eng
Содержание
Cодержание
Вступление 7
Раздел 1. Базовые аспекты лазерного резания металлов 9
Аннотация к разделу 9
Введение 10
1.1.
Базовые факторы процесса лазерного резания металлов 11
Поглощение лазерного излучения металлами 12
Влияние гауссового распределения интенсивности излучения
по dl на процесс резания 14
Усредненная величина плотности мощности на dl — показатель
того, как развивается процесс резания 16
1.2.
Модель лазерного резания 17
Формирование поверхности фронта реза 17
Математическая модель лазерного резания 22
1.3.
Возможности удаления жидкой фазы потоком ассистирующего газа 25
Потери давления ассистирующего газа в зазоре между соплом
и поверхностью металла 26
Зависимость массы прошедшего через рез потока
ассистирующего газа от структуры ударной волны 30
Математическое моделирование профиля статического
давления в зазоре между соплом и поверхностью
обрабатываемой детали, а также в зоне обработки 35
Экспериментальное моделирование сверхзвукой струи
на фронте реза 46
1.4.
Базовые закономерности процесса лазерного резания металлов 54
Какой должна быть скорость резания 54
Как образуются ребра на боковой поверхности реза 61
Оптимизация ширины реза и способа локализации излучения 70
Какой должна быть оптимальная ширина фронта реза 72
Оптимизация способа локализации излучения 73
В каком месте каустики надо устанавливать поверхность детали 75
Улучшение оптимизации условий резания подбором
сочетания фокусных расстояний коллиматорной линзы лазера
и фокусирующего объектива 79
Приближение локализации излучения к оптимальному уровню 83
Механизмы образования термодеформаций 92
Экспериментальные данные о возникающих при резании
пластичных деформациях, анализ условий их образования 101
Выводы 106
1.6.
Скоростное резание металлов толщиной 0,1–0,5 мм 107
Расчет скорости резания 107
Резание нержавеющий стали толщиной 0,5 мм и ковара
толщиной 0,14 мм 109
Литература 112
Раздел 2. Резание металлов в среде воздуха или нейтральных газов
волоконным лазером мощностью 1–2 кВт 113
Аннотация к разделу 113
2.1.
Вводная часть 115
Негативное влияние присадок в металлах 115
Влияние состояния поверхности 117
Влияние конструкции и расположения сопла
над поверхностью металла 118
Фокусирующий объектив и локализация излучения
на поверхность металла 120
Врезание 123
Алгоритм резания участков разгона, торможения и углов
контура реза 128
Расчет параметров излучения для резания участков разгона
и торможения 131
Расчет параметров излучения по первому варианту 131
Режимы резания по второму варианту 134
Режимы резания углов 136
2.3.
Режимы резания конструкционной стали в среде сжатого
воздуха непрерывным излучением волоконных лазеров 138
Условия проведения и результаты резания, проводимого
лазерами различной мощности 138
Возможности уменьшения высоты грата при резании
конструкционной стали толщиной 1–3 мм 147
Резание конструкционной стали толщиной 2 мм 151
Условия уменьшения высоты грата при резании
конструкционной стали толщиной 2 мм 151
Условия уменьшения высоты грата при резании
конструкционной стали толщиной 3 мм 155
2.4.
Условия и результаты резания нержавеющих сталей 156
Особенности резания нержавеющих сталей 157
Зависимость скорости резания и чистоты боковой поверхности
реза от содержания присадок (железо, хром, углерод, марганец,
кремний и никель) 158
Исследование возможностей минимизации высоты грата при
резании нержавеющей стали толщиной 1–5 мм 165
Иные условия минимизации высоты грата при резании в среде
сжатого воздуха нержавеющей стали с содержанием хрома 12 %
толщиной от 1 мм и более 177
Иные условия минимизации высоты грата при резании
нержавеющей стали с содержанием хрома 18 % толщиной до 5 мм 179
Резание нержавеющей стали толщиной до 10 мм излучением
лазера мощностью 2 кВт 181
2.5.
Условия и результаты резания сплавов алюминия 186
Особенности резания сплавов алюминия 186
Влияние ассистирующего газа 189
Влияние конструкции и проходного диаметра сопла 194
Экспериментальное подтверждение преимуществ установки
поверхности обрабатываемого металла ниже перетяжки каустики 198
Сравнение результатов резания сплавов алюминия толщиной
до 5 мм, полученных использованием волоконных лазеров
мощностью 1 кВт и 2 кВт 202
Резание алюминиевых сплавов излучением мощностью 2 кВт
при постановке поверхности металла в плоскость каустики,
расположенную выше ее перетяжки на расстоянии f = −1 мм 208
Резание алюминиевых сплавов толщиной до 10 мм излучением
мощностью 2 кВт 209
Условия резания сплава алюминия AlMg3 толщиной от 5 мм
и до 10 мм с минимизированной высотой грата 213
2.6.
Условия и результаты резания меди и латуни 217
Особенности резания меди 217
Резание латуни лазером мощностью 1 кВт 219
Условия резания латуни лазера мощностью 2 кВт и его результаты 221
2.7.
Особенности резания специальной стали и константана лазером
мощностью 2 кВт 227
Резание специальной стали 227
Резание константана 229
2.8.
Резание в режиме in fl y — метод повышения скорости этого
процесса 232
Резание трансформаторной стали толщиной 0,15 мм 232
Предельная глубина резания в режиме in fl y и особенность его
проведения 237
2.9.
Резание металлов импульсным излучением волоконного лазера 243
Резание деталей из трансформаторной стали толщиной 0,28 мм 243
Резание деталей из латуни толщиной 0,5–2 мм 248
Выбор длительности и частоты импульсов 250
Расчет перекрытия соседних световых пятен 251
Литература 253
Раздел 3. Лазерное резание конструкционной стали в среде кислорода 254
Аннотация к разделу 254
Введение 255
3.1.
Преимущества, базовые понятия резания в среде кислорода и его
основная проблема 256
3.2.
Возможно ли лазерно-кислородное резание без образования
ребер на боковой поверхности реза? 268
Эксперименты и их результаты 268
Аналитическая часть 271
3.3.
Резание конструкционной стали в среде кислорода излучением
волоконного лазера мощностью 1 кВт 277
Образование поперечной формы фронта реза 278
Образование ребер на боковой поверхности реза 282
Результаты резания с повышением расхода кислорода 285
Условия проведения резания улучшенного качества 295
3.4.
Резание конструкционной стали в среде кислорода излучением
волоконного лазера мощностью 1,5 кВт 300
3.5.
Резание конструкционной стали в среде кислорода излучением
волоконного лазера мощностью 2 кВт 308
3.6.
Повышение скорости и улучшение качества резания
конструкционной стали, проводимого излучением волоконного
лазера мощностью 1 кВт в среде кислорода с чистотой 99,97 % 312
3.7.
Влияние термодеформаций на результаты кислородно-лазерного
резания 320
3.8.
Влияние аккумуляции тепла на контуре реза на качество его
боковой поверхности 327
3.9.
Понижение аккумуляции тепла на контуре резания 332
3.10.
Исследование возможности резания конструкционной стали
толщиной до 16 мм 337
Увеличение глубины качественного резания до 16 мм 340
3.11.
Влияние остаточных напряжений в конструкционной стали
на процесс резания 344
3.12.
Влияние колебаний фокусирующего объектива вдоль
направления резания на его результаты 347
Литература 351
Вступление
В начале 2013 г. была опубликована книга «Практика прецизионной лазерной обработки», написанная сотрудниками НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ» Е. Д. Вакс, М. Н. Миленьким и Л. Г. Сапрыкиным. В ней рассмотрен широкий спектр применения различных лазеров для сверления и резания металлов, полупроводниковых и диэлектрических материалов.
В российской промышленности в течение последних нескольких лет наибольшее распространение приобрело резание различных металлов с использованием мощных волоконных лазеров. И это направление, несомненно, может расширяться и далее. Но для того чтобы это произошло, было необходимо совершенствовать понимание физических процессов, протекающих при лазерном резании, и на этой основе разработать методы улучшения его качественных показателей и производительности.
Значительная часть настоящей книги посвящена описанию того, что удалось сделать в данном направлении в период 2012–2014 гг. в НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ». Кроме того, в ней приведены и проанализированы заимствованные из зарубежных источников дополнительные теоретические и экспериментальные исследования, посвященные данной тематике.
Изложение разделов 2 и 3 данной книги построено таким образом, чтобы продемонстрировать, как с расширением понимания физических процессов
оптимизировались условия проведения резания, позволяющие реализовать повышенную производительность и улучшенные качественные показатели этого процесса.
Сведения об авторах
Кандидат технических наук Е. Д. Вакс работает в области лазерной технологии с 1963 г. В тот период он проводил экспериментальные исследования и разрабатывал теоретические аспекты теории лазерного сверления и резания материалов, используемых в промышленности. Под его руководством впервые в СССР были разработаны и внедрены в производство технология и автоматизированные лазерные установки для сверления отверстий в часовых рубиновых камнях, технология и лазерные станки с программным управлением для резания изделий из керамик и фрезерования волок из природного и искусственного алмазов. В последние годы Е. Д. Вакс продолжает разработку технологии резания металлов излучением мощных волоконных лазеров в лаборатории НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ».
Один из создателей отечественной элементной базы квантовой электроники, кандидат технических наук Л. Г. Сапрыкин работает в этой области с 1970 г.
С конца 80-х и в 90-х годах он был руководителем лазерного направления НИИ «Зенит». В настоящее время является генеральным директором НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ».
М. Н. Миленький пришел в лазерную индустрию в начале 80-х годов после окончания факультета физической и квантовой электроники МФТИ. В 90-х годах он руководил лабораторией лазерных лидарных систем НИИ «Зенит». В данное время является техническим директором НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ».
В конце 90-х годов Л. Г. Сапрыкин и М. Н. Миленький организовали и возглавили научно-производственный центр «Лазеры и аппаратура ТМ». В настоящее время НПЦ из малого предприятия, выполнявшего разовые заказы, вырос по объему выполняемых НОКР с разнообразными тематическими направлениям, номенклатуре и объему производства в общепризнанного лидера среди российских производителей лазерного технологического оборудования.
Выпускник МВТУ А. В. Толокнов работает в НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ» с 2004 г. В настоящее время он является руководителем лаборатории ЗАО НИИ ЭСТО, занимающейся разработкой технологии процессов лазерного резания и сварки различных материалов излучением мощных волоконных лазеров, а также внедрением соответствующих технологических установок на промышленных производствах.
Ведущий инженер И. Ф. Лебёдкин работает в технологической лаборатории НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ» с 2012 г. В настоящее время является ведущим инженером ЗАО НИИ ЭСТО и участвует в создании технологии резания металлов излучением мощных волоконных лазеров, в разработке математического обеспечения для используемых в этом процессе лазерных установок, а также в их внедрении на промышленных производствах.
РАЗДЕЛ 1
Базовые аспекты лазерного резания металлов
Аннотация к разделу
Примерно в половине текста этого раздела приведены новые, необходимые для практики данные. Среди них ряд новых закономерностей резания и сопровождающих его процессов. Остальной тест повторяет тот, который приведен в книге «Практика лазерной прецизионной обработки», опубликованной в 2013 г. С учетом замечаний к нему он отредактирован и в него введен ряд поясняющих дополнений. Тем улучшено его изложение и облегчено понимание.
Новыми данными являются:
зависимость коэффициента отражения алюминия — и стали от температуры
нагрева этих металлов. Без ее учета невозможно объяснить причину различия некоторых результатов резания этих металлов;
— уточненный расчет эффективной величины давления ассистирующего газа
на поверхности фронта реза. Показано, что для улучшенного удаления его потоком жидкой фазы с поверхности фронта давление подаваемых в сопло сжатого воздуха или нейтральных газов необходимо повысить до 16 атм или даже более;
— формула для расчета усилия удаления жидкой фазы с поверхности фронта
ассистирующим газом, из которой следует, что оно пропорционально квадрату скорости его потока;
— расширенное и подробно проанализированное рассмотрение 4 моделей прохождения сверхзвукового потока ассистирующего газа по фронту реза.
Показано, как изменяется давление потока по глубине реза и какая из составляющих его скорости производит удаление жидкой фазы с поверхности фронта реза.
Важными для практики результатами, выясненными при этом рассмотрении, являются также следующие факторы:
а. Особенности формирования профиля и величины статического давления в сверхзвуковой струе ассистирующего газа в зазоре между соплом и поверхностью металла, определяющее прохождение его потока по поверхности фронта реза. Рассмотрено, как это влияет на качество обработки.
б. Увеличение в 4 раза давления в зазоре между соплом и поверхностью металла по сравнению с давлением газа в сопле. Из-за этого могут возникнуть вибрации обрабатываемой детали и оптической системы лазерной установки, ухудшающие показатели резания.
в. Для улучшения показателей резания необходимо подбирать величину зазора между соплом и поверхностью металла в зависимости от его толщины и от условий проведения резания. С ростом толщины и давления ассистирующего газа зазор должен увеличиваться.
Киносъемка процесса удаления жидкой фазы на выходе — реза и ее анализ, подтвердивший, что на скорости резания, близкой к максимально возможной, количество образованной на фронте жидкой фазы становится минимальным;
— объяснение того, почему максимально возможная скорость резания не должна превышать скорость удаления жидкой фазы с поверхности фронта реза;
— объяснение причин того, почему, несмотря на некоторое увеличение количества образуемой на фронте жидкой фазы, скорость резания должна быть
несколько меньше, чем максимально возможная;
— введение понятия оптимизированной ширины реза. Объяснено, почему при
оптимизированной ширине реза улучшаются показатели резания;
— рассмотрение и анализ влияния на результаты резания термодеформаций,
развивающихся в металле, расположенном вокруг фронта реза. Приведены и проанализированы конкретные примеры влияния термодеформаций
на результаты резания;
— новый расчет скорости резания металлов толщиной 0,1–0,5 мм, предотвращающей образование грата на его выходе.
Вышеизложенное относится к резанию металлов, проводимому в среде сжатого воздуха или нейтральных газов. (Процесс кислородно-лазерного резания конструкционной стали рассмотрен в разделе 3.) О том, какие при этом требования предъявляются к качественным и точностным результатам, рассказано во введении к разделу.
Введение
Оно предназначено для того, чтобы вкратце представить ту проблематику, которая рассматривается в данном разделе. Таковой является возможность резания различных металлов необходимой предприятиям толщины в среде сжатого воздуха или нейтральных газов и те требования, которые предъявляются к его результатам.
— Накопленная НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ» статистика показывает, что резание металлов толщиной 1–10 мм с удовлетворительной чистотой боковой поверхности реза является наиболее востребованным отечественной промышленностью. Удовлетворительная чистота означает ограничение как высоты выступа над боковой поверхностью образующихся на ней ребер и наличия на ней застывшей жидкой фазы, так и глубины зоны термического влияния в ряде применений. Ограничивается также высота грата, образованного на выходе реза из застывшей жидкой фазы. Многие отечественные предприятия, использующие лазерное резание или намеревающиеся это делать, вообще не приемлют его наличия. В целях экономии металла ограничивается и ширина реза. Она не должна превышать 0,5 мм.
