eng
Содержание
Содержание
Вступление 7
Сведения об авторах 7
Раздел 1. Базовые аспекты лазерного резания металлов 9
Аннотация к разделу 9
Введение 11
1.1.
Базовые факторы процесса лазерного резания металлов 12
1.1.1.
Поглощение лазерного излучения металлами 12
1.1.2.
Влияние гауссова распределения интенсивности излучения
на площади светового пятна его локализации dl на процесс резания 14
1.1.3.
Усредненная величина плотности мощности на dl — показатель
того, как развивается процесс резания 16
1.2.
Модель лазерного резания 17
1.2.1.
Формирование поверхности фронта реза 17
1.2.2.
Математическая модель лазерного резания 22
1.3.
Возможность удаления жидкой фазы потоком ассистирующего газа 25
1.3.1.
Потери давления ассистирующего газа в зазоре между соплом
и поверхностью металла 26
1.3.2.
Зависимость массы прошедшего через рез потока ассистирующего
газа от структуры ударной волны 30
1.3.3.
Математическое моделирование профиля статического давления
в зазоре между соплом и поверхностью изготавливаемой детали
и в зоне обработки 35
1.3.4.
Математическое моделирование распределения давления в зазоре
между соплом и поверхностью металла с увеличенной толщиной 42
1.3.5.
Экспериментальное моделирование сверхзвукой струи на фронте
реза 46
1.4.
Базовые закономерности процесса лазерного резания металлов
на максимально возможную глубину 53
1.4.1.
Аккумуляция тепла, развивающаяся на заданном контуре реза,
и ее последствия 53
1.4.2.
Какой должна быть скорость резания 59
1.4.3.
Механизм образования термодеформаций 61
Экспериментальные данные о возникающих при резании
пластичных деформациях, анализ условий их образования 67
1.4.4.
Зависимость удаления жидкой фазы от скорости резания 72
1.4.5.
Как образуются ребра на боковой поверхности реза 74
1.4.6.
Какой должна быть ширина реза и от чего она зависит 84
1.4.7.
Оптимизация локализации излучения и ширины реза 86
Метод оптимизации локализации излучения 86
В каком месте каустики надо устанавливать поверхность детали 88
1.4.8.
Улучшение оптимизации условий резания подбором
сочетания фокусных расстояний коллиматорной линзы лазера
и фокусирующего объектива 91
Приближение локализации излучения к оптимальному уровню 96
Литература 104
Раздел 2. Резание металлов в среде сжатого воздуха или нейтральных газов
волоконным лазером мощностью 1–2 кВт 105
Аннотация к разделу 105
2.1.
Что влияет на процесс резания металлов 107
2.1.1.
Негативное влияние присадок в металлах 108
2.1.2.
Влияние состояния поверхности, конструкции и расположения
сопла над поверхностью металла 110
2.1.3.
Влияние фокусного расстояния фокусирующего объектива 113
2.2.
Технология врезания, проведение начала и окончания резания 116
2.2.1.
Врезание 116
2.3.
Алгоритм резания участков разгона, торможения и углов контура реза 122
2.3.1.
Расчет параметров излучения для резания участков разгона
и торможения 124
Расчет параметров излучения по первому варианту 125
Режимы резания по второму варианту 128
2.3.2.
Режимы резания углов 129
2.4.
Режимы резания металлов толщиной 0,1–0,5 мм 131
2.4.1.
Расчет скорости резания 131
2.4.2.
Резание нержавеющий стали толщиной 0,5 мм 133
2.4.3.
Резание нержавеющий стали толщиной 0,28 мм 135
2.4.4.
Резание ковара толщиной 0,14 мм 135
2.5.
Резание в режиме in fl y: метод повышения качества и скорости этого
процесса 138
2.5.1.
Резание трансформаторной стали толщиной 0,15 мм, проводимое
в непрерывном режиме работы лазера 138
2.5.2.
Резание деталей из трансформаторной стали толщиной 0,28 мм,
проводимое в импульсном режиме работы волоконного лазера 143
2.5.3.
Резание угловых зон, расположенных на обрабатываемой детали 149
2.6.
Предельная глубина резания в режиме in fl y и особенность
его проведения 150
2.7.
Режимы резания конструкционной стали в среде сжатого воздуха
непрерывным излучением волоконных лазеров 156
2.7.1.
Обобщенный анализ проведенных в период 2009–2011 гг.
исследований процесса резания конструкционной стали 3
толщиной 1–2 мм 156
2.7.2.
Повышение плотности мощности на фронте реза 158
2.8.
Условия и результаты резания нержавеющих сталей 161
2.8.1.
Особенности резания нержавеющих сталей 161
2.8.2.
Зависимость скорости резания и чистоты боковой поверхности
реза от содержания присадок (железо, хром, углерод, марганец,
кремний и никель) 163
2.8.3.
