.M., Zhukov L.L., Gusa-
rova A.V., Sokolov P.S., Gurianov D.A., Rubtsov V.E., Kolu-baev E.A. Structural features and morphology of surface layers of AA2024 and AA5056 aluminum alloys during plasma cutting // Russ. Phys. J. - 2023. - V. 66. - P. 925-933. -https://doi.org/10.1007/s11182-023-03025-9
14. Чумаевский А.В., Николаева А.В., Гриненко А.В., Панфилов А.О., Княжев Е.О., Черемнов А.М., Утяганова В.Р., Белобородов В.А., Соколов П.С., Гурьянов Д.А., Колубаев Е.А. Особенности формирования структуры поверхностных слоев при плазменной резке алюминиевых и титановых сплавов // Физ. мезомех. - 2023. - Т. 26. - № 5. -С. 5-16. - https://doi.org/10.55652/1683-805X_2023_26_ 5_5
15. Rubtsov V.E., Panfilov A.O., Knyazhev E.O., Nikolaeva A.V., Cheremnov A.M., Gusarova A.V., Beloborodov V.A., Chumaevskii A.V., Ivanov A.N. Development of plasma cutting technique for C1220 copper, AA2024 aluminum alloy, and Ti-1.5Al-1.0Mn titanium alloy using a plasma torch with reverse polarity // Obrab. Met. Tekhnol. Oborud. Instrument. (Met. Working Mater. Sci.). - 2022. - V. 24. - No. 4. -P. 33-52. - https://doi.org/10.17212/1994-6309-2022-24.4-33-52
16. Rubtsov V.E., Panfilov A.O., Knyazhev E.O., Nikolaeva A.V., Cheremnov A.M., Gusarova A.V., Beloborodov V.A., Chumaevskii A.V., Grinenko A.V., KolubaevE.A. Influence of high-energy impact during plasma cutting on structure and properties of surface layers of aluminum and titanium alloys // Obrab. Met. Tekhnol. Oborud. Instrument. (Met. Working Mater. Sci.). - 2023. - V. 25. - No. 4. - P. 216-231. -https://doi.org/10.17212/1994-6309-2023-25.4-216-231
17. Matushkina I., Anakhov S., Pyckin Yu. Design of a new gas-dynamic stabilization system for a metal-cutting plasma torch // J. Phys. Conf. Ser. - 2021. - V. 2094. - Article 042075. -https://doi.org/10.1088/1742-6596/2094/4/042075
18. Gariboldi E., Previtali B. High tolerance plasma arc cutting of commercially pure titanium // J. Mater. Process. Tech-nol. - 2005. - V. 160. - No. 1. - P. 77-89. - https://doi.org/ 10.1016/j.jmatprotec.2004.04.366
Поступила в редакцию 31.05.2024 г., после доработки 11.06.2024 г., принята к публикации 17.06.2024 г.
Сведения об авторах
Сидоров Евгений Алексеевич, асп., инж. ИФПМ СО РАН, eas@ispms.ru Гриненко Артем Васильевич, ген. дир. ООО «ИТС-Сибирь», giga2011@yandex.ru Чумаевский Андрей Валерьевич, д.т.н., внс ИФПМ СО РАН, tch7av@gmail.com Рубцов Валерий Евгеньевич, к.ф.-м.н., зав. лаб. ИФПМ СО РАН, rvy@ispms.ru Николаева Александра Владимировна, мнс ИФПМ СО РАН, philip371g@gmail.com Панфилов Александр Олегович, мнс ИФПМ СО РАН, panf-o@mail.ru Княжев Евгений Олегович, мнс ИФПМ СО РАН, zhenya4825@gmail.com Черемнов Андрей Максимович, мнс ИФПМ СО РАН, www.acheremnov@gmail.com Утяганова Вероника Рифовна, к.т.н., нс ИФПМ СО РАН, veronika_ru@ispms.ru Осипович Ксения Сергеевна, к.ф.-м.н., нс ИФПМ СО РАН, osipovich_k@ispms.ru Гурьянов Денис Андреевич, к.т.н., мнс ИФПМ СО РАН, desa-93@mail.ru Колубаев Евгений Александрович, д.т.н., проф. РАН, дир. ИФПМ СО РАН, eak@ispms.ru