В большинстве применений лазерного резания различных металлов, проводимого в среде сжатого воздуха или нейтрального газа, удовлетворительные результаты по его предельной глубине реализуются с использованием волоконных лазеров мощностью 2 кВт. При этом предельная глубина равна: для конструкционной стали — 3 мм, сплавов алюминия — 10 мм, а для нержавеющей стали — до 10 мм. Качественные показатели такого резания таковы, что его допустимо оценить приемлемым для производств. В подразделе 3 показано, что
для реализации качественного резания конструкционной стали толщиной более 3 мм его надо проводить в среде кислорода.
Указанная мощность лазера является необходимым, но недостаточным условием обеспечения качественного резания. Достаточным оно становится при оптимизации ряда факторов, влияющих на его проведение. Что надо оптимизировать, каким образом это делается и к каким результатам приводит, рассмотрено в тексте настоящего раздела.
— Резание металлов толщиной от 0,1 и до 0,5 мм. Исходя из предъявляемых
к нему требований его следует считать прецизионным. Такая оценка вытекает
из необходимости минимизации зоны теплового влияния на боковой поверхности реза, полного отсутствия грата на его входе и выходе. К этому добавляются жесткие допуски как на размеры вырезаемого контура, так и на размеры и координаты размещения на поверхности изготавливаемой детали различных по форме вырезов. Для проведения этого резания используются волоконные лазеры, работающие в непрерывном или импульсном режиме.
1.1. Базовые факторы процесса лазерного резания металлов
В этой части приведены три базовых фактора, без учета которых невозможно
разобраться в процессах, развивающихся при лазерном резании. Таковыми
являются: поглощение металлами лазерного излучения, гауссово распределение интенсивности излучения на световом пятне его локализации и усредненная плотность мощности на нем.
Поглощение лазерного излучения металлами
Прежде чем перейти к рассмотрению того, какие процессы развиваются при лазерной обработке металлов и чем определяются ее показатели, следует напомнить о том, как происходит взаимодействие лазерного излучения с ними.
Задолго до появления лазеров было известно, что свет в металлах поглощается свободными электронами, концентрация которых равна N = 1028 м–3.
После поглощения через время, равное порядка 10–11–10–12 сек., электроны отдают энергию кристаллической решетке. Такое взаимодействие называется электроно-фононным. Фононы — акустические волны, которые и передают энергию электронов решетке. За счет этого происходит нагрев металла.
Поглощение излучения в металле по глубине описывается соотношением
см. уравнение в книге (закон Бугера), (1.1)
где Rref — коэффициент отражения, α — коэффициент поглощения.
Величина А = 1 – Rref показывает поглощательную способность металлов, являющуюся одним из важнейших для практики лазерной обработки параметром.
Глубина проникновения излучения, называемая иначе скин-слоем, зависит
от α, и ее величина равна порядка 10–2 мкм. Электрону, получившему избыток тепловой энергии от поглощения кванта света, часто недостаточно одного
столкновения для передачи избыточной энергии. Поэтому процесс релаксации
энергии может быть многостадийным и, следовательно, носить диффузионный
характер. В результате перераспределение энергии происходит не в скин-слое,
а в слое, глубина которого равна lα = 10–1 мкм. Материал этого слоя нагревается, а затем теплопроводностью тепло передается вглубь металла.
После того как металл на некоторой глубине нагреется до температуры испарения, начинается его удаление. В него входит и вытеснение образовавшейся
под lα жидкой фазы. Происходит оно под воздействием избыточного давления
испарения. Суммарный съем от испарения и вытеснения жидкой фазы, называемый абляцией, формирует канал обрабатываемого отверстия или поверхность
фронта реза [1].
Для объяснения изложенных в следующем разделе результатов лазерного
резания и для практики его использования в металлообработке следует привести следующую информацию. Высокий коэффициент отражения меди на длине
волны α = 1,06 мкм, как известно из сообщений зарубежных и отечественных
фирм, производящих волоконные лазеры, делает опасным резание этого металла с их использованием. Дело в том, что отраженное излучение способно
повредить лазер. Вот почему во многих опубликованных источниках отсутствуют данные по резанию меди такими лазерами. Однако график, показанный на рис. 1.1, демонстрирует, каким образом резание меди может проводиться
с использованием волоконного лазера, генерирующего излучение λ = 1,06 мкм,
без опасения его разрушения [2].
Возможность резания меди основывается на том, что при ее нагревании
до температуры плавления коэффициент поглощения на α = 1,06 мкм увеличивается примерно до α = 0,8. Отсюда следует, что если предварительно каким-то
образом нагреть этот металл до такой температуры плавления, то далее станет
возможным его резание излучением волоконного лазера.
Произойдет это потому, что затем температура плавления на фронте реза
будет сохраняться уже автоматически. То, каким простым способом можно осуществить предварительный нагрев меди до температуры плавления, и почему
она после этого поддерживается автоматически, объяснено и подтверждено результатами резания этого металла, приведенными в разделе 2.
Зависимость коэффициента отражения от температуры имеет место не только у меди, но и алюминия и железа. Эта зависимость показана на рис. 1.2 [3].
Приведенные на нем графические данные подтверждаются примерами резания
нержавеющий стали и сплавов алюминия, рассмотренными в разделе 2.
Влияние гауссового распределения интенсивности
излучения по dl на процесс резания
Качественное представление гауссового распределения на световом пятне диаметром dl, на которое фокусируется излучение на поверхности металла, показано в разделе 2 на рис. 2.16. Представить его в численном виде невозможно изза отсутствия необходимых для того измерительных средств. Поэтому его роль в процессе резания рассматривается ниже по настоящему тексту на основании известных физических закономерностей и экспериментальных данных.
Поскольку излучение проходит по фронту реза за счет отражений от его боковой поверхности, то гауссов характер распределения интенсивности сохраня-
ется до глубины фронта, на которой образуется дросселирующий канал. (Фото
этого канала см. на рис. 3.7.) При этом излучение из центральной его зоны,
в которой его интенсивность максимальна, проходит по фронту с меньшим количеством отражений, то есть с меньшими потерями, возникающими из-за поглощений на каждом из них.
Его воздействие образует наибольшую абляцию по сравнению с той, которая
развивается на поверхности фронта реза от воздействия излучения с меньшей
интенсивностью, поступающего на него из зоны, находящейся за центральной.
Причина — скорость испарения и избыточное давление паров, удаляющих жидкую фазу, пропорциональны интенсивности излучения. Вот почему гауссово
распределение является определяющим фактором того, что поперечная форма
фронта реза с самого начала его формирования становится конусной.
С учетом данной особенности становится понятной его определяющая роль
в формировании на некоторой глубине от входа в рез дросселирующего канала.
От его наличия зависят предельная глубина резания, его скорость и качественные показатели. Причина — скопление перед ним и за ним жидкой фазы, из-за чего в этих местах увеличиваются потери излучения и давления ассистирующего газа.
От гауссового распределения зависит глубина распространения теплового
поля под боковой поверхностью фронта. Причина — периферийная часть гауссового распределения с интенсивностью, меньшей порога плавления металла, производит дополнительный нагрев этой поверхности. За счет этого увеличивается глубина образовавшегося на ней слоя жидкой фазы. А на некотором
расстоянии вглубь от нее уровень нагрева металла достигает температуры,
превышающей предел его текучести. Металл, нагретый в верхней зоне фронта
до такой температуры, удаляется избыточным давлением испарения и давлением ассистирующего газа, что расширяет ее.
Суммарные потери давления испарения и ассистирующего газа быстро возрастают по глубине. Поэтому несколько ниже верхней зоны снижается эффективность удаления образовавшейся здесь жидкой фазы, что приводит к ее накоплению еще до дросселирующего канала. Замедленное ее прохождение через этот канал увеличивает накопление. В результате здесь экранирование излучения может возрасти до того, что резание на некоторое время может прекратиться [1].
Гауссово распределение определяющим образом влияет на ширину и чистоту поверхности зоны фронта реза, расположенную за дросселирующим каналом.
Причина — в ней из-за потерь излучения в абляции превалирует жидкая фаза.
Из-за уменьшенного в этой зоне суммарного давления испарения и ассистирующего газа ее удаление становится менее эффективным. Этим определятся
влияние гауссова распределения на ширину реза в этом месте и на чистоту его
боковой поверхности реза. В зависимости от иных условий проведения резания
его ширина на выходе может или увеличиться, или уменьшиться. Чистота его
боковой поверхности в этом месте ухудшается. На выходе реза образуется высокий грат.
Усредненная величина плотности мощности на dl —
показатель того, как развивается процесс резания
Величина усредненной плотности мощности (W) является таким численным
показателем, с помощью которого возможно во многом понять, что происходит на фронте реза и объяснить его результаты. Ее величина на dl вычисляется
из соотношения W = P/S, где P — мощность излучения, S — площадь, на которую оно фокусируется.
Значимость величины W на dl состоит в том, что она позволяет оценить,
каким будет состав абляции, развивающейся на фронте реза. А именно превалирует ли в ней испаренная или жидкая фаза. Количеством расплава и эффективностью его удаления определяется скорость резания. От состава абляции
зависит и предельная глубина резания. Эти зависимости возникают из-за экранирования излучения на жидкой фазе и из-за того, что она препятствует прохождению потока ассистирующего газа. В сумме эти потери ухудшают скорость
и качественные показатели резания.
На образование и накопление расплава на фронте реза влияют его поперечная форма фронта реза и ее размеры. Чем больше величина W, тем цилиндрич-
нее она становится и тем эффективнее удаляется с его поверхности жидкая
фаза. С увеличением W в составе абляции уменьшается количество жидкой
фазы. Происходит так потому, что ее удаление улучшается повышенным давлением избыточного испарения.
С увеличением W глубина резания возрастает еще и потому, что формирующийся на фронте реза у всех металлов толщиной более 2 мм дросселирующий
канал образуется на большей высоте от входа в рез [1]. Притом его минимальный диаметр увеличивается, а длина укорачивается. Результат — улучшается
чистота боковой поверхности реза и уменьшается высота грата на его выходе.
Происходит это из-за того, что в зоне канала и за ним скапливается меньшее
количество расплава, поскольку он легче удаляется через его дросселирующий
проток с увеличенным диаметром и укороченной длиной.
То, с какой максимальной величиной W может производиться резание
металлов волоконным лазером, демонстрирует следующий пример. Отечественными предприятиями используются лазеры мощностью не более 3 кВт.
При применении наиболее мощного из них, излучение которого фокусируется
обычно на световое пятно с диаметром, равным dl = 200–250 мкм, усредненная
величина плотности мощности не превышает W = (6–9) 106 вт/см2. Это не бо-
лее чем в 3–4 раза превышает порог испарения таких металлов, как конструкционная сталь, нержавеющая сталь и сплавы алюминия.
Далее для осознания возможностей лазерного резания по его предельной
глубине, по скорости этого процесса и по его качеству следует еще раз выделить
то, что плотность мощности быстро уменьшается по глубине фронта. Данное
уменьшение приводит к снижению скорости резания, увеличивающемуся с ростом толщины обрабатываемого металла, ухудшению чистоты боковой поверхности реза и росту высоты грат на его выходе.
Тем же ограничивается предельная толщина резания. В этом плане требует
объяснения результат резания, полученный при следующих условиях. При использовании для его проведения лазера мощностью 1 кВт, излучение которого
фокусируется в световое пятно, равное dl = 250 мкм, величина W уменьшилась
почти до порога испарения. Тем не менее при этом в среде сжатого воздуха возможно резание конструкционной стали толщиной до 5 мм. Хотя и с неудовлетворительными качественными показателями, но все-таки оно возможно.
Определяется это тем, что реальное распределение интенсивности излучения
по dl является гауссовым. Повышенная его интенсивность в центральной зоне
является тем фактором, который позволил проводить резание конструкционной стали толщиной 5 мм.
1.2. Модель лазерного резания
Предваряя рассмотрение этой модели, следует отдельно обратиться к тому, как
в реальности формируется продольная поверхность фронта реза. Это позволяет
не только понять, сколь сложно в математической модели учесть все особенности этого процесса, но и дополнить их. Тем не менее даже в упрощенном ее виде
она позволила установить качественную зависимость скорости абляции от физических констант металлов, а значит, и скорости их резания. Позволяет она
также показать, как скорость абляции определят толщину слоя жидкой фазы,
образующейся на поверхности фронта реза. Все это необходимо для понимания
того, каким образом можно улучшить показатели резания.
Формирование поверхности фронта реза
Схематическое представление формирования продольной поверхности фронта показано на рис. 1.3 и 1.4 а, б. Данный процесс рассматривается для случая
проведения резания с использованием импульсного излучения. В принципе он
не отличается от того, который проводится непрерывным излучением. Опре-
деляется это тем, что, как показано в подразделе 1.4, абляция и в этом случае
также происходит периодически с конкретной частотой. Периодичность раз-
вивается при том, что сквозное резание поддерживается подбором его скорости.
Чем она вызвана, объяснено в этом же подразделе. К тому следует добавить, что
как и при резании, проводимом импульсным излучением, развитие абляции
коррелируется с перемещением dl на новую позицию, отстоящую от предыду-
щей на расстояние, равное ∆ dl.
На рис. 1.3 и 1.4 а, б показано, что резание на глубину h производится после-
довательным перемещением детали относительно dl (или, наоборот, dl по дета-
ли) от импульса к импульсу. В зависимости от частоты следования импульсов
скорость перемещения детали устанавливается таким образом, чтобы обеспе-
чить выбранное перекрытие последовательных световых пятен. Или, что явля-
ется тем же самым, соответствующую ему величину шага ∆dl. Забегая несколько
вперед, следует отметить, что при резании непрерывным излучением, проводи-
мом на определенной скорости, величина ∆dl, равная примерно 0,5dl, устанав-
ливается программно.
На рис. 1.3 зафиксирована продольная форма фронта реза в момент пре-
кращения действия излучения. Таковой она получается в любом материале при
условии, что ∆dl < dl. На данном «стоп-кадре» она соответствует такой энергии
и длительности импульса, при которых образование сквозного фронта проис-
ходит от действия излучения четырех последовательных импульсов.
Аналогичная форма фронта реза образуется в любом материале, поскольку
при выполнении ∆dl<dl прирост глубины ∆hn производится суммарным воздей-
ствием излучением n импульсов. Происходит это как прямым поступлением
части излучения последнего импульса в придонную зону вновь формируемой
им поверхности фронта, так и за счет его отражения от нее в направлении при-
донных зон нескольких до того изготовленных фронтов.