Исследование возможностей минимизации высоты грата при
резании нержавеющей стали толщиной 1–5 мм 172
Резание лазером мощностью 2 кВт 172
Условия минимизации высоты грата при резании в среде
сжатого воздуха нержавеющей стали с содержанием хрома 12 %
толщиной от 1 мм и более 174
Условия минимизации высоты грата при резании нержавеющей
стали с содержанием хрома 18 % толщиной до 5 мм 175
Наиболее стабильное и эффективное условие минимизации
высоты грата при резании нержавеющих сталей толщиной
4
–5 мм волоконным лазером мощностью 2 кВт 178
2.8.4.
Резание нержавеющей стали толщиной до 10 мм излучением
лазера мощностью 2 кВт 179
2.9.
Условия и результаты резания сплавов алюминия 184
2.9.1.
Влияние на процесс резания сплавов алюминия их коэффициента
отражения, температуры плавления и испарения 184
2.9.2.
Влияние на процесс резания сплавов алюминия ассистирующего
газа 188
2.9.3.
Влияние конструкции и проходного диаметра сопла 194
2.9.4.
Влияние на результаты резания установки поверхности
обрабатываемого сплава алюминия относительно перетяжки
каустики 197
2.9.5.
Сравнение результатов резания сплавов алюминия толщиной
до 5 мм, полученных использованием волоконных лазеров
мощностью 1 и 2 кВт 201
2.9.6.
Резание алюминиевых сплавов излучением мощностью 2 кВт
при постановке поверхности металла в плоскость каустики,
расположенную выше ее перетяжки на расстоянии f = −1 мм 207
2.9.7.
Резание алюминиевых сплавов толщиной до 10 мм излучением
волоконного лазера мощностью 2 кВт 208
2.9.8.
Условия резания сплава алюминия AlMg3 толщиной от 5 до 10 мм
с минимизированной высотой грата излучением волоконного
лазера мощностью 2 кВт 212
2.10.
Условия и результаты резания меди 215
2.10.1.
Особенности резания меди 215
2.11.
Условия резания латуни и его результаты 218
2.11.1.
Резание латуни волоконным лазером мощностью 1 кВт 218
2.11.2.
Условия резания латуни волоконным лазером мощностью 2 кВт
и его результаты 220
2.12.
Особенности резания специальной стали и константана волоконным
лазером мощностью 2 кВт 225
2.12.1.
Резание специальной стали 226
2.12.2.
Резание константана 227
2.13.
Резание металлов импульсным излучением волоконного лазера 230
2.13.1.
Резание деталей из латуни толщиной 0,5–2 мм 230
Выбор длительности и частоты импульсов 232
Расчет перекрытия соседних световых пятен 233
Литература 235
Раздел 3. Лазерное резание конструкционной стали в среде кислорода 236
Аннотация к разделу 236
Введение 238
3.1.
Преимущества, базовые понятия резания в среде кислорода и его
основная проблема 239
3.2.
Возможно ли лазерно-кислородное резание без образования ребер
на боковой поверхности реза 250
Эксперименты и их результаты 251
Аналитическая часть 254
3.3.
Резание конструкционной стали в среде кислорода излучением
волоконного лазера мощностью 1 кВт 259
3.3.1.
Образование поперечной формы фронта реза 260
3.3.2.
Образование ребер на боковой поверхности реза 265
3.3.4.
Результаты резания при повышенном расходе кислорода 267
3.3.5.
Условия проведения резания улучшенного качества 278
3.4.
Резание конструкционной стали в среде кислорода излучением
волоконного лазера мощностью 1,5 кВт 283
3.5.
Резание конструкционной стали в среде кислорода излучением
волоконного лазера мощностью 2 кВт 291
3.6.
Повышение скорости и улучшение качества резания конструкционной
стали толщиной 3–10 мм, проводимого излучением волоконного лазера
мощностью 1 кВт в среде кислорода с чистотой 99,97 % 296
3.7.
Влияние тепловых деформаций на результаты кислородно-лазерного
резания 303
3.8.
Влияние аккумуляции тепла на контуре реза на качество его боковой
поверхности 311
3.9.
Понижение аккумуляции тепла на контуре резания 317
3.10.
Исследования возможности резания конструкционной стали
толщиной до 16 мм 322
3.10.1.
Особенности резания в среде кислорода конструкционной стали 3 323
3.10.2.
Увеличение глубины качественного резания конструкционной
стали 3 325
3.10.3.
Особенности проведения врезания в среде кислорода
в конструкционной стали 3 толщиной от 3 до 16 мм 330
3.11.
Влияние остаточных напряжений в конструкционной стали
на процесс резания 332
3.12.