Чем меньше величина ∆dl, тем излучение большего числа импульсов, произ-
водящих абляцию из объема последующего фронта реза шириной ∆Sd, отмечен-
ной на рис. 1.4 а штриховкой, участвует в углублении предшествующих фронтов
и зоны термического влияния на их боковых поверхностях. Их число зависит
от объема материала, удаляемого из объема шириной ∆Sd и глубиной h, и плот-
ности мощности на ∆Sd. Поэтому в связи с выбранной энергией и длительно-
стью импульсов значение n может находиться в пределах от 1 и до ni.
Ориентиром для определения числа импульсов ni и их параметров, обра-
зующих сквозной рез, является то их число nop, энергия и длительность, кото-
рых необходимы для сверления с максимальной скоростью отверстия глубиной
h и диаметром, равным примерно ширине реза. Если сквозной рез образуется
за существенно большее, чем nop, число последовательных импульсов, то следу-
ет повышать их энергию.
И все же при резании металлов, за исключением особо тонких, получается,
что ni > nop. Причины, определяющие возникновение данного неравенства, по-
могают понять рис. 1.4 а, б.
Абляция материала на фронте реза происходит как за счет испарения, по-
казанного рис. 1.4 а стрелкой Vev, так и удаления жидкой фазы, показанного
стрелкой Vm, с поверхности слоя расплава δm, образующегося на его поверхно-
сти Scut, избыточным давлением испарения. Величина избыточного давления
зависит от усредненной плотности мощности W на Scut. То, от чего зависит ве-
личина W на поверхности фронта, помогает понять объяснения к рис. 1.4 б.
На рис. 1.4 б над верхней поверхностью реза схематически показано гауссо-
во распределение интенсивности излучения на dl. Пунктирная кривая демон-
стрирует положение dl и распределение на нем предшествующего перемещения
детали на расстояние, равное ∆dl. Сплошная кривая — после перемещения.
Сплошная линия фронта реза соответствует положению dl до перемещения.
Пунктирная линия — после перемещения.
На поверхность фронта хотя и воздействует излучение с интенсивностью
выше порога испарения (Ith.ev), но распределяется оно на площадь боковой по-
верхности Scut, много большей площади dl. Потому W на Scut меньше, чем на по-
верхности dl. С увеличением глубины фронта реза только одно данное сниже-
ние W уменьшает абляцию на его поверхности.
Но величина W на Scut зависит и от потерь энергии излучения на отраже-
ниях от поверхности фронта, и от происходящих при этом поглощений на ней,
и от экранирования на жидкой фазе, возрастающих с увеличением h [1]. Допол-
нительные к ним потери возникают следующим образом. Поскольку ∆dl < dl, то
часть излучения (на кривой распределения она заштрихована) проходит через
рез насквозь, не производя абляции на его фронте. В зависимости от того, как
изменятся интенсивность излучения по его распределению на dl, эти потери
могут стать весьма ощутимыми, в особенности когда глубина реза h ≤ dl.
Суммарные потери определяют то, что глубина слоя расплава δm, образую-
щегося на Scut, неравномерна по h. Понятно, что на большей глубине фронта
она увеличивается из-за возрастающих потерь. Они же и является причиной
возникновения неравенства ni > nop. Вдобавок частичное поглощение излуче-
ния, происходящее при его отражении от поверхности фронта, поддерживает
во времени высокую температуру материала на Scut. Из-за теплоотвода от на-
ходящегося на Scut слоя жидкой фазы за ней увеличивается глубина теплового
поля с уровнем температуры, достаточным для изменения исходной структуры
материала.
Часть удаляемой с поверхности фронта жидкой фазы попадает на боко-
вую поверхность предшествующей зоны реза, поддерживая во времени ее на-
грев вплоть до температуры плавления. Из экспериментальных исследований
известно, что разлет жидкой фазы от фронта реза происходит, как показано
на рис. 1.4 а, во всех возможных направлениях: вверх, вбок и, если рез сквозной,
вниз.
В результате такой «поддержки» в этой части реза может развиться зона те-
плового влияния такой глубины, наличие которой, как отмечено в начале на-
стоящего раздела, неприемлемо в большинстве случаев применения лазерного
резания в технологиях изготовления тех изделий, в которых оно или наиболее
эффективно, или является зачастую единственно возможной.
Поскольку при равных условиях обработки избыточное давление испарения
на фронте реза понижено по сравнению с тем, которое возникает внутри про-
сверливаемого отверстия, то и эффективность удаления жидкой фазы с него
ниже. Та ее часть, которая удаляется вверх и вниз, образует на входе и в большей
степени на выходе реза грат. Если он закален, то удаляется последующей меха-
нической обработкой.
Чем меньше ΔSd (или, что является тем же самым, меньше Δdl), тем мень-
ше объем Uab материала, который удаляется с Scut. Но при этом, как несложно
видеть на рис. 1.4 б, возрастают потери энергии излучения, проходящего мимо
поверхности фронта, что снижает плотность мощности на ней. Избыточное
давление испарения уменьшается потому, что понижается эффективность уда-
ления жидкой фазы. При этом за поверхностью Scut увеличивается глубина зоны
теплового влияния. Чревато это тем, что здесь, а также на определенной длине
предшествующей части боковой поверхности реза образуются глубокие слои
расплава δm, под которыми образуется зона термонапряжений. Наличие рас-
плава искажает поперечную форму реза аналогично тому, как это происходит
в отверстии при повышении частоты следования импульсов [1]. Тому же, как
показано в подразделе 1.5, способствуют термодеформации.
Чем больше ∆Sd, тем больше объем Uab материала, который должен быть уда-
лен с поверхности фронта. С учетом гауссового распределения интенсивности
излучения на dl становится понятным, что при неизменной энергии импуль-
са скорость съема материала из объема Uab изменится. Для того чтобы понять,
произойдет ли это в сторону увеличения или уменьшения, необходимо знать
то, какая часть излучения из гауссового распределения интенсивности будет
производить абляцию на увеличенной поверхности ΔSd. Без этого невозможно
также разобраться в том, как изменится качество боковой поверхности реза. Не-
возможно также однозначно определить, увеличится или нет при этом глубина
дефектного слоя на боковой поверхности реза и понизится ли производитель-
ность резания.
Для того чтобы об этих показателях резания можно было бы сделать хотя
бы какие-то предположения, надо вдобавок учитывать следующие факторы.
Первый из них — количество образующейся жидкой фазы зависит от интенсив-
ности излучения в той части распределения по dl, которая попадает на увели-
ченное ∆Sd. Если она такова, что повысит избыточное давление испарения, то
повысится эффективность удаления жидкой фазы. Тогда толщина дефектного
слоя должна уменьшиться, а скорость резания — увеличиться. Но произойдет
ли так или нет, можно установить только экспериментально, поскольку невоз-
можно просчитать воздействия второго фактора.
Второй фактор — это потери на отражении, которые, как видно
на рис. 1.4 а, с увеличением ∆Sd становятся меньшими. (Меньшая часть от-
раженного излучения проходит в зону предыдущего положения фронта реза.)
Поскольку при этом на Scut повышается W, то на фронте реза толщина слоя δm
должна стать меньше. Но нельзя быть в этом полностью убежденным, так как
с увеличением ∆Sd ограничивается пространство, в которое удаляется жидкая
фаза. От этого могут возрасти потери на экранировании. Кроме того, на возрос-
шей поверхности фронта может остаться увеличенное ее количество, которое
тоже не поддается расчету.
Математическая модель лазерного резания
Вышеизложенное означает, что оптимизация процесса резания, то есть обе-
спечение удовлетворительной его скорости и высокого качества, — достаточ-
но сложная проблема. Дальнейшее изложение математического представле-
ния модели резания подтверждает такой вывод. Для ее упрощения, но не сути,
предполагается, что образование сквозного фронта реза глубиной h происходит
от действия излучения одного импульса.
В этом случае скорость лазерного резания Vс металла толщиной h опреде-
ляется следующим образом. При скорости абляции Vab, измеряемой обычно
в кубических микронах за единицу времени, из объема Uab фронтальной зоны
∆Sd его удаление по всей толщине h произойдет за время, равное ts = Uab/Vab.
Значит, последующее перемещение детали на величину ∆Sd должно произойти
не раньше, чем закончится ts. Хотя в реальности перемещение может быть и не-
прерывным, такое допущение не вносит сколь-либо значимой погрешности, по-
скольку за время действия одного импульса деталь передвинется на расстояние,
которое незначительно изменит величину Uab. Например, при длительности
импульса 400 мкс и типичной для этого случая скорости резания конструкци-
онной стали толщиной 1 мм, не превышающей 1 м/мин, деталь сместится менее
чем на 5 мкм.
Поскольку Vc = ∆dl ∕ ts, то связь между Vc и Vab определяется соотношением
Vc = ∆dl · Vab / Uab. (1.2)
При этом если на частоте следования импульсов Fi выполняется неравен-
ство 1/Fi ≤ ts, то на фронте резания съем материала из-за незначительно увели-
ченного объема Uab будет производиться не одним, а несколькими импульсами.
Но так как перемещение между ними мало, то допустимо в соотношении (1.2)
это увеличение не учитывать.
В разделе 2 показано, что при резании этой же стали непрерывным излу-
чением в зависимости от его мощности скорость этого процесса может быть
на порядок и выше. В этом случае в соотношении 1.2 следует учитывать соот-
ветствующее увеличение объема Uab.
Для качественного представления зависимости величины Vab от процессов
плавления и испарения, протекающих на фронте реза, можно использовать ма-
тематическую модель, разработанную специалистами Манчестерского универ-
ситета [4]. Качественным и упрощенным данное представление является уже
потому, что в этой модели не учитываются:
— гауссово распределение интенсивности излучения по dl;
— экранирование излучения на жидкой фазе;
— потери энергии при отражениях и поглощениях на поверхности фронта;
— соответствующее этим потерям изменение толщины слоя жидкой фазы
по глубине фронта реза и различие эффективности ее удаления на раз-
ных его глубинах.
Согласно этой модели уравнение съема материала из объема фронтальной
зоны записывается в виде
dms/dt = dmev/dt + dmm/dt, (1.3)
где ms — масса твердого материала, который будет удален из объема зоны фрон-
та реза ограниченного ∆Sd и h, mev — масса материала, испаряемого из этого
объема, mm — масса расплавленного материала, удаляемая из этого объема из-
быточным давлением испарения.
В этой модели принимается, что при установившемся режиме резания испа-
рение происходит с поверхности слоя расплава толщиной δm и высотой h со ско-
ростью Vev, а избыточное давление испарения удаляет жидкую фазу из объема
слоя δm со скоростью δm. Тогда уравнение 1.3 с некоторыми упрощениями рас-
чета объема слоя pm запишется в виде
Vab = pm Vev /p + 2pm δm Vm/p rl, (1.4)
где pm — плотность расплавленного материала, p — плотность твердого мате-
риала, rl — радиус светового пятна, на которое локализуется излучение.
Первое слагаемое правой части уравнения представляет составляющую
скорости резания, образуемую испарением расплава. Второе слагаемое — со-
ставляющую скорости резания, образуемую удаляемым расплавом. При этом
примерная величина δm определяется из соотношения
δm ≈ αT/Vab, (1.5)
где αT — коэффициент температуропроводности. После подстановки 1.5 в 1.4
и решения квадратного уравнения получается, что
Vab = 1/2{pm Vev /p + [(pm Vev /p)2 + 8 pm Km Vm/prl]½}, (1.6)
где Km — коэффициент теплопроводности расплава.
Скорость испарения зависит от температуры на поверхности расплава Tm
и определяется следующим соотношением:
Vev = c0 exp(–ϋ/Tm), (1.7)
где ϋ = (Ma Lev)/(Na Kb), Ma и Lev — соответственно атомная масса и скрытая
теплота испарения, Na — число Авогадро, Kb — постоянная Больцмана, c0 —
константа, величина которой примерно равна скорости звука в твердой фазе.
Из соотношений 1.5 и 1.6 видно, что толщина слоя жидкой фазы δm нахо-
дится примерно в обратно пропорциональной зависимости от скорости испа-
рения на поверхности δm. Но в соотношении 1.7 следовало бы учитывать и то,
что раcплав удаляется и избыточным давлением испарения. Но это давление,
как теперь понятно, существенно меньше того уровня, который реализуется
при сверлении одиночного отверстия с диаметром, равным ширине реза. По-
тому уже только по этой причине при резании зона теплового влияния окажет-
ся глубже, чем при сверлении. Подача в рез ассистирующего газа, давление ко-
торого внутри него дополняет давление испарения, как будет показано далее,
не обеспечивает существенного повышения эффективности эвакуации жидкой
фазы со всей поверхности фронта реза.
Математическое представление модели по крайней мере показывает, что
величину Vm невозможно рассчитать. Скорость удаления жидкой фазы может
быть определена только экспериментально, например с помощью скоростной
киносъемки. Но такая съемка позволит определить эту скорость только или
на входе, или выходе реза. То, какова она внутри реза, а там она меньше, чем
на входе, и больше, чем на выходе, остается при этом неизвестным. То есть ре-
зультаты киносъемки не внесут того, что позволило бы многое не учитывающей
модели стать все же пригодной для проведения численных расчетов. Не зная
эту скорость, а также и плотность расплава, невозможно рассчитать и величину
Vab.
В целом же рассмотренная модель является всего лишь введением в много-
гранную и сложную тематику лазерного резания. Ее особенности выявляются
только экспериментальными исследованиями, анализ которых позволяет пол-
нее понять закономерности процессов, протекающих в зоне резания. Только за-
тем будет возможно найти пути решения проблем, возникающих при проведе-
нии этого процесса на каждом металле.
В дальнейшем тексте настоящего раздела используются и анализируются
данные экспериментальных исследований процессов лазерного резания и со-
путствующих им. Целью при этом является определение условий его проведе-
ния, позволяющих достичь максимальной производительности и лучшего ка-
чества. Изложение данной проблематики целесообразно начать с рассмотрения
эффективности подачи на фронт реза ассистирующего газа.
1.3. Возможности удаления жидкой фазы потоком ассистирующего газа
Образующаяся на поверхности фронта жидкая фаза уменьшает производитель-
ность и глубину резания, ухудшает чистоту боковой поверхности реза и увели-
чивает глубину зоны теплового влияния под ней, приводит к образованию грата
на его выходе. В связи с этим во всех лазерных технологических установках в це-
ляхь удаления расплава на фронт реза через специальное сопло подается или
сжатый воздух под давлением Р0 = 8–16 атм, или инертный газ с максимальным
давлением, равным, согласно разным источникам, до Р0 ≈ 20–30 атм.
Усилие удаления жидкой фазы с элемента (единицы) площади, развиваемое
потоком ассистирующего газа, определяется соотношением
Pf = 0,5(cfpu2), (1.8)
Cf — коэффициент, характеризующий сопротивление потоку газа на боковых
поверхностях реза, являющийся функцией числа Рейнольдса, равного
R = (pub/μ), (1.9)
где p — плотность газа, u — скорость прошедшего в рез потока газа, b — харак-
терный размер ширины реза, μ — вязкость газа [5].