Влияние колебаний на результаты резания 335
Литература 339
Закономерности резания металлов мощным волоконным лазером,
разработанные в НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ» 340
Вступление
В начале 2013 г. была опубликована книга «Практика прецизионной лазер-
ной 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, по-
лупроводниковых и диэлектрических материалов.
В 2016 г. сотрудниками НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ» Е. Д. Вакс, И. Ф. Ле-
бёдкиным, М. Н. Миленьким, Л. Г. Сапрыкиным и А. В. Толокновым была опу-
бликована книга «Резание металлов излучением мощных волоконных лазеров».
С той поры в российской промышленности наибольшее распространение при-
обрело резание различных металлов такими лазерами. И это направление, не-
сомненно, будет расширяться и совершенствоваться далее. Но для того чтобы
это произошло, было необходимо развить понимание физических процессов,
протекающих при лазерном резании, и на этой основе разработать методы
улучшения его качественных показателей и производительности.
Скорректированное и дополненное новыми результатами второе издание
этой книги посвящено описанию разработанных и проверенных эксперимен-
тально в НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ» эффективных решений для улучше-
ния результатов резания в период 2014–2019 гг. В нем приведены и проанали-
зированы также новые дополнительные экспериментальные и теоретические
результаты исследований зарубежных фирм, посвященные данной тематике.
Изложение разделов 2 и 3 во втором издании этой книги построено таким
образом, чтобы более полно и понятно изложить для читателей физические
процессы лазерного резания и методы оптимизации условий проведения реза-
ния, позволяющие реализовать повышенную производительность и улучшен-
ные качественные его показатели.
Сведения об авторах
Кандидат технических наук Е. Д. Вакс работает в области лазерной технологии
с 1963 г. Он проводил экспериментальные исследования и разрабатывал осно-
вы теории лазерного сверления и резания используемых в промышленности
материалов. Под его руководством впервые в СССР были разработаны и вне-
дрены 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 фре-
зерования волок из природного и искусственного алмазов. В последние годы
Е. Д. Вакс проводит усовершенствование технологии резания металлов излуче-
нием мощных волоконных лазеров, применяемых в соответствующем оборудо-
вании, разрабатываемом и выпускаемом НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ».
Один из создателей отечественной элементной базы квантовой электрони-
ки к. т. н. 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».
М. Н. Миленький пришел в лазерную индустрию в начале 80-х годов после
окончания факультета физической и квантовой электроники МФТИ. В 90-х го-
дах он руководил лабораторией лазерных лидарных систем НИИ «Зенит».
В конце 90-х годов Л. Г. Сапрыкин и М. Н. Миленький организовали и воз-
главили научно-производственный центр «Лазеры и аппаратура ТМ». В настоя-
щее время этот центр из малого предприятия, выполнявшего разовые заказы,
вырос по количеству выполняемых НОКР с разнообразными тематическими
направлениями, номенклатуре и объему производства в общепризнанного ли-
дера среди российских производителей лазерного технологического оборудова-
ния.
Кандидат технических наук Е. В. Раевский — выпускник МФТИ 1985 г. С тех
пор основным направлением его научной и производственной деятельности
является разработка твердотельных лазеров, применяемых в том числе и для
обработки различных материалов. С 2011 г. он работает научным сотрудником
в НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ».
Выпускник МВТУ А. В. Толокнов работает в НПЦ «Лазеры и аппарату-
ра ТМ» с 2004 г. В настоящее время он является заместителем главного инжене-
ра АО НИИ ЭСТО. А. В. Толокнов занимается разработкой лазерных установок
для резания и сварки различных материалов излучением мощных волоконных
лазеров, а также их внедрением на промышленных производствах.
Ведущий инженер И. Ф. Лебёдкин работает в технологической лаборатории
НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ» с 2012 г. В период 2012–2015 гг. он эффективно
участвовал в создании технологии резания металлов излучением мощных воло-
конных лазеров, а также в разработке математического обеспечения для лазер-
ных резательных установок и их внедрении на промышленных производствах.
С 2016 г. по настоящее время он занимается разработкой технологии аддитив-
ного изготовления сложнопрофильных деталей из металлических порошков
и лазерных технологических установок для этого процесса.
Руководитель лаборатории НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ» Е. С. Платов
закончил МВТУ. Он руководит разработкой технологии резания металлов и ди-
электриков, внедряет эти технологии в производство.
РАЗДЕЛ 1
БАЗОВЫЕ АСПЕКТЫ
ЛАЗЕРНОГО
РЕЗАНИЯ МЕТАЛЛОВ
Аннотация к разделу
Примерно в 2/3 текста этого раздела приведены новые необходимые для практи-
ки данные. Среди них ряд новых закономерностей резания и сопровождающих
его процессов. Остальной текст этого раздела повторяет приведенный в кни-
ге «Практика лазерной прецизионной обработки», опубликованной в 2013 г.