То есть скорость газового потока имеет определяющее значение для того, сколь
эффективно он будет способствовать удалению с нее жидкой фазы с боковой по-
верхности отверстия или реза. Отсюда понятно, сколь важно обеспечение мак-
симальной величины u. В связи с этим далее по тексту настоящего подраздела
рассматриваются результаты теоретических и экспериментальных исследова-
ний, посвященных данной тематике.
Потери давления ассистирующего газа в зазоре между соплом
и поверхностью металла
Понятно, что эти потери могут значимо уменьшить поток ассистирующего газа,
проходящий на поверхность фронта реза, и, следовательно, ухудшить его по-
казатели. Потому изначально следует рассмотреть, из-за чего они возникают
и каковы их величины. Сделать это помогают схемы распределения потоков ас-
систирующего газа вне сопла, приведенные на рис. 1.5 а, б.
Полное давление газового потока вдоль оси его истечения постоянно и рав-
но сумме статической и динамической составляющей. Динамической состав-
ляющей давления допустимо пренебречь. Возможным это становится потому,
что значимое влияние на прохождение ассистирующего газа по фронту, как по-
казано в следующих частях данного подраздела, оказывает ударная волна, об-
разующаяся в зазоре между соплом и поверхностью разрезаемого металла.
На выходе из сопла с проходным диаметром dn газ ускоряется до локальной
сверхзвуковой скорости. За соплом происходит адиабатическое расширение
газа, давление которого pc определяется из соотношения
pc = Р0 (2/γad + 1)γ(γ+1), (1.10)
где Р0 — давление газа внутри сопла, γad — показатель адиабаты, равный для
воздуха 1,4.
Оценка потерь давления при расширении газа вне сопла проводится с уче-
том площади части его потока, проходящего в рез шириной b, и площади другой
части его потока, истекающего в радиальном направлении, ограниченного ра-
бочей дистанцией Нn между соплом и резом [4]. Площадь проходящей в рез эф-
фективной части потока (Aeff ) показана на рис. 1.3 б заштрихованной областью.
Она ограничена размерами фронта и проекцией части окружности, диаметр
которой равен выходному диаметру сопла. Площадь цилиндрической поверх-
ности, через которую другая часть потока истекает в радиальном направлении,
равна
Arl = πdn Нn. (1.11)
Величина давления в эффективной части потока, определяемая из уравне-
ния непрерывности потока, равна
peff = pc Aeff /(Aeff + Arl) = f (Р0). (1.12)
Совместно соотношения 1.10 и 1.11 показывают, что для увеличения peff не-
обходимо уменьшать выходной диаметр сопла dn и его рабочую дистанцию Нn.
Однако хорошо известный из практики факт ограничивает возможность ис-
пользования и того и другого. Дело в том, что при dn < 1 мм и Нn < 1 мм выход-
ное отверстие сопла быстро засоряется продуктами, удаляемыми из зоны обра-
ботки. Скорость засорения зависит от глубины реза и теплофизических свойств
обрабатываемого материала.
Технически возможно многократно увеличить давление Р0 сжатого воздуха
или иного газа внутри сопла и за счет этого повысить peff . Но и здесь существует
ограничение физического происхождения. При Р0 > 0,3 МPа скорость потока
газа начинает превышать скорость звука. В этом случае от поверхности разре-
заемого материала отходит скачок уплотнения (отраженная ударная волна), ко-
торый ограничивает скорость газа внутри реза [6]. Поэтому, как считают авторы
цитируемого источника, не имеет смысла повышать давление внутри сопла бо-
лее чем 0,3 МPа (~3 кг/см2). Но данное утверждение не учитывает, что не толь-
ко скачок уплотнения влияет на прохождение ассистирующего газа по фронту
реза. В следующих частях настоящего подраздела и в разделе 2 показано, что
наличие скачка не является столь значимым фактором, чтобы не повышать Р0.
К этому следует добавить, что подтверждается это практикой зарубежных фирм,
28 Раздел 1. Базовые аспекты лазерного резания металлов
производящих качественное резание металлов при подаче ассистирующего газа
в сопло под давлением до 20–30 кг/см2. То, почему это необходимо делать, по-
казано экспериментально и объяснено в разделе 2.
Внесет ли увеличение Р0 существенное повышение эффективности удале-
ния жидкой фазы, можно оценить из соотношения, связывающего зависимость
Vm от давления на фронте реза
pev + peff = 1/2 · pm · V2m, (1.13)
где pev — давление испарения на фронте [4].
Для того чтобы произвести необходимую оценку, за основу следует, во-
первых, взять то, что при сверлении отверстия давление испарения внутри ка-
нала достигает 100 кг/см2 [1]. Во-вторых, то, что при резании только из-за по-
терь излучения на отражениях, показанных на рис. 1.1, давление испарения
на поверхности фронта будет значительно ниже. К этому еще следует добавить
потери излучения на экранировании.
Поскольку невозможно подсчитать величину этих потерь, приходится про-
извести их приблизительную оценку. Ее можно сделать, исходя из того, что, не-
смотря на их наличие, испарение, как показано в подразделе 1.3, сохраняется
в верхней и средней зонах поверхности фронта реза. Далее следует учесть, что
при использовании для резания лазера мощностью 2 кВт величина плотности
мощности светового пятна локализации излучения с типичным диаметром
dl = 200 мкм равна W = 6 · 106 Вт/см2. Поскольку данная величина W пример-
но в 3 раза больше порога испарения большинства металлов, то из этого сле-
дует, что плотность мощности на поверхности указанных зон, расположенных
до дросселирующего канала (см. рис. 3.7), понизилась не более чем в 3 раза.
Во столько же раз уменьшилась и величина pev [1]. То есть здесь pev ≤ 30 кг/см2.
А за этим каналом величина pev много меньше 30 кг/см2.
Демонстрационный расчет peff по соотношению (1.12) можно сделать, при-
няв Нn = 0,5 мм, dn = 1,2 мм и b = 0,25 мм. Такая величина ширины реза типична
для применений резания металлов, производимого при dl = 200 мкм. При этих
условиях получается, что Aeff = 0,049 мм2, а — Arl = 1,88 мм2. Расчет, проведен-
ный по соотношениям 1.10 и 1.12, показывает, что при Р0 = 8 кг/см2 и при этих
величинах Aeff и Arl давление прошедшего в рез потока равно peff ≈ 5 кг/см2.
То, почему в реальности величина давления на поверхности металла при-
мерно в 4 раза превышает подаваемое в сопло давление ассистирующего газа,
объяснено в последующей части настоящего подраздела. Если учесть это обстоя-
тельство, то величина эффективного давления в резе будет равна peff = 20 кг/см2.
Тем не менее из-за потерь давления в потоке этого газа, возникающих при его
прохождении по поверхности фронта, такая прибавка к pev, много меньшему
30 кг/см2, не в состоянии значимо повысить эффективность удаления жид-
кой фазы, скопившейся в дросселирующем канале и за ним. Проявляется это
в том, что не происходит увеличения скорости и глубины резания, улучшения
чистоты боковой поверхности реза и предотвращения образования грата на его
выходе. Отсюда понятно, сколь важно понизить величину радиальной части
потока ассистирующего газа и увеличить Р0.
Повышенную эффективность удаления жидкой фазы с поверхности фронта
реза обеспечивает двухструйное сопло, геометрия которого показана на рис. 1.6.
Как видно из примеров, приведенных на рис. 1.7 а, б, использование такого
сопла радикально улучшает чистоту боковой поверхности реза. Получается
это за счет того, что поток газа, выходящий из центрального проходного отвер-
стия с диаметром этого сопла, равным, например, 1,5 мм (inner nozzle exit diam),
окружен потоком газа, истекающим из щелевого кольцевого контура (outer
anuler gap). Его диаметр превышает диаметр центрального потока на несколько
миллиметров. Составляющая скорости его расширения направлена радиально,
в том числе в сторону к оси сопла. Этим ограничиваются потери давления, воз-
никающие из-за расширения центрального потока. Газ во внутреннюю часть
сопла (inner) подается под давлением 7 атм, в наружную (outer) — под давлением
в 3,5 атм. Сопло устанавливается на расстоянии 4–5 мм над поверхностью де-
тали [7].
То, как выбирается двухструйное сопло серии NK для резания конкретного
металла, рассматривается в разделах 2 и 3. Но не только это определяет прохож-
дение потока ассистирующего газа по поверхности фронта реза. Оно зависит
также и от тех процессов, которые развиваются в зазоре при условии, что газ ис-
текает из сопла со сверхзвукой скоростью. Эти процессы рассматривается в трех
последующих частях настоящего подраздела.
Зависимость массы прошедшего через рез потока
ассистирующего газа от структуры ударной волны
Важным показателем истечения газовой струи из сопла любой конструкции,
влияющим на качество реза, является то, происходит ли оно или нет со сверх-
звуковой скоростью. Если отношение давления Р0 внутри сопла к окружающе-
му его атмосферному давлению Ра превышает Р0/Ра > 1,89, то поток из него бу-
дет истекать со сверхзвуковой скоростью [7].
При такой скорости истечения потока в результате его отражений от атмос-
ферного воздуха образуется ударная волна. Происходит это сразу за кромкой
сопла, а далее ударная волна развивается, как показано на рис. 1.8, в форме
«бочки», в конце которой образуется зона уплотнения газа, называемая диском
Маха.
Из-за отражений боковой ударной волны от окружающего воздуха за пер-
вым диском Маха образуется вторая «бочка», аналогичная по форме первой,
и второй диск Маха. И далее подобная структура несколько раз повторяется.
Необходимость последующего рассмотрения определяется тем, что структура
ударной волны меняется с изменением величины Р0/Ра [7].
Для объяснения того, как структура ударной волны влияет на процесс ре-
зания, следует обратиться к результатам теоретических и экспериментальных
исследований, в том числе и по измерению массы газа, прошедшего через рез,
проведенных в Колумбийском университете (США) [7].
Предваряя рассмотрение результатов этих исследований, следует выделить
важную для практики особенность их проведения. А именно то, что все они
по необъяснимой причине проводились при подаче ассистирующего газа в соп-
ло под давлением не более 5 атм. По необъяснимой причине из практики было
известно, что для резания металлов толщиной от 0,5 мм и более ассистирую-
щий газ подается в сопло под давлением от 8 атм и до в несколько раз большего.
Тем не менее результаты этой работы важны показом следующего обстоя-
тельства. А именно того, что при увеличении давления от 8 атм и более процес-
сы в зазоре между соплом и поверхностью металла могут развиваться иначе.
Влияние ударной волны на величину давления на поверхности детали зависит
в том числе от расстояния между ней и соплом. Какова эта зависимость, демон-
стрирует кривая на рис. 1.9.
Воздух подается в сопло под давлением 260 кРа (~2,6 атм) и вытекает из него
через проходное отверстие с диаметром, равным dn = 1,5 мм. На расстоянии
от сопла до поверхности детали, находящемся в пределах до ~0,6 мм, давле-
ние на ней (а не в резе) постоянно и равно 280 кРа. При увеличении расстоя-
ния примерно до 2,7 мм оно быстро падает до минимального уровня. Затем
оно мгновенно повышается до ~240 кРа и сохраняется таковым до расстояния,
равного ~3,2 мм. После этого оно вновь циклично падает и увеличивается.
На расстоянии от сопла до детали, равном ~5 мм, оно достигает 250 кРа и оста-
ется на этом уровне на расстоянии еще ~0,4 мм. Далее при сохраняющейся
цикличности максимальный уровень давления остается примерно таким же,
а минимальный постепенно увеличивается и достигает 180 кРа на расстоянии
между соплом и деталью, равном 8,5 мм.
Данная цикличность соответствует показанной на рис. 1.8 структуре удар-
ной волны, образующейся при указанном давлении в сопле. Когда поверх-
ность детали оказывается в ее спокойной зоне, то давление на ней повышается.
Если она попадает в зону диска Маха, то давление на ней резко снижается, по-
скольку через уплотнение проходит меньшее количество ассистирующего газа.
Наиболее длинный участок максимального и стабильного давления нахо-
дится в пределах 0–0,5 мм. Но располагать сопло столь близко от поверхности
детали чревато его относительно быстрым засорением продуктами испарения
и жидкой фазой. Засорение будет происходить значительно медленнее, если
сопло установить на расстоянии, равном 5 мм или 7,5 мм от поверхности детали.
При этом на расстоянии от 5 мм и до 10 мм максимум давления на поверхно-
сти детали снижается примерно на 10 % относительно к давлению на участке
0–0,5 мм. Данная ситуация сложилась, скорее всего, потому, что радиальному
расширению сверхзвукового потока в зоне 5–10 мм из-за сниженного давления
в уплотнениях на его боковой границе уже способен препятствовать окружаю-
щий воздух. Но, как показывает рассмотрение, проведенное в следующих ча-
стях данного подраздела, невозможно быть уверенным в том, что при этом по-
высится или понизится эффективность удаления из реза жидкой фазы.
Из того же рассмотрения становится понятным, что при увеличении давле-
ния в сопле до 8–16 атм ход графика, показанного на рис. 1.9, может существен-
но измениться. То есть для его построения придется получить новые данные,
для чего потребуется стенд с соответствующим оборудованием. Но приведен-
ный выше пример использования двухструйного сопла, устанавливаемого над
поверхностью металла на 4–5 мм, показывает, что провести эти исследования
целесообразно.
Направленность иных исследований, проводимых в Колумбийском универси-
тете, основывалась на том, что структура ударной волны определяется величиной
отношения Р0/Ра. В связи с этим целью исследований являлось теоретическое
и экспериментальное изучение влияния величины этого отношения на поток
газа, проходящий через отверстие глубиной 2 мм. Их результатом стали демон-
стрируемые на рис. 1.10 графики зависимости массы воздуха (mh), прошедше-
го через это отверстие в единицу времени, от давления на поверхности детали.
(Если бы указывалось давление в сопле, то этот эксперимент не был бы связан
с предыдущим.) Расчетные и экспериментальные данные для этих графиков по-
лучены при использовании сопла с диаметром проходного отверстия, равным
dn = 0,7 мм, расположенного над поверхностью детали на расстоянии, равном
Hn = 1 мм и Hn = 2 мм.
Сравнение графиков на рис. 1.9 и 1.10 выявляет различие в прохождении
воздуха через отверстие при использовании сопел с проходным диаметром
dn = 1,5 мм и dn = 0,7 мм. При давлении в сопле с dn = 1,5 мм, равном 260 кРа,
на расстоянии его расположения над деталью Hn = 0,6 мм, как отмечено выше,
начинается спад давления на поверхности детали, что снижает массу воздуха,
прошедшего через рез. Снижение продолжается при увеличении Hn до 2,7 мм.