Но с учетом замечаний к нему он отредактирован и в него введен ряд поясняю-
щих дополнений. Тем самым улучшено его изложение и облегчено понимание.
Новыми данными являются:
зависимость коэффициента отражения алюминия — и стали от температуры
нагрева этих металлов. Без ее учета невозможно понять различие 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 ква-
драту скорости его потока;
— расширенное и подробно проанализированное рассмотрение четырех мо-
делей 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 поверх-
ности фронта реза.
Важными для практики результатами, выясненными при этом рассмотре-
нии, являются также следующие факторы:
а) особенности формирования профиля и величины статического дав-
ления в сверхзвуковой струе ассистирующего газа в зазоре между соплом
и поверхностью металла, определяющие прохождение его потока по поверхно-
сти фронта реза. Рассмотрено, как это влияет на качество обработки;
б) увеличение в четыре 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 за-
зора 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 возмож-
ной, количество образованной на фронте жидкой фазы становится мини-
мальным;
— объяснение того, почему максимально возможная скорость резания не долж-
на превышать скорость удаления жидкой фазы с поверхности фронта реза;
— объяснение причин, почему, несмотря на некоторое увеличение количества
образуемой на фронте жидкой фазы, скорость резания должна быть не-
сколько меньше, чем максимально возможная;
— рассмотрение и анализ влияния на результаты резания тепловых деформа-
ций, развивающихся в металле, расположенном вокруг фронта реза. Приве-
дены и проанализированы конкретные примеры влияния тепловых дефор-
маций на результаты резания;
— введено понятие оптимизированной ширины реза. Объяснено, почему при
оптимизированной ширине реза улучшаются показатели резания;
— объяснена необходимость:
• проведения такой настройки коллиматора лазера, при которой расходи-
мость излучения волоконного лазера понижается до 0,5 мрад;
• оптимального сочетания фокусного расстояния коллиматора с фокус-
ным расстоянием фокусирующего объектива.
Экспериментально подтверждено, что при этом улучшаются качество и про-
изводительность лазерного резания.
Все вышеизложенное относится к резанию металлов, проводимому в сре-
де сжатого воздуха или нейтральных газов. (Процесс кислородно-лазерного
резания конструкционной стали рассмотрен в разделе 3.) Какие при этом тре-
бования предъявляются к качественным и точностным результатам, показано
во введении к разделу.
Введение
Оно предназначено для того, чтобы вкратце представить проблематику, кото-
рая рассматривается в данном разделе. Таковой является возможность резания
различных металлов необходимой предприятиям толщины в среде сжатого воз-
духа или нейтральных газов, а также требования, которые предъявляются к его
результатам.
Накопленная НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ» статистика показывает,
что резание металлов толщиной 1–10 мм с удовлетворительной чистотой боко-
вой поверхности реза является наиболее востребованным отечественной про-
мышленностью. Удовлетворительная чистота означает ограничение как высо-
ты образующихся на ней ребер, так и наличия на ней застывшей жидкой фазы,
а в ряде применений и глубины зоны термического влияния. Ограничивается
также высота грата, образованного на выходе реза из застывшей жидкой фазы.
Многие отечественные предприятия, использующие лазерное резание или на-
меревающиеся 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 удовлет-
ворительные результаты по его предельной глубине, качественным показате-
лям и производительности реализуются с использованием волоконных лазеров
мощностью 2 кВт и подбором условий проведения резания. Соответствующая
этим условиям предельная его глубина в среде сжатого воздуха равна: для кон-
струкционной стали — 2 мм, для сплавов алюминия — 10 мм, а для нержавею-
щей стали — до 10 мм. Качественные показатели резания должны быть такими,
чтобы его было допустимо считать приемлемым для производств. В подразделе
3 показано, что для реализации качественного резания конструкционной стали
толщиной от 3 мм и более 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 опти-
мизировать, каким образом это делается и к каким результатам приводит, рас-
смотрено в тексте настоящего раздела.
— Резание металлов толщиной от 0,1 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 поверх-
ности реза, полного отсутствия грата на его входе и выходе. К этому добавляют-
ся жесткие допуски как на размеры вырезаемого контура, так и координаты его
размещения. 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 яв-
ляются: поглощение металлами лазерного излучения, гауссово распределение
интенсивности излучения на световом пятне его локализации и усредненная
плотность мощности на нем.
1.1.1. Поглощение лазерного излучения металлами
Прежде чем перейти к рассмотрению того, какие процессы развиваются при ла-
зерной обработке металлов и чем определяются ее показатели, следует напом-
нить о том, как происходит взаимодействие лазерного излучения с ними.
Задолго до появления лазеров было известно, что свет в металлах погло-
щается 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 Ir в металле по глубине h описывается соотношением
I(h) = Ir ∙ (1 − Rref)eah (закон Бугера), (1.1)
где Rref — коэффициент отражения, — коэффициент поглощения, Ir — воз-
действующее излучение.