А при использовании сопла с dn = 0,7 мм, расположенного над деталью на рас-
стоянии Hn = 1 мм, при том же давлении воздуха в нем, как видно на рис. 1.10,
масса воздуха, прошедшего через рез, не снижается.
На расстоянии между этими соплами и деталью, равном Hn = 2 мм, такого
различия нет. При использовании обоих сопел величина массы, прошедшей че-
рез рез при давлении в них 260 кРа, приблизилась к минимальной. На рис. 1.9
видно, что на этом расстоянии при использовании сопла с dn = 1,5 мм давление
на входе в рез приближается к минимальному. При этом и масса воздуха, про-
шедшего через рез, станет минимальной.
Вероятно, что отмеченное выше различие определяется величинами диа-
метров проходного отверстия сопла, что отражается на структуре ударной
волны. Получается так, что уменьшение размера dn при Hn = 1 мм приводит
к отсутствию спада величины mh в диапазоне изменений давлений в сопле
от 1,5 · 102 кРа и до 5,5 · 102 кРа. Более того, в этом диапазоне величина mh равно-
мерно увеличивается до 4 · 104 кг/сек. Соответственно этому повысится эффек-
тивность удаления жидкой фазы с поверхности отверстия.
При Hn = 2 мм в соответствующем на рис. 1.10 графике имеется минимум,
за которым mh медленно повышается с ростом давления. При максимальном
давлении 5 · 102 кРа величина mh достигает 2,5 · 104 кг/сек. Но примерно такая
же ее величина реализуется при давлении, равном примерно 2,3 · 102 кРа. То есть
увеличение на 1 мм расстояния между деталью и соплом с dn = 0,7 мм, давление
в котором не превышает 5 атм, эффективность удаления жидкой фазы в диапа-
зоне давлений от 2,5 · 102 кРа и до 5 · 102 кРа понижается по сравнению с той, ко-
торая реализуется при Hn = 1. Но засорение сопла будет происходить медленнее.
Подтвердятся ли данные результаты при использовании сопла с dn = 1,5 мм или
иным размером dn, могут показать только такие же измерения, которые потре-
бовались для построения графиков на рис. 1.10.
Для того чтобы стало понятным, почему увеличение Р0/Ра при Hn = 2 мм
приводит к колебаниям величины mh, следует коротко изложить, как изменя-
ется структура сверхзвукового потока по глубине отверстия. Для этого ниже
рассматриваются результаты математического моделирования, представлен-
ные в работе [7].
Здесь же следует обратить внимание на то, что данные экспериментальных
исследований, приведенные в работе [7], показывают, что лучшие показатели
резания на глубину 2 мм, проводимого в среде воздуха или инертного газа, при
давлении, не превышающем 5 атм, достигаются подбором расстояния между
соплом и поверхностью детали. Применительно к резанию на большую глуби-
ну, проводимому в зависимости от свойств обрабатываемого металла с давле-
нием в сопле до 20–30 атм, это означает необходимость подбора оптимальных
величин как диаметра сопла, так и его расположения относительно поверхно-
сти детали. В этом случае целесообразно провести измерения, аналогичные
тем, которые потребовались для построения рассмотренных выше графиков.
Их количество позволяет уменьшить использование эмпирической формулы
для расчета дистанции (ХM) от сопла до первого диска Маха. Она такова:
XM = 0,67dn (Р0/Ра)1/2. (1.14)
И все же для того чтобы понять, чем определяется эффективность удаления
жидкой фазы с поверхности фронта реза и можно ли ее повысить, следует об-
ратиться к более подробному рассмотрению того, что происходит в сверхзвуко-
вом потоке газа в зазоре между соплом и поверхностью детали и как это влияет
на поток в отверстии.
В начале 2013 г. была опубликована книга «Практика прецизионной лазерной обработки», написанная сотрудниками НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ» Е. Д. Вакс, М. Н. Миленьким и Л. Г. Сапрыкиным. В ней рассмотрен широкий спектр применения различных лазеров для сверления и резания металлов, полупроводниковых и диэлектрических материалов.
В российской промышленности в течение последних нескольких лет наибольшее распространение приобрело резание различных металлов с использованием мощных волоконных лазеров. И это направление, несомненно, может расширяться и далее. Но для того чтобы это произошло, было необходимо совершенствовать понимание физических процессов, протекающих при лазерном резании, и на этой основе разработать методы улучшения его качественных показателей и производительности.
Значительная часть настоящей книги посвящена описанию того, что удалось сделать в данном направлении в период 2012–2014 гг. в НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ». Кроме того, в ней приведены и проанализированы заимствованные из зарубежных источников дополнительные теоретические и экспериментальные исследования, посвященные данной тематике.
Изложение разделов 2 и 3 данной книги построено таким образом, чтобы продемонстрировать, как с расширением понимания физических процессов
оптимизировались условия проведения резания, позволяющие реализовать повышенную производительность и улучшенные качественные показатели этого процесса.
Сведения об авторах
Кандидат технических наук Е. Д. Вакс работает в области лазерной технологии с 1963 г. В тот период он проводил экспериментальные исследования и разрабатывал теоретические аспекты теории лазерного сверления и резания материалов, используемых в промышленности. Под его руководством впервые в СССР были разработаны и внедрены в производство технология и автоматизированные лазерные установки для сверления отверстий в часовых рубиновых камнях, технология и лазерные станки с программным управлением для резания изделий из керамик и фрезерования волок из природного и искусственного алмазов. В последние годы Е. Д. Вакс продолжает разработку технологии резания металлов излучением мощных волоконных лазеров в лаборатории НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ».
Один из создателей отечественной элементной базы квантовой электроники, кандидат технических наук Л. Г. Сапрыкин работает в этой области с 1970 г.
С конца 80-х и в 90-х годах он был руководителем лазерного направления НИИ «Зенит». В настоящее время является генеральным директором НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ».
М. Н. Миленький пришел в лазерную индустрию в начале 80-х годов после окончания факультета физической и квантовой электроники МФТИ. В 90-х годах он руководил лабораторией лазерных лидарных систем НИИ «Зенит». В данное время является техническим директором НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ».
В конце 90-х годов Л. Г. Сапрыкин и М. Н. Миленький организовали и возглавили научно-производственный центр «Лазеры и аппаратура ТМ». В настоящее время НПЦ из малого предприятия, выполнявшего разовые заказы, вырос по объему выполняемых НОКР с разнообразными тематическими направлениям, номенклатуре и объему производства в общепризнанного лидера среди российских производителей лазерного технологического оборудования.
Выпускник МВТУ А. В. Толокнов работает в НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ» с 2004 г. В настоящее время он является руководителем лаборатории ЗАО НИИ ЭСТО, занимающейся разработкой технологии процессов лазерного резания и сварки различных материалов излучением мощных волоконных лазеров, а также внедрением соответствующих технологических установок на промышленных производствах.
Ведущий инженер И. Ф. Лебёдкин работает в технологической лаборатории НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ» с 2012 г. В настоящее время является ведущим инженером ЗАО НИИ ЭСТО и участвует в создании технологии резания металлов излучением мощных волоконных лазеров, в разработке математического обеспечения для используемых в этом процессе лазерных установок, а также в их внедрении на промышленных производствах.
РАЗДЕЛ 1
Базовые аспекты лазерного резания металлов
Аннотация к разделу
Примерно в половине текста этого раздела приведены новые, необходимые для практики данные. Среди них ряд новых закономерностей резания и сопровождающих его процессов. Остальной тест повторяет тот, который приведен в книге «Практика лазерной прецизионной обработки», опубликованной в 2013 г. С учетом замечаний к нему он отредактирован и в него введен ряд поясняющих дополнений. Тем улучшено его изложение и облегчено понимание.
Новыми данными являются:
зависимость коэффициента отражения алюминия — и стали от температуры
нагрева этих металлов. Без ее учета невозможно объяснить причину различия некоторых результатов резания этих металлов;
— уточненный расчет эффективной величины давления ассистирующего газа
на поверхности фронта реза. Показано, что для улучшенного удаления его потоком жидкой фазы с поверхности фронта давление подаваемых в сопло сжатого воздуха или нейтральных газов необходимо повысить до 16 атм или даже более;
— формула для расчета усилия удаления жидкой фазы с поверхности фронта
ассистирующим газом, из которой следует, что оно пропорционально квадрату скорости его потока;
— расширенное и подробно проанализированное рассмотрение 4 моделей прохождения сверхзвукового потока ассистирующего газа по фронту реза.
Показано, как изменяется давление потока по глубине реза и какая из составляющих его скорости производит удаление жидкой фазы с поверхности фронта реза.
Важными для практики результатами, выясненными при этом рассмотрении, являются также следующие факторы:
а. Особенности формирования профиля и величины статического давления в сверхзвуковой струе ассистирующего газа в зазоре между соплом и поверхностью металла, определяющее прохождение его потока по поверхности фронта реза. Рассмотрено, как это влияет на качество обработки.
б. Увеличение в 4 раза давления в зазоре между соплом и поверхностью металла по сравнению с давлением газа в сопле. Из-за этого могут возникнуть вибрации обрабатываемой детали и оптической системы лазерной установки, ухудшающие показатели резания.
в. Для улучшения показателей резания необходимо подбирать величину зазора между соплом и поверхностью металла в зависимости от его толщины и от условий проведения резания. С ростом толщины и давления ассистирующего газа зазор должен увеличиваться.
Киносъемка процесса удаления жидкой фазы на выходе — реза и ее анализ, подтвердивший, что на скорости резания, близкой к максимально возможной, количество образованной на фронте жидкой фазы становится минимальным;
— объяснение того, почему максимально возможная скорость резания не должна превышать скорость удаления жидкой фазы с поверхности фронта реза;
— объяснение причин того, почему, несмотря на некоторое увеличение количества образуемой на фронте жидкой фазы, скорость резания должна быть
несколько меньше, чем максимально возможная;
— введение понятия оптимизированной ширины реза. Объяснено, почему при
оптимизированной ширине реза улучшаются показатели резания;
— рассмотрение и анализ влияния на результаты резания термодеформаций,
развивающихся в металле, расположенном вокруг фронта реза. Приведены и проанализированы конкретные примеры влияния термодеформаций
на результаты резания;
— новый расчет скорости резания металлов толщиной 0,1–0,5 мм, предотвращающей образование грата на его выходе.
Вышеизложенное относится к резанию металлов, проводимому в среде сжатого воздуха или нейтральных газов. (Процесс кислородно-лазерного резания конструкционной стали рассмотрен в разделе 3.) О том, какие при этом требования предъявляются к качественным и точностным результатам, рассказано во введении к разделу.
Введение
Оно предназначено для того, чтобы вкратце представить ту проблематику, которая рассматривается в данном разделе. Таковой является возможность резания различных металлов необходимой предприятиям толщины в среде сжатого воздуха или нейтральных газов и те требования, которые предъявляются к его результатам.
— Накопленная НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ» статистика показывает, что резание металлов толщиной 1–10 мм с удовлетворительной чистотой боковой поверхности реза является наиболее востребованным отечественной промышленностью. Удовлетворительная чистота означает ограничение как высоты выступа над боковой поверхностью образующихся на ней ребер и наличия на ней застывшей жидкой фазы, так и глубины зоны термического влияния в ряде применений. Ограничивается также высота грата, образованного на выходе реза из застывшей жидкой фазы. Многие отечественные предприятия, использующие лазерное резание или намеревающиеся это делать, вообще не приемлют его наличия. В целях экономии металла ограничивается и ширина реза. Она не должна превышать 0,5 мм.
В большинстве применений лазерного резания различных металлов, проводимого в среде сжатого воздуха или нейтрального газа, удовлетворительные результаты по его предельной глубине реализуются с использованием волоконных лазеров мощностью 2 кВт. При этом предельная глубина равна: для конструкционной стали — 3 мм, сплавов алюминия — 10 мм, а для нержавеющей стали — до 10 мм. Качественные показатели такого резания таковы, что его допустимо оценить приемлемым для производств. В подразделе 3 показано, что
для реализации качественного резания конструкционной стали толщиной более 3 мм его надо проводить в среде кислорода.
Указанная мощность лазера является необходимым, но недостаточным условием обеспечения качественного резания. Достаточным оно становится при оптимизации ряда факторов, влияющих на его проведение. Что надо оптимизировать, каким образом это делается и к каким результатам приводит, рассмотрено в тексте настоящего раздела.
— Резание металлов толщиной от 0,1 и до 0,5 мм. Исходя из предъявляемых
к нему требований его следует считать прецизионным. Такая оценка вытекает
из необходимости минимизации зоны теплового влияния на боковой поверхности реза, полного отсутствия грата на его входе и выходе. К этому добавляются жесткие допуски как на размеры вырезаемого контура, так и на размеры и координаты размещения на поверхности изготавливаемой детали различных по форме вырезов. Для проведения этого резания используются волоконные лазеры, работающие в непрерывном или импульсном режиме.
1.1. Базовые факторы процесса лазерного резания металлов
В этой части приведены три базовых фактора, без учета которых невозможно
разобраться в процессах, развивающихся при лазерном резании. Таковыми
являются: поглощение металлами лазерного излучения, гауссово распределение интенсивности излучения на световом пятне его локализации и усредненная плотность мощности на нем.
Поглощение лазерного излучения металлами
Прежде чем перейти к рассмотрению того, какие процессы развиваются при лазерной обработке металлов и чем определяются ее показатели, следует напомнить о том, как происходит взаимодействие лазерного излучения с ними.
Задолго до появления лазеров было известно, что свет в металлах поглощается свободными электронами, концентрация которых равна N = 1028 м–3.
После поглощения через время, равное порядка 10–11–10–12 сек., электроны отдают энергию кристаллической решетке. Такое взаимодействие называется электроно-фононным. Фононы — акустические волны, которые и передают энергию электронов решетке. За счет этого происходит нагрев металла.
Поглощение излучения в металле по глубине описывается соотношением
см. уравнение в книге (закон Бугера), (1.1)
где Rref — коэффициент отражения, α — коэффициент поглощения.
Величина А = 1 – Rref показывает поглощательную способность металлов, являющуюся одним из важнейших для практики лазерной обработки параметром.
Глубина проникновения излучения, называемая иначе скин-слоем, зависит
от α, и ее величина равна порядка 10–2 мкм. Электрону, получившему избыток тепловой энергии от поглощения кванта света, часто недостаточно одного
столкновения для передачи избыточной энергии. Поэтому процесс релаксации
энергии может быть многостадийным и, следовательно, носить диффузионный
характер. В результате перераспределение энергии происходит не в скин-слое,
а в слое, глубина которого равна lα = 10–1 мкм. Материал этого слоя нагревается, а затем теплопроводностью тепло передается вглубь металла.