Величина А = 1 − Rref показывает поглощательную способностью металлов,
являющуюся одним из важнейших для практики лазерной обработки параме-
тром.
Глубина проникновения излучения, называемая иначе скин-слоем, зави-
сит от , и ее величина равна порядка 10-2 мкм. Электрону, получившему избы-
ток 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 la = 10-1 мкм. Материал этого слоя нагревается, а затем теплопроводностью тепло передается вглубь материала.
После того как металл в некотором объеме с глубиной, превышающей la, нагреется сначала до температуры плавления, а затем до температуры испарения,начинается его удаление. В него входит и вытеснение образовавшейся жидкойфазы. 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 приве-
сти следующую информацию. Высокий коэффициент отражения меди на дли-
не волны = 1,06 мкм, как известно из сообщений зарубежных и отечествен-
ных 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 отсутству-
ют данные по резанию меди такими лазерами. Однако график, показанный
на рис. 1.1, подсказывает, каким образом резание меди может проводиться с ис-
пользованием волоконного лазера, генерирующего излучение = 1,06 мкм, без
опасения его разрушения [2].
Возможность резания меди основывается на том, что при ее нагревании
до температуры плавления коэффициент поглощения на = 1,06 мкм увеличи-
вается примерно до = 0,9. Отсюда следует, что если предварительно каким-то
образом нагреть этот металл до температуры плавления, то далее станет воз-
можным его резание излучением волоконного лазера.
Произойдет это потому, что затем температура плавления на фронте реза
будет сохраняться уже автоматически. Каким простым способом можно осуще-
ствить предварительный нагрев меди до температуры плавления и почему она
после этого поддерживается автоматически, объяснено и подтверждено резуль-
татами резания этого металла, приведенными в разделе 2.
Зависимость коэффициента отражения от температуры имеет место не только
у меди, но и у алюминия и железа. Эта зависимость показана на рис. 1.2 [3]. При-
веденные на нем графические данные подтверждаются примерами резания нержа-
веющий стали и сплавов алюминия, рассмотренными в разделе 2.
1.1.2. Влияние гауссова распределения интенсивности излучения
на площади светового пятна его локализации dl на процесс
резания
Качественное представление гауссова распределения интенсивности излучения
на световом пятне диаметром dl, на которое фокусируется излучение на поверхно-
сти металла, показано ниже на рис. 1.4б. Представить его в численном виде невоз-
можно из-за отсутствия необходимых для этого измерительных средств. Поэтому
его роль в процессе резания рассматривается далее по настоящему тексту на осно-
вании известных физических закономерностей и экспериментальных данных.
Поскольку излучение проходит по фронту реза за счет отражений от его
боковой поверхности, то гауссов характер распределения интенсивности со-
храняется до глубины фронта, на которой образуется дросселирующий канал.
(На фото на рис. 3.7 этот канал виден.) При этом излучение из центральной его
зоны, в которой его интенсивность максимальна, проходит по глубине фронта
реза с меньшим количеством отражений, то есть с меньшими потерями, возни-
кающими из-за поглощений на каждом из них.
Его воздействие образует наибольшую абляцию по сравнению с той, кото-
рая развивается на поверхности фронта реза от воздействия излучения с мень-
шей интенсивностью, поступающего на него из зоны, находящейся за централь-
ной. Причина — скорость испарения и избыточное давление паров, удаляющих
жидкую фазу, пропорциональны интенсивности излучения. Вот почему гауссо-
во распределение является определяющим фактором того, что поперечная фор-
ма фронта реза с самого начала его формирования становится конусной.
С учетом данной особенности становится понятным его определяющая роль
в формировании на некоторой глубине от входа в рез дросселирующего канала.
От его размеров 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 гауссова распределения зависит глубина распространения теплового поля
под боковой поверхностью фронта. Причина — периферийная часть гауссова
распределения с интенсивностью, меньшей порога плавления металла, произ-
водит 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. Нагретый в верхней зоне фронта до такой температуры
металл удаляется избыточным давлением испарения и давлением ассистирую-
щего газа, что расширяет ее.
Суммарные потери давления испарения и ассистирующего газа быстро воз-
растают по глубине. Потому несколько ниже верхней зоны снижается эффектив-
ность удаления образовавшейся здесь жидкой фазы, что приводит к ее накопле-
нию еще до дросселирующего канала. Замедленное ее прохождение через этот
канал увеличивает накопление. В результате здесь экранирование излучения мо-
жет возрасти до того, что резание на некоторое время может прекратиться.
Гауссово распределение определяющим образом влияет на ширину и чи-
стоту поверхности зоны фронта реза, расположенную за дросселирующим ка-
налом. Причина — в ней из-за потерь излучения в абляции превалирует жид-
кая фаза. Из-за уменьшенного в этой зоне суммарного давления испарения и ассистирующего газа ее удаление становится менее эффективным. Этим
определяется влияние гауссова распределения на ширину реза в этом месте
и на чистоту его боковой поверхности. В зависимости от иных условий прове-
дения резания его ширина на выходе может или увеличиться, или уменьшить-
ся. Чистота его боковой поверхности в этом месте ухудшается. На выходе реза
образуется высокий грат.
1.1.3. 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 резания и объяснить его результаты. Ее величина на dl вычисляется
из соотношения W = P/S, где P — мощность излучения, S — площадь, на кото-
рую оно фокусируется.
Значимость величины W на dl состоит в том, что она позволяет оценить,
каким будет состав абляции, развивающейся на фронте реза. А именно — пре-
валирует ли в ее составе испаренная или жидкая фаза. Количеством распла-
ва 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 препят-
ствует прохождению потока ассистирующего газа. В сумме эти потери ухудша-
ют скорость и качественные показатели резания.
На образование и накопление расплава на фронте реза влияет поперечная его
форма и ее размеры. Чем больше величина W, тем цилиндричнее она становится
и тем в большей мере удаляется с его поверхности жидкая фаза. С увеличени-
ем W в составе абляции уменьшается количество жидкой фазы. Ее уменьшение
вызвано еще и тем, что она эффективнее удаляется с фронта соответствующим
величине W повышенным давлением избыточного испарения.
С увеличением W глубина резания возрастает еще и потому, что формирую-
щийся на фронте реза у всех металлов толщиной более 2 мм дросселирующий
канал образуется на большей высоте от входа в рез [1]. Притом его минималь-
ный диаметр увеличивается, а длина укорачивается. В результате 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. Отече-
ственными предприятиями используются лазеры мощностью не более 3 кВт.
При применении наиболее мощного из них его излучение фокусируется обычно
на световое пятно с диаметром, равным dl = 200–250 мкм. Усредненная величи-
на плотности мощности на нем не превышает W = (6–9) · 106 вт/см2. Такая вели-
чина W не более 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 ро-
стом толщины обрабатываемого металла, ухудшению чистоты боковой поверх-
ности 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 ис-
пользовании для его проведения лазера мощностью 1 кВт, излучение которого
фокусируется в световое пятно, равное dl = 250 мкм, величина W уменьшилась
до близкой к порогу испарения. Тем не менее при этом в среде сжатого воздуха
возможно резание конструкционной стали толщиной до 5 мм. Хотя и с неудо-
влетворительными качественными показателями, но все-таки оно возможно.
Определяется это тем, что реальное распределение интенсивности излучения
на поверхности dl является гауссовым. Повышенная его интенсивность в цен-
тральной зоне является тем фактором, который позволил проводить резание
конструкционной стали толщиной 5 мм.
1.2. Модель лазерного резания
Предваряя рассмотрение этой модели, следует еще раз обратиться к тому, как
в реальности формируется продольная поверхность фронта реза. Это позволяет
не только понять, сколь сложно в математической модели учесть все особенно-
сти этого процесса, но и дополнить их. Тем не менее даже в упрощенном своем
виде она позволила установить качественную зависимость скорости абляции
от физических констант металлов, а значит, и скорости их резания. Позволя-
ет она также показать, как скорость абляции определят толщину слоя жидкой
фазы, образующейся на поверхности фронта реза. Все это необходимо для по-
нимания того, каким образом можно улучшить показатели резания.
1.2.1. Формирование поверхности фронта реза
Схематическое представление формирования продольной поверхности фрон-
та показано на рис. 1.3 и 1.4а, б. Данный процесс рассматривается для случая
проведения резания с использованием импульсного излучения. В принци-
пе, он не отличается от того, который проводится непрерывным излучением.
Определяется это тем, что, как показано в подразделе 1.4, абляция и в этом слу-
чае также происходит периодически с конкретной частотой. Периодичность
развивается при том, что сквозное резание поддерживается подбором его ско-
рости. Чем она вызвана, объяснено в этом же подразделе. К тому следует до-
бавить, что как и при резании, проводимом импульсным излучением, разви-
тие абляции коррелируется с перемещением dl на новую позицию, отстоящую
от предыдущей на расстояние, равное dl.
На рис. 1.3 и 1.4а, 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 являет-
ся тем же самым, соответствующую ему величину шага dl. Забегая несколько
вперед, следует отметить, что при резании непрерывным излучением, прово-
димым на определенной скорости, величина dl, равная примерно 0,5dl, уста-
навливается 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
Абляция материала на фронте реза происходит как за счет испарения, по-
казанного на рис. 1.4а стрелкой Vev, так и удаления жидкой фазы, показанного
стрелкой Vm, с поверхности слоя расплава m, образующегося на его поверхно-
сти Scut, избыточным давлением испарения. Величина избыточного давления
зависит от усредненной плотности мощности W на Scut. От чего зависит величи-
на W на поверхности фронта, помогает понять объяснения к рис. 1.4б.