После того как металл на некоторой глубине нагреется до температуры испарения, начинается его удаление. В него входит и вытеснение образовавшейся
под lα жидкой фазы. Происходит оно под воздействием избыточного давления
испарения. Суммарный съем от испарения и вытеснения жидкой фазы, называемый абляцией, формирует канал обрабатываемого отверстия или поверхность
фронта реза [1].
Для объяснения изложенных в следующем разделе результатов лазерного
резания и для практики его использования в металлообработке следует привести следующую информацию. Высокий коэффициент отражения меди на длине
волны α = 1,06 мкм, как известно из сообщений зарубежных и отечественных
фирм, производящих волоконные лазеры, делает опасным резание этого металла с их использованием. Дело в том, что отраженное излучение способно
повредить лазер. Вот почему во многих опубликованных источниках отсутствуют данные по резанию меди такими лазерами. Однако график, показанный на рис. 1.1, демонстрирует, каким образом резание меди может проводиться
с использованием волоконного лазера, генерирующего излучение λ = 1,06 мкм,
без опасения его разрушения [2].
Возможность резания меди основывается на том, что при ее нагревании
до температуры плавления коэффициент поглощения на α = 1,06 мкм увеличивается примерно до α = 0,8. Отсюда следует, что если предварительно каким-то
образом нагреть этот металл до такой температуры плавления, то далее станет
возможным его резание излучением волоконного лазера.
Произойдет это потому, что затем температура плавления на фронте реза
будет сохраняться уже автоматически. То, каким простым способом можно осуществить предварительный нагрев меди до температуры плавления, и почему
она после этого поддерживается автоматически, объяснено и подтверждено результатами резания этого металла, приведенными в разделе 2.
Зависимость коэффициента отражения от температуры имеет место не только у меди, но и алюминия и железа. Эта зависимость показана на рис. 1.2 [3].
Приведенные на нем графические данные подтверждаются примерами резания
нержавеющий стали и сплавов алюминия, рассмотренными в разделе 2.
Влияние гауссового распределения интенсивности
излучения по dl на процесс резания
Качественное представление гауссового распределения на световом пятне диаметром dl, на которое фокусируется излучение на поверхности металла, показано в разделе 2 на рис. 2.16. Представить его в численном виде невозможно изза отсутствия необходимых для того измерительных средств. Поэтому его роль в процессе резания рассматривается ниже по настоящему тексту на основании известных физических закономерностей и экспериментальных данных.
Поскольку излучение проходит по фронту реза за счет отражений от его боковой поверхности, то гауссов характер распределения интенсивности сохраня-
ется до глубины фронта, на которой образуется дросселирующий канал. (Фото
этого канала см. на рис. 3.7.) При этом излучение из центральной его зоны,
в которой его интенсивность максимальна, проходит по фронту с меньшим количеством отражений, то есть с меньшими потерями, возникающими из-за поглощений на каждом из них.
Его воздействие образует наибольшую абляцию по сравнению с той, которая
развивается на поверхности фронта реза от воздействия излучения с меньшей
интенсивностью, поступающего на него из зоны, находящейся за центральной.
Причина — скорость испарения и избыточное давление паров, удаляющих жидкую фазу, пропорциональны интенсивности излучения. Вот почему гауссово
распределение является определяющим фактором того, что поперечная форма
фронта реза с самого начала его формирования становится конусной.
С учетом данной особенности становится понятной его определяющая роль
в формировании на некоторой глубине от входа в рез дросселирующего канала.
От его наличия зависят предельная глубина резания, его скорость и качественные показатели. Причина — скопление перед ним и за ним жидкой фазы, из-за чего в этих местах увеличиваются потери излучения и давления ассистирующего газа.
От гауссового распределения зависит глубина распространения теплового
поля под боковой поверхностью фронта. Причина — периферийная часть гауссового распределения с интенсивностью, меньшей порога плавления металла, производит дополнительный нагрев этой поверхности. За счет этого увеличивается глубина образовавшегося на ней слоя жидкой фазы. А на некотором
расстоянии вглубь от нее уровень нагрева металла достигает температуры,
превышающей предел его текучести. Металл, нагретый в верхней зоне фронта
до такой температуры, удаляется избыточным давлением испарения и давлением ассистирующего газа, что расширяет ее.
Суммарные потери давления испарения и ассистирующего газа быстро возрастают по глубине. Поэтому несколько ниже верхней зоны снижается эффективность удаления образовавшейся здесь жидкой фазы, что приводит к ее накоплению еще до дросселирующего канала. Замедленное ее прохождение через этот канал увеличивает накопление. В результате здесь экранирование излучения может возрасти до того, что резание на некоторое время может прекратиться [1].
Гауссово распределение определяющим образом влияет на ширину и чистоту поверхности зоны фронта реза, расположенную за дросселирующим каналом.
Причина — в ней из-за потерь излучения в абляции превалирует жидкая фаза.
Из-за уменьшенного в этой зоне суммарного давления испарения и ассистирующего газа ее удаление становится менее эффективным. Этим определятся
влияние гауссова распределения на ширину реза в этом месте и на чистоту его
боковой поверхности реза. В зависимости от иных условий проведения резания
его ширина на выходе может или увеличиться, или уменьшиться. Чистота его
боковой поверхности в этом месте ухудшается. На выходе реза образуется высокий грат.
Усредненная величина плотности мощности на dl —
показатель того, как развивается процесс резания
Величина усредненной плотности мощности (W) является таким численным
показателем, с помощью которого возможно во многом понять, что происходит на фронте реза и объяснить его результаты. Ее величина на dl вычисляется
из соотношения W = P/S, где P — мощность излучения, S — площадь, на которую оно фокусируется.
Значимость величины W на dl состоит в том, что она позволяет оценить,
каким будет состав абляции, развивающейся на фронте реза. А именно превалирует ли в ней испаренная или жидкая фаза. Количеством расплава и эффективностью его удаления определяется скорость резания. От состава абляции
зависит и предельная глубина резания. Эти зависимости возникают из-за экранирования излучения на жидкой фазе и из-за того, что она препятствует прохождению потока ассистирующего газа. В сумме эти потери ухудшают скорость
и качественные показатели резания.
На образование и накопление расплава на фронте реза влияют его поперечная форма фронта реза и ее размеры. Чем больше величина W, тем цилиндрич-
нее она становится и тем эффективнее удаляется с его поверхности жидкая
фаза. С увеличением W в составе абляции уменьшается количество жидкой
фазы. Происходит так потому, что ее удаление улучшается повышенным давлением избыточного испарения.
С увеличением W глубина резания возрастает еще и потому, что формирующийся на фронте реза у всех металлов толщиной более 2 мм дросселирующий
канал образуется на большей высоте от входа в рез [1]. Притом его минимальный диаметр увеличивается, а длина укорачивается. Результат — улучшается
чистота боковой поверхности реза и уменьшается высота грата на его выходе.
Происходит это из-за того, что в зоне канала и за ним скапливается меньшее
количество расплава, поскольку он легче удаляется через его дросселирующий
проток с увеличенным диаметром и укороченной длиной.
То, с какой максимальной величиной W может производиться резание
металлов волоконным лазером, демонстрирует следующий пример. Отечественными предприятиями используются лазеры мощностью не более 3 кВт.
При применении наиболее мощного из них, излучение которого фокусируется
обычно на световое пятно с диаметром, равным dl = 200–250 мкм, усредненная
величина плотности мощности не превышает W = (6–9) 106 вт/см2. Это не бо-
лее чем в 3–4 раза превышает порог испарения таких металлов, как конструкционная сталь, нержавеющая сталь и сплавы алюминия.
Далее для осознания возможностей лазерного резания по его предельной
глубине, по скорости этого процесса и по его качеству следует еще раз выделить
то, что плотность мощности быстро уменьшается по глубине фронта. Данное
уменьшение приводит к снижению скорости резания, увеличивающемуся с ростом толщины обрабатываемого металла, ухудшению чистоты боковой поверхности реза и росту высоты грат на его выходе.
Тем же ограничивается предельная толщина резания. В этом плане требует
объяснения результат резания, полученный при следующих условиях. При использовании для его проведения лазера мощностью 1 кВт, излучение которого
фокусируется в световое пятно, равное dl = 250 мкм, величина W уменьшилась
почти до порога испарения. Тем не менее при этом в среде сжатого воздуха возможно резание конструкционной стали толщиной до 5 мм. Хотя и с неудовлетворительными качественными показателями, но все-таки оно возможно.
Определяется это тем, что реальное распределение интенсивности излучения
по dl является гауссовым. Повышенная его интенсивность в центральной зоне
является тем фактором, который позволил проводить резание конструкционной стали толщиной 5 мм.
1.2. Модель лазерного резания
Предваряя рассмотрение этой модели, следует отдельно обратиться к тому, как
в реальности формируется продольная поверхность фронта реза. Это позволяет
не только понять, сколь сложно в математической модели учесть все особенности этого процесса, но и дополнить их. Тем не менее даже в упрощенном ее виде
она позволила установить качественную зависимость скорости абляции от физических констант металлов, а значит, и скорости их резания. Позволяет она
также показать, как скорость абляции определят толщину слоя жидкой фазы,
образующейся на поверхности фронта реза. Все это необходимо для понимания
того, каким образом можно улучшить показатели резания.
Формирование поверхности фронта реза
Схематическое представление формирования продольной поверхности фронта показано на рис. 1.3 и 1.4 а, б. Данный процесс рассматривается для случая
проведения резания с использованием импульсного излучения. В принципе он
не отличается от того, который проводится непрерывным излучением. Опре-
деляется это тем, что, как показано в подразделе 1.4, абляция и в этом случае
также происходит периодически с конкретной частотой. Периодичность раз-
вивается при том, что сквозное резание поддерживается подбором его скорости.
Чем она вызвана, объяснено в этом же подразделе. К тому следует добавить, что
как и при резании, проводимом импульсным излучением, развитие абляции
коррелируется с перемещением dl на новую позицию, отстоящую от предыду-
щей на расстояние, равное ∆ dl.
На рис. 1.3 и 1.4 а, б показано, что резание на глубину h производится после-
довательным перемещением детали относительно dl (или, наоборот, dl по дета-
ли) от импульса к импульсу. В зависимости от частоты следования импульсов
скорость перемещения детали устанавливается таким образом, чтобы обеспе-
чить выбранное перекрытие последовательных световых пятен. Или, что явля-
ется тем же самым, соответствующую ему величину шага ∆dl. Забегая несколько
вперед, следует отметить, что при резании непрерывным излучением, проводи-
мом на определенной скорости, величина ∆dl, равная примерно 0,5dl, устанав-
ливается программно.
На рис. 1.3 зафиксирована продольная форма фронта реза в момент пре-
кращения действия излучения. Таковой она получается в любом материале при
условии, что ∆dl < dl. На данном «стоп-кадре» она соответствует такой энергии
и длительности импульса, при которых образование сквозного фронта проис-
ходит от действия излучения четырех последовательных импульсов.
Аналогичная форма фронта реза образуется в любом материале, поскольку
при выполнении ∆dl<dl прирост глубины ∆hn производится суммарным воздей-
ствием излучением n импульсов. Происходит это как прямым поступлением
части излучения последнего импульса в придонную зону вновь формируемой
им поверхности фронта, так и за счет его отражения от нее в направлении при-
донных зон нескольких до того изготовленных фронтов.
Чем меньше величина ∆dl, тем излучение большего числа импульсов, произ-
водящих абляцию из объема последующего фронта реза шириной ∆Sd, отмечен-
ной на рис. 1.4 а штриховкой, участвует в углублении предшествующих фронтов
и зоны термического влияния на их боковых поверхностях. Их число зависит
от объема материала, удаляемого из объема шириной ∆Sd и глубиной h, и плот-
ности мощности на ∆Sd. Поэтому в связи с выбранной энергией и длительно-
стью импульсов значение n может находиться в пределах от 1 и до ni.
Ориентиром для определения числа импульсов ni и их параметров, обра-
зующих сквозной рез, является то их число nop, энергия и длительность, кото-
рых необходимы для сверления с максимальной скоростью отверстия глубиной
h и диаметром, равным примерно ширине реза. Если сквозной рез образуется
за существенно большее, чем nop, число последовательных импульсов, то следу-
ет повышать их энергию.
И все же при резании металлов, за исключением особо тонких, получается,
что ni > nop. Причины, определяющие возникновение данного неравенства, по-
могают понять рис. 1.4 а, б.
Абляция материала на фронте реза происходит как за счет испарения, по-
казанного рис. 1.4 а стрелкой Vev, так и удаления жидкой фазы, показанного
стрелкой Vm, с поверхности слоя расплава δm, образующегося на его поверхно-
сти Scut, избыточным давлением испарения. Величина избыточного давления
зависит от усредненной плотности мощности W на Scut. То, от чего зависит ве-
личина W на поверхности фронта, помогает понять объяснения к рис. 1.4 б.
На рис. 1.4 б над верхней поверхностью реза схематически показано гауссо-
во распределение интенсивности излучения на dl. Пунктирная кривая демон-
стрирует положение dl и распределение на нем предшествующего перемещения
детали на расстояние, равное ∆dl. Сплошная кривая — после перемещения.
Сплошная линия фронта реза соответствует положению dl до перемещения.
Пунктирная линия — после перемещения.
На поверхность фронта хотя и воздействует излучение с интенсивностью
выше порога испарения (Ith.ev), но распределяется оно на площадь боковой по-
верхности Scut, много большей площади dl. Потому W на Scut меньше, чем на по-
верхности dl. С увеличением глубины фронта реза только одно данное сниже-
ние W уменьшает абляцию на его поверхности.
Но величина W на Scut зависит и от потерь энергии излучения на отраже-
ниях от поверхности фронта, и от происходящих при этом поглощений на ней,
и от экранирования на жидкой фазе, возрастающих с увеличением h [1]. Допол-
нительные к ним потери возникают следующим образом. Поскольку ∆dl < dl, то
часть излучения (на кривой распределения она заштрихована) проходит через
рез насквозь, не производя абляции на его фронте. В зависимости от того, как
изменятся интенсивность излучения по его распределению на dl, эти потери
могут стать весьма ощутимыми, в особенности когда глубина реза h ≤ dl.
Суммарные потери определяют то, что глубина слоя расплава δm, образую-
щегося на Scut, неравномерна по h. Понятно, что на большей глубине фронта
она увеличивается из-за возрастающих потерь. Они же и является причиной
возникновения неравенства ni > nop. Вдобавок частичное поглощение излуче-
ния, происходящее при его отражении от поверхности фронта, поддерживает
во времени высокую температуру материала на Scut. Из-за теплоотвода от на-
ходящегося на Scut слоя жидкой фазы за ней увеличивается глубина теплового
поля с уровнем температуры, достаточным для изменения исходной структуры
материала.
Часть удаляемой с поверхности фронта жидкой фазы попадает на боко-
вую поверхность предшествующей зоны реза, поддерживая во времени ее на-
грев вплоть до температуры плавления. Из экспериментальных исследований
известно, что разлет жидкой фазы от фронта реза происходит, как показано
на рис. 1.4 а, во всех возможных направлениях: вверх, вбок и, если рез сквозной,
вниз.