На рис. 1.4б над верхней поверхностью реза схематически показано гауссо-
во распределение интенсивности излучения на dl. Пунктирная кривая демон-
стрирует положение dl и распределение на нем, предшествующее перемещению
детали на расстояние, равное dl. Сплошная кривая — после перемещения.
Сплошная линия фронта резания 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 большую площади dl. Потому W на Scut меньше, чем на по-
верхности dl. С увеличением глубины фронта резания только одно данное сни-
жение 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. Все эти потери возрастают с увеличением
h [1]. Дополнительные к ним потери возникают следующим образом. Посколь-
ку dl < dl, часть излучения (на кривой распределения она заштрихована) про-
ходит через рез насквозь, не производя абляции на его фронте. В зависимости
от того, как изменится интенсивность излучения по его распределению на dl,
эти потери могут стать весьма ощутимыми, в особенности когда глубина реза
h >dl.
Суммарные потери определяют, что глубина слоя расплава m, образующе-
гося на Scut, неравномерна по h. Понятно, что на большей глубине фронта она
увеличивается из-за возрастающих потерь. Они же и являются причиной воз-
никновения неравенства ni > nop. Вдобавок частичное поглощение излучения,
происходящее при его отражении от поверхности фронта, поддерживает во вре-
мени высокую температуру металла на Scut. Из-за теплоотвода от находящегося
на Scut слоя жидкой фазы за ней увеличивается глубина теплового поля с уров-
нем температуры, достаточным для изменения исходной структуры металла.
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. 1.4а, 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 тех технологиях изготовления изделий, в которых оно или наиболее
эффективно, или является зачастую единственно возможным.
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 удалятся последующей меха-
нической обработкой.
Чем меньше Sd (или, что является тем же самым, меньше dl), тем меньше
объем Uab материала, который удаляется с Scut. Но при этом, как несложно видеть
на рис. 1.4б, возрастают потери энергии излучения, проходящего мимо поверх-
ности фронта, что снижает плотность мощности на ней. Поэтому уменьшается
избыточное давление испарения, что понижает эффективность удаления жид-
кой фазы. При этом за поверхностью Scut увеличивается глубина зоны теплово-
го влияния. Чревато это тем, что здесь, а также на расположенной на определен-
ном расстоянии предшествующей части боковой поверхности реза образуются
глубокие слои расплава m, под которыми образуется зона термонапряжений.
Наличие расплава 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
удален с поверхности фронта. С учетом гауссова 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,
какая часть излучения из гауссова распределения интенсивности будет произ-
водить абляцию на увеличенной поверхности Sd. Без этого невозможно также
разобраться в том, как изменится качество боковой поверхности реза. Невоз-
можно 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. 1.4а,
с увеличением Sd становятся меньшими. (Меньшая часть отраженного излу-
чения проходит в зону предыдущего положения фронта реза.) Поскольку при
этом на Scut повышается W, то на фронте реза толщина слоя m 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 возросшей поверхно-
сти фронта может остаться увеличенное ее количество, величина которого тоже
не поддается расчету.
1.2.2. 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 представления
модели резания подтверждает такой вывод. Для ее упрощения предполагается,
что образование сквозного фронта реза глубиной h происходит от действия из-
лучения 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,
поскольку за время действия одного импульса деталь передвинется на расстоя-
ние, которое незначительно изменит величину Uab. Например, при длительно-
сти импульса 400 мкс и типичной для этого случая скорости резания конструк-
ционной стали толщиной 2 мм, не превышающей 10 м/мин, деталь сместится
не боле чем на 50 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/Fits, 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 излуче-
нием в зависимости от его мощности скорость этого процесса может быть выше.
В этом случае в соотношении 1.2 следует учитывать соответствующее тому уве-
личение 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 m и высотой h со ско-
ростью Vev, а избыточное давление испарения удаляет жидкую фазу из объема
слоя m со скоростью Vm. Тогда уравнение 1.3 с некоторыми упрощениями рас-
чета объема слоя m запишется в виде
Vab = m Vev / + 2m m Vm/rl, (1.4)
где m — плотность расплавленного материала, — 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 m определяется из соотношения
m T/Vab, (1.5)
где T — коэффициент температуропроводности. После подстановки 1.5 в 1.4
и решения квадратного уравнения получается, что
Vab = 1/2{mVev/ + [(m Vev /)2 + 8 m Km Vm/rl]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 равна примерно скорости звука в твердой фазе.