В результате такой «поддержки» в этой части реза может развиться зона те-
плового влияния такой глубины, наличие которой, как отмечено в начале на-
стоящего раздела, неприемлемо в большинстве случаев применения лазерного
резания в технологиях изготовления тех изделий, в которых оно или наиболее
эффективно, или является зачастую единственно возможной.
Поскольку при равных условиях обработки избыточное давление испарения
на фронте реза понижено по сравнению с тем, которое возникает внутри про-
сверливаемого отверстия, то и эффективность удаления жидкой фазы с него
ниже. Та ее часть, которая удаляется вверх и вниз, образует на входе и в большей
степени на выходе реза грат. Если он закален, то удаляется последующей меха-
нической обработкой.
Чем меньше ΔSd (или, что является тем же самым, меньше Δdl), тем мень-
ше объем Uab материала, который удаляется с Scut. Но при этом, как несложно
видеть на рис. 1.4 б, возрастают потери энергии излучения, проходящего мимо
поверхности фронта, что снижает плотность мощности на ней. Избыточное
давление испарения уменьшается потому, что понижается эффективность уда-
ления жидкой фазы. При этом за поверхностью Scut увеличивается глубина зоны
теплового влияния. Чревато это тем, что здесь, а также на определенной длине
предшествующей части боковой поверхности реза образуются глубокие слои
расплава δm, под которыми образуется зона термонапряжений. Наличие рас-
плава искажает поперечную форму реза аналогично тому, как это происходит
в отверстии при повышении частоты следования импульсов [1]. Тому же, как
показано в подразделе 1.5, способствуют термодеформации.
Чем больше ∆Sd, тем больше объем Uab материала, который должен быть уда-
лен с поверхности фронта. С учетом гауссового распределения интенсивности
излучения на dl становится понятным, что при неизменной энергии импуль-
са скорость съема материала из объема Uab изменится. Для того чтобы понять,
произойдет ли это в сторону увеличения или уменьшения, необходимо знать
то, какая часть излучения из гауссового распределения интенсивности будет
производить абляцию на увеличенной поверхности ΔSd. Без этого невозможно
также разобраться в том, как изменится качество боковой поверхности реза. Не-
возможно также однозначно определить, увеличится или нет при этом глубина
дефектного слоя на боковой поверхности реза и понизится ли производитель-
ность резания.
Для того чтобы об этих показателях резания можно было бы сделать хотя
бы какие-то предположения, надо вдобавок учитывать следующие факторы.
Первый из них — количество образующейся жидкой фазы зависит от интенсив-
ности излучения в той части распределения по dl, которая попадает на увели-
ченное ∆Sd. Если она такова, что повысит избыточное давление испарения, то
повысится эффективность удаления жидкой фазы. Тогда толщина дефектного
слоя должна уменьшиться, а скорость резания — увеличиться. Но произойдет
ли так или нет, можно установить только экспериментально, поскольку невоз-
можно просчитать воздействия второго фактора.
Второй фактор — это потери на отражении, которые, как видно
на рис. 1.4 а, с увеличением ∆Sd становятся меньшими. (Меньшая часть от-
раженного излучения проходит в зону предыдущего положения фронта реза.)
Поскольку при этом на Scut повышается W, то на фронте реза толщина слоя δm
должна стать меньше. Но нельзя быть в этом полностью убежденным, так как
с увеличением ∆Sd ограничивается пространство, в которое удаляется жидкая
фаза. От этого могут возрасти потери на экранировании. Кроме того, на возрос-
шей поверхности фронта может остаться увеличенное ее количество, которое
тоже не поддается расчету.
Математическая модель лазерного резания
Вышеизложенное означает, что оптимизация процесса резания, то есть обе-
спечение удовлетворительной его скорости и высокого качества, — достаточ-
но сложная проблема. Дальнейшее изложение математического представле-
ния модели резания подтверждает такой вывод. Для ее упрощения, но не сути,
предполагается, что образование сквозного фронта реза глубиной h происходит
от действия излучения одного импульса.
В этом случае скорость лазерного резания Vс металла толщиной h опреде-
ляется следующим образом. При скорости абляции Vab, измеряемой обычно
в кубических микронах за единицу времени, из объема Uab фронтальной зоны
∆Sd его удаление по всей толщине h произойдет за время, равное ts = Uab/Vab.
Значит, последующее перемещение детали на величину ∆Sd должно произойти
не раньше, чем закончится ts. Хотя в реальности перемещение может быть и не-
прерывным, такое допущение не вносит сколь-либо значимой погрешности, по-
скольку за время действия одного импульса деталь передвинется на расстояние,
которое незначительно изменит величину Uab. Например, при длительности
импульса 400 мкс и типичной для этого случая скорости резания конструкци-
онной стали толщиной 1 мм, не превышающей 1 м/мин, деталь сместится менее
чем на 5 мкм.
Поскольку Vc = ∆dl ∕ ts, то связь между Vc и Vab определяется соотношением
Vc = ∆dl · Vab / Uab. (1.2)
При этом если на частоте следования импульсов Fi выполняется неравен-
ство 1/Fi ≤ ts, то на фронте резания съем материала из-за незначительно увели-
ченного объема Uab будет производиться не одним, а несколькими импульсами.
Но так как перемещение между ними мало, то допустимо в соотношении (1.2)
это увеличение не учитывать.
В разделе 2 показано, что при резании этой же стали непрерывным излу-
чением в зависимости от его мощности скорость этого процесса может быть
на порядок и выше. В этом случае в соотношении 1.2 следует учитывать соот-
ветствующее увеличение объема Uab.
Для качественного представления зависимости величины Vab от процессов
плавления и испарения, протекающих на фронте реза, можно использовать ма-
тематическую модель, разработанную специалистами Манчестерского универ-
ситета [4]. Качественным и упрощенным данное представление является уже
потому, что в этой модели не учитываются:
— гауссово распределение интенсивности излучения по dl;
— экранирование излучения на жидкой фазе;
— потери энергии при отражениях и поглощениях на поверхности фронта;
— соответствующее этим потерям изменение толщины слоя жидкой фазы
по глубине фронта реза и различие эффективности ее удаления на раз-
ных его глубинах.
Согласно этой модели уравнение съема материала из объема фронтальной
зоны записывается в виде
dms/dt = dmev/dt + dmm/dt, (1.3)
где ms — масса твердого материала, который будет удален из объема зоны фрон-
та реза ограниченного ∆Sd и h, mev — масса материала, испаряемого из этого
объема, mm — масса расплавленного материала, удаляемая из этого объема из-
быточным давлением испарения.
В этой модели принимается, что при установившемся режиме резания испа-
рение происходит с поверхности слоя расплава толщиной δm и высотой h со ско-
ростью Vev, а избыточное давление испарения удаляет жидкую фазу из объема
слоя δm со скоростью δm. Тогда уравнение 1.3 с некоторыми упрощениями рас-
чета объема слоя pm запишется в виде
Vab = pm Vev /p + 2pm δm Vm/p rl, (1.4)
где pm — плотность расплавленного материала, p — плотность твердого мате-
риала, rl — радиус светового пятна, на которое локализуется излучение.
Первое слагаемое правой части уравнения представляет составляющую
скорости резания, образуемую испарением расплава. Второе слагаемое — со-
ставляющую скорости резания, образуемую удаляемым расплавом. При этом
примерная величина δm определяется из соотношения
δm ≈ αT/Vab, (1.5)
где αT — коэффициент температуропроводности. После подстановки 1.5 в 1.4
и решения квадратного уравнения получается, что
Vab = 1/2{pm Vev /p + [(pm Vev /p)2 + 8 pm Km Vm/prl]½}, (1.6)
где Km — коэффициент теплопроводности расплава.
Скорость испарения зависит от температуры на поверхности расплава Tm
и определяется следующим соотношением:
Vev = c0 exp(–ϋ/Tm), (1.7)
где ϋ = (Ma Lev)/(Na Kb), Ma и Lev — соответственно атомная масса и скрытая
теплота испарения, Na — число Авогадро, Kb — постоянная Больцмана, c0 —
константа, величина которой примерно равна скорости звука в твердой фазе.
Из соотношений 1.5 и 1.6 видно, что толщина слоя жидкой фазы δm нахо-
дится примерно в обратно пропорциональной зависимости от скорости испа-
рения на поверхности δm. Но в соотношении 1.7 следовало бы учитывать и то,
что раcплав удаляется и избыточным давлением испарения. Но это давление,
как теперь понятно, существенно меньше того уровня, который реализуется
при сверлении одиночного отверстия с диаметром, равным ширине реза. По-
тому уже только по этой причине при резании зона теплового влияния окажет-
ся глубже, чем при сверлении. Подача в рез ассистирующего газа, давление ко-
торого внутри него дополняет давление испарения, как будет показано далее,
не обеспечивает существенного повышения эффективности эвакуации жидкой
фазы со всей поверхности фронта реза.
Математическое представление модели по крайней мере показывает, что
величину Vm невозможно рассчитать. Скорость удаления жидкой фазы может
быть определена только экспериментально, например с помощью скоростной
киносъемки. Но такая съемка позволит определить эту скорость только или
на входе, или выходе реза. То, какова она внутри реза, а там она меньше, чем
на входе, и больше, чем на выходе, остается при этом неизвестным. То есть ре-
зультаты киносъемки не внесут того, что позволило бы многое не учитывающей
модели стать все же пригодной для проведения численных расчетов. Не зная
эту скорость, а также и плотность расплава, невозможно рассчитать и величину
Vab.
В целом же рассмотренная модель является всего лишь введением в много-
гранную и сложную тематику лазерного резания. Ее особенности выявляются
только экспериментальными исследованиями, анализ которых позволяет пол-
нее понять закономерности процессов, протекающих в зоне резания. Только за-
тем будет возможно найти пути решения проблем, возникающих при проведе-
нии этого процесса на каждом металле.
В дальнейшем тексте настоящего раздела используются и анализируются
данные экспериментальных исследований процессов лазерного резания и со-
путствующих им. Целью при этом является определение условий его проведе-
ния, позволяющих достичь максимальной производительности и лучшего ка-
чества. Изложение данной проблематики целесообразно начать с рассмотрения
эффективности подачи на фронт реза ассистирующего газа.
1.3. Возможности удаления жидкой фазы потоком ассистирующего газа
Образующаяся на поверхности фронта жидкая фаза уменьшает производитель-
ность и глубину резания, ухудшает чистоту боковой поверхности реза и увели-
чивает глубину зоны теплового влияния под ней, приводит к образованию грата
на его выходе. В связи с этим во всех лазерных технологических установках в це-
ляхь удаления расплава на фронт реза через специальное сопло подается или
сжатый воздух под давлением Р0 = 8–16 атм, или инертный газ с максимальным
давлением, равным, согласно разным источникам, до Р0 ≈ 20–30 атм.
Усилие удаления жидкой фазы с элемента (единицы) площади, развиваемое
потоком ассистирующего газа, определяется соотношением
Pf = 0,5(cfpu2), (1.8)
Cf — коэффициент, характеризующий сопротивление потоку газа на боковых
поверхностях реза, являющийся функцией числа Рейнольдса, равного
R = (pub/μ), (1.9)
где p — плотность газа, u — скорость прошедшего в рез потока газа, b — харак-
терный размер ширины реза, μ — вязкость газа [5].
То есть скорость газового потока имеет определяющее значение для того, сколь
эффективно он будет способствовать удалению с нее жидкой фазы с боковой по-
верхности отверстия или реза. Отсюда понятно, сколь важно обеспечение мак-
симальной величины u. В связи с этим далее по тексту настоящего подраздела
рассматриваются результаты теоретических и экспериментальных исследова-
ний, посвященных данной тематике.
Потери давления ассистирующего газа в зазоре между соплом
и поверхностью металла
Понятно, что эти потери могут значимо уменьшить поток ассистирующего газа,
проходящий на поверхность фронта реза, и, следовательно, ухудшить его по-
казатели. Потому изначально следует рассмотреть, из-за чего они возникают
и каковы их величины. Сделать это помогают схемы распределения потоков ас-
систирующего газа вне сопла, приведенные на рис. 1.5 а, б.
Полное давление газового потока вдоль оси его истечения постоянно и рав-
но сумме статической и динамической составляющей. Динамической состав-
ляющей давления допустимо пренебречь. Возможным это становится потому,
что значимое влияние на прохождение ассистирующего газа по фронту, как по-
казано в следующих частях данного подраздела, оказывает ударная волна, об-
разующаяся в зазоре между соплом и поверхностью разрезаемого металла.
На выходе из сопла с проходным диаметром dn газ ускоряется до локальной
сверхзвуковой скорости. За соплом происходит адиабатическое расширение
газа, давление которого pc определяется из соотношения
pc = Р0 (2/γad + 1)γ(γ+1), (1.10)
где Р0 — давление газа внутри сопла, γad — показатель адиабаты, равный для
воздуха 1,4.
Оценка потерь давления при расширении газа вне сопла проводится с уче-
том площади части его потока, проходящего в рез шириной b, и площади другой
части его потока, истекающего в радиальном направлении, ограниченного ра-
бочей дистанцией Нn между соплом и резом [4]. Площадь проходящей в рез эф-
фективной части потока (Aeff ) показана на рис. 1.3 б заштрихованной областью.
Она ограничена размерами фронта и проекцией части окружности, диаметр
которой равен выходному диаметру сопла. Площадь цилиндрической поверх-
ности, через которую другая часть потока истекает в радиальном направлении,
равна
Arl = πdn Нn. (1.11)
Величина давления в эффективной части потока, определяемая из уравне-
ния непрерывности потока, равна
peff = pc Aeff /(Aeff + Arl) = f (Р0). (1.12)
Совместно соотношения 1.10 и 1.11 показывают, что для увеличения peff не-
обходимо уменьшать выходной диаметр сопла dn и его рабочую дистанцию Нn.
Однако хорошо известный из практики факт ограничивает возможность ис-
пользования и того и другого. Дело в том, что при dn < 1 мм и Нn < 1 мм выход-
ное отверстие сопла быстро засоряется продуктами, удаляемыми из зоны обра-
ботки. Скорость засорения зависит от глубины реза и теплофизических свойств
обрабатываемого материала.
Технически возможно многократно увеличить давление Р0 сжатого воздуха
или иного газа внутри сопла и за счет этого повысить peff . Но и здесь существует
ограничение физического происхождения. При Р0 > 0,3 МPа скорость потока
газа начинает превышать скорость звука. В этом случае от поверхности разре-
заемого материала отходит скачок уплотнения (отраженная ударная волна), ко-
торый ограничивает скорость газа внутри реза [6]. Поэтому, как считают авторы
цитируемого источника, не имеет смысла повышать давление внутри сопла бо-
лее чем 0,3 МPа (~3 кг/см2). Но данное утверждение не учитывает, что не толь-
ко скачок уплотнения влияет на прохождение ассистирующего газа по фронту
реза. В следующих частях настоящего подраздела и в разделе 2 показано, что
наличие скачка не является столь значимым фактором, чтобы не повышать Р0.
К этому следует добавить, что подтверждается это практикой зарубежных фирм,
28 Раздел 1. Базовые аспекты лазерного резания металлов
производящих качественное резание металлов при подаче ассистирующего газа
в сопло под давлением до 20–30 кг/см2. То, почему это необходимо делать, по-
казано экспериментально и объяснено в разделе 2.
Внесет ли увеличение Р0 существенное повышение эффективности удале-
ния жидкой фазы, можно оценить из соотношения, связывающего зависимость
Vm от давления на фронте реза
pev + peff = 1/2 · pm · V2m, (1.13)
где pev — давление испарения на фронте [4].
Для того чтобы произвести необходимую оценку, за основу следует, во-
первых, взять то, что при сверлении отверстия давление испарения внутри ка-
нала достигает 100 кг/см2 [1]. Во-вторых, то, что при резании только из-за по-
терь излучения на отражениях, показанных на рис. 1.1, давление испарения
на поверхности фронта будет значительно ниже. К этому еще следует добавить
потери излучения на экранировании.
Поскольку невозможно подсчитать величину этих потерь, приходится про-
извести их приблизительную оценку. Ее можно сделать, исходя из того, что, не-
смотря на их наличие, испарение, как показано в подразделе 1.3, сохраняется
в верхней и средней зонах поверхности фронта реза. Далее следует учесть, что
при использовании для резания лазера мощностью 2 кВт величина плотности
мощности светового пятна локализации излучения с типичным диаметром
dl = 200 мкм равна W = 6 · 106 Вт/см2. Поскольку данная величина W пример-
но в 3 раза больше порога испарения большинства металлов, то из этого сле-
дует, что плотность мощности на поверхности указанных зон, расположенных
до дросселирующего канала (см. рис. 3.7), понизилась не более чем в 3 раза.
Во столько же раз уменьшилась и величина pev [1]. То есть здесь pev ≤ 30 кг/см2.
А за этим каналом величина pev много меньше 30 кг/см2.
Демонстрационный расчет peff по соотношению (1.12) можно сделать, при-
няв Нn = 0,5 мм, dn = 1,2 мм и b = 0,25 мм. Такая величина ширины реза типична
для применений резания металлов, производимого при dl = 200 мкм. При этих
условиях получается, что Aeff = 0,049 мм2, а — Arl = 1,88 мм2. Расчет, проведен-
ный по соотношениям 1.10 и 1.12, показывает, что при Р0 = 8 кг/см2 и при этих
величинах Aeff и Arl давление прошедшего в рез потока равно peff ≈ 5 кг/см2.
То, почему в реальности величина давления на поверхности металла при-
мерно в 4 раза превышает подаваемое в сопло давление ассистирующего газа,
объяснено в последующей части настоящего подраздела. Если учесть это обстоя-
тельство, то величина эффективного давления в резе будет равна peff = 20 кг/см2.
Тем не менее из-за потерь давления в потоке этого газа, возникающих при его
прохождении по поверхности фронта, такая прибавка к pev, много меньшему
30 кг/см2, не в состоянии значимо повысить эффективность удаления жид-
кой фазы, скопившейся в дросселирующем канале и за ним. Проявляется это
в том, что не происходит увеличения скорости и глубины резания, улучшения
чистоты боковой поверхности реза и предотвращения образования грата на его
выходе. Отсюда понятно, сколь важно понизить величину радиальной части
потока ассистирующего газа и увеличить Р0.
Повышенную эффективность удаления жидкой фазы с поверхности фронта
реза обеспечивает двухструйное сопло, геометрия которого показана на рис. 1.6.
Как видно из примеров, приведенных на рис. 1.7 а, б, использование такого
сопла радикально улучшает чистоту боковой поверхности реза. Получается
это за счет того, что поток газа, выходящий из центрального проходного отвер-
стия с диаметром этого сопла, равным, например, 1,5 мм (inner nozzle exit diam),
окружен потоком газа, истекающим из щелевого кольцевого контура (outer
anuler gap). Его диаметр превышает диаметр центрального потока на несколько
миллиметров. Составляющая скорости его расширения направлена радиально,
в том числе в сторону к оси сопла. Этим ограничиваются потери давления, воз-
никающие из-за расширения центрального потока. Газ во внутреннюю часть
сопла (inner) подается под давлением 7 атм, в наружную (outer) — под давлением
в 3,5 атм. Сопло устанавливается на расстоянии 4–5 мм над поверхностью де-
тали [7].
То, как выбирается двухструйное сопло серии NK для резания конкретного
металла, рассматривается в разделах 2 и 3. Но не только это определяет прохож-
дение потока ассистирующего газа по поверхности фронта реза. Оно зависит
также и от тех процессов, которые развиваются в зазоре при условии, что газ ис-
текает из сопла со сверхзвукой скоростью. Эти процессы рассматривается в трех
последующих частях настоящего подраздела.
Зависимость массы прошедшего через рез потока
ассистирующего газа от структуры ударной волны
Важным показателем истечения газовой струи из сопла любой конструкции,
влияющим на качество реза, является то, происходит ли оно или нет со сверх-
звуковой скоростью. Если отношение давления Р0 внутри сопла к окружающе-
му его атмосферному давлению Ра превышает Р0/Ра > 1,89, то поток из него бу-
дет истекать со сверхзвуковой скоростью [7].
При такой скорости истечения потока в результате его отражений от атмос-
ферного воздуха образуется ударная волна. Происходит это сразу за кромкой
сопла, а далее ударная волна развивается, как показано на рис. 1.8, в форме
«бочки», в конце которой образуется зона уплотнения газа, называемая диском
Маха.
Из-за отражений боковой ударной волны от окружающего воздуха за пер-
вым диском Маха образуется вторая «бочка», аналогичная по форме первой,
и второй диск Маха. И далее подобная структура несколько раз повторяется.
Необходимость последующего рассмотрения определяется тем, что структура
ударной волны меняется с изменением величины Р0/Ра [7].
Для объяснения того, как структура ударной волны влияет на процесс ре-
зания, следует обратиться к результатам теоретических и экспериментальных
исследований, в том числе и по измерению массы газа, прошедшего через рез,
проведенных в Колумбийском университете (США) [7].
Предваряя рассмотрение результатов этих исследований, следует выделить
важную для практики особенность их проведения. А именно то, что все они
по необъяснимой причине проводились при подаче ассистирующего газа в соп-
ло под давлением не более 5 атм. По необъяснимой причине из практики было
известно, что для резания металлов толщиной от 0,5 мм и более ассистирую-
щий газ подается в сопло под давлением от 8 атм и до в несколько раз большего.
Тем не менее результаты этой работы важны показом следующего обстоя-
тельства. А именно того, что при увеличении давления от 8 атм и более процес-
сы в зазоре между соплом и поверхностью металла могут развиваться иначе.
Влияние ударной волны на величину давления на поверхности детали зависит
в том числе от расстояния между ней и соплом. Какова эта зависимость, демон-
стрирует кривая на рис. 1.9.
Воздух подается в сопло под давлением 260 кРа (~2,6 атм) и вытекает из него
через проходное отверстие с диаметром, равным dn = 1,5 мм. На расстоянии
от сопла до поверхности детали, находящемся в пределах до ~0,6 мм, давле-
ние на ней (а не в резе) постоянно и равно 280 кРа. При увеличении расстоя-
ния примерно до 2,7 мм оно быстро падает до минимального уровня. Затем
оно мгновенно повышается до ~240 кРа и сохраняется таковым до расстояния,
равного ~3,2 мм. После этого оно вновь циклично падает и увеличивается.
На расстоянии от сопла до детали, равном ~5 мм, оно достигает 250 кРа и оста-
ется на этом уровне на расстоянии еще ~0,4 мм. Далее при сохраняющейся
цикличности максимальный уровень давления остается примерно таким же,
а минимальный постепенно увеличивается и достигает 180 кРа на расстоянии
между соплом и деталью, равном 8,5 мм.
Данная цикличность соответствует показанной на рис. 1.8 структуре удар-
ной волны, образующейся при указанном давлении в сопле. Когда поверх-
ность детали оказывается в ее спокойной зоне, то давление на ней повышается.
Если она попадает в зону диска Маха, то давление на ней резко снижается, по-
скольку через уплотнение проходит меньшее количество ассистирующего газа.
Наиболее длинный участок максимального и стабильного давления нахо-
дится в пределах 0–0,5 мм. Но располагать сопло столь близко от поверхности
детали чревато его относительно быстрым засорением продуктами испарения
и жидкой фазой. Засорение будет происходить значительно медленнее, если
сопло установить на расстоянии, равном 5 мм или 7,5 мм от поверхности детали.
При этом на расстоянии от 5 мм и до 10 мм максимум давления на поверхно-
сти детали снижается примерно на 10 % относительно к давлению на участке
0–0,5 мм. Данная ситуация сложилась, скорее всего, потому, что радиальному
расширению сверхзвукового потока в зоне 5–10 мм из-за сниженного давления
в уплотнениях на его боковой границе уже способен препятствовать окружаю-
щий воздух. Но, как показывает рассмотрение, проведенное в следующих ча-
стях данного подраздела, невозможно быть уверенным в том, что при этом по-
высится или понизится эффективность удаления из реза жидкой фазы.
Из того же рассмотрения становится понятным, что при увеличении давле-
ния в сопле до 8–16 атм ход графика, показанного на рис. 1.9, может существен-
но измениться. То есть для его построения придется получить новые данные,
для чего потребуется стенд с соответствующим оборудованием. Но приведен-
ный выше пример использования двухструйного сопла, устанавливаемого над
поверхностью металла на 4–5 мм, показывает, что провести эти исследования
целесообразно.
Направленность иных исследований, проводимых в Колумбийском универси-
тете, основывалась на том, что структура ударной волны определяется величиной
отношения Р0/Ра. В связи с этим целью исследований являлось теоретическое
и экспериментальное изучение влияния величины этого отношения на поток
газа, проходящий через отверстие глубиной 2 мм. Их результатом стали демон-
стрируемые на рис. 1.10 графики зависимости массы воздуха (mh), прошедше-
го через это отверстие в единицу времени, от давления на поверхности детали.
(Если бы указывалось давление в сопле, то этот эксперимент не был бы связан
с предыдущим.) Расчетные и экспериментальные данные для этих графиков по-
лучены при использовании сопла с диаметром проходного отверстия, равным
dn = 0,7 мм, расположенного над поверхностью детали на расстоянии, равном
Hn = 1 мм и Hn = 2 мм.
Сравнение графиков на рис. 1.9 и 1.10 выявляет различие в прохождении
воздуха через отверстие при использовании сопел с проходным диаметром
dn = 1,5 мм и dn = 0,7 мм. При давлении в сопле с dn = 1,5 мм, равном 260 кРа,
на расстоянии его расположения над деталью Hn = 0,6 мм, как отмечено выше,
начинается спад давления на поверхности детали, что снижает массу воздуха,
прошедшего через рез. Снижение продолжается при увеличении Hn до 2,7 мм.
А при использовании сопла с dn = 0,7 мм, расположенного над деталью на рас-
стоянии Hn = 1 мм, при том же давлении воздуха в нем, как видно на рис. 1.10,
масса воздуха, прошедшего через рез, не снижается.
На расстоянии между этими соплами и деталью, равном Hn = 2 мм, такого
различия нет. При использовании обоих сопел величина массы, прошедшей че-
рез рез при давлении в них 260 кРа, приблизилась к минимальной. На рис. 1.9
видно, что на этом расстоянии при использовании сопла с dn = 1,5 мм давление
на входе в рез приближается к минимальному. При этом и масса воздуха, про-
шедшего через рез, станет минимальной.
Вероятно, что отмеченное выше различие определяется величинами диа-
метров проходного отверстия сопла, что отражается на структуре ударной
волны. Получается так, что уменьшение размера dn при Hn = 1 мм приводит
к отсутствию спада величины mh в диапазоне изменений давлений в сопле
от 1,5 · 102 кРа и до 5,5 · 102 кРа. Более того, в этом диапазоне величина mh равно-
мерно увеличивается до 4 · 104 кг/сек. Соответственно этому повысится эффек-
тивность удаления жидкой фазы с поверхности отверстия.
При Hn = 2 мм в соответствующем на рис. 1.10 графике имеется минимум,
за которым mh медленно повышается с ростом давления. При максимальном
давлении 5 · 102 кРа величина mh достигает 2,5 · 104 кг/сек. Но примерно такая
же ее величина реализуется при давлении, равном примерно 2,3 · 102 кРа. То есть
увеличение на 1 мм расстояния между деталью и соплом с dn = 0,7 мм, давление
в котором не превышает 5 атм, эффективность удаления жидкой фазы в диапа-
зоне давлений от 2,5 · 102 кРа и до 5 · 102 кРа понижается по сравнению с той, ко-
торая реализуется при Hn = 1. Но засорение сопла будет происходить медленнее.
Подтвердятся ли данные результаты при использовании сопла с dn = 1,5 мм или
иным размером dn, могут показать только такие же измерения, которые потре-
бовались для построения графиков на рис. 1.10.
Для того чтобы стало понятным, почему увеличение Р0/Ра при Hn = 2 мм
приводит к колебаниям величины mh, следует коротко изложить, как изменя-
ется структура сверхзвукового потока по глубине отверстия. Для этого ниже
рассматриваются результаты математического моделирования, представлен-
ные в работе [7].
Здесь же следует обратить внимание на то, что данные экспериментальных
исследований, приведенные в работе [7], показывают, что лучшие показатели
резания на глубину 2 мм, проводимого в среде воздуха или инертного газа, при
давлении, не превышающем 5 атм, достигаются подбором расстояния между
соплом и поверхностью детали. Применительно к резанию на большую глуби-
ну, проводимому в зависимости от свойств обрабатываемого металла с давле-
нием в сопле до 20–30 атм, это означает необходимость подбора оптимальных
величин как диаметра сопла, так и его расположения относительно поверхно-
сти детали. В этом случае целесообразно провести измерения, аналогичные
тем, которые потребовались для построения рассмотренных выше графиков.
Их количество позволяет уменьшить использование эмпирической формулы
для расчета дистанции (ХM) от сопла до первого диска Маха. Она такова:
XM = 0,67dn (Р0/Ра)1/2. (1.14)
И все же для того чтобы понять, чем определяется эффективность удаления
жидкой фазы с поверхности фронта реза и можно ли ее повысить, следует об-
ратиться к более подробному рассмотрению того, что происходит в сверхзвуко-
вом потоке газа в зазоре между соплом и поверхностью детали и как это влияет
на поток в отверстии.