Из соотношений 1.5 и 1.6 видно, что толщина слоя жидкой фазы m находит-
ся примерно в обратно пропорциональной зависимости от скорости испарения
на поверхности m. Точнее говоря, от избыточного давления, которое создает
это испарение. Но оно, как теперь понятно, существенно меньше того уровня,
который реализуется при сверлении одиночного отверстия с диаметром, рав-
ным ширине реза. Потому уже только по этой причине при резании зона тепло-
вого влияния окажется глубже, чем при сверлении. Подача в рез ассистирую-
щего газа, давление которого внутри него дополняет давление испарения, как
будет показано далее, не обеспечивает существенного повышения эффектив-
ности 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 на 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 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 возможно будет 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. Возможность 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 гра-
та на его выходе. В связи с этим во всех лазерных технологических установках
в целях 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, под давлением до Р020–
30 атм.
Усилие удаления жидкой фазы с элемента (единицы) площади, развиваемое
потоком ассистирующего газа, определяется соотношением
Pf = 0,5(cfu2), (1.8)
Cf — коэффициент, характеризующий сопротивление потоку газа на боковых
поверхностях реза, являющийся функцией числа Рейнольдса, равного
R = (pub/u), (1.9)
где — плотность газа, u — скорость прошедшего в рез потока газа, b — харак-
терный размер ширины реза, — 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, как важно обеспечение макси-
мальной величины u. В связи с этим далее по тексту настоящего подраздела рас-
сматриваются результаты теоретических и экспериментальных исследований,
посвященных данной тематике.
1.3.1. 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. 1.5а, б.
Полное давление газового потока вдоль оси его истечения постоянно и рав-
но сумме статической и динамической составляющих. 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/ad + 1)( + 1), (1.10)
где Р0 — давление газа внутри сопла, ad — 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. 1.5б заштрихованной областью.
Она ограничена размерами фронта и проекцией части окружности, диаметр ко-
торой равен выходному диаметру сопла. Площадь цилиндрической поверхности,
через которую другая часть потока истекает в радиальном направлении, равна
Arl = dn 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 возду-
ха или иного газа внутри сопла и за счет этого повысить peff . Но и здесь суще-
ствуют ограничения физического происхождения. При Р0 > 0,3 МPа скорость
потока газа начинает превышать скорость звука. В этом случае от поверхности
разрезаемого материала отходит скачок уплотнения (ударная волна), который
ограничивает скорость газа внутри реза [6]. Поэтому, как считают авторы ци-
тируемого источника, не имеет смысла повышать давление внутри сопла более
0,3 МPа (~3 кг/см2). Но данное утверждение не учитывает, что не только ска-
чок уплотнения влияет на прохождение ассистирующего газа по фронту реза.
В следующих частях настоящего подраздела показано, что наличие скачка
не является столь значимым фактором, чтобы не повышать Р0. К этому следует
добавить, что подтверждается это практикой зарубежных фирм, производящих
качественное резание металлов при подаче ассистирующего газа в сопло под
давлением до 20–30 кг/см2. Почему это необходимо делать, показано экспери-
ментально 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 · m · V2
m, (1.13)
где pev — давление испарения на фронте [4].
Для того чтобы произвести оценку, за основу следует, во-первых, принять
то, что при сверлении отверстия давление испарения внутри канала достига-
ет 100 кг/см2 [10]. Во-вторых, то, что при резании только из-за потерь излуче-
ния на отражении, показанных на рис. 1.4, давление испарения на поверхности
фронта будет значительно ниже. К этому еще следует добавить потери излуче-
ния из-за его экранирования на жидкой фазе.
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 = 6,7 · 106 Вт/см2. Поскольку данная величина W примерно
в три раза больше порога испарения большинства металлов, то из этого следу-
ет, что плотность мощности на поверхности указанных зонах, расположенных
до дросселирующего канала (см. рис. 3.7), понизилась не более чем в три 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 поучается, что Aeff = 0,049 мм2, а Arl = 1,88 мм2. Расчет, проведенный
по соотношениям 1.10 и 1.12, показывает, что при Р0 = 16 кг/см2 и при этих вели-
чинах Aeff и Arl давление прошедшего в рез потока равно peff 10 кг/см2.
Почему в реальности величина давления на поверхности металла при-
мерно в четыре раза превышает подаваемое в сопло давление ассистирующе-
го газа, объяснено в последующей части настоящего подраздела. Если учесть
это обстоятельство, то величина эффективного давления в резе будет равна
peff = 40 кг/см2. Тем не менее из-за потерь давления в потоке этого газа, воз-
никающих при его прохождении по поверхности фронта, такая прибавка к pev,
меньшему 30 кг/см2, не в состоянии значимо повысить эффективность удале-
ния жидкой фазы, скопившейся в дросселирующем канале и за ним. Прояв-
ляется 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 радиаль-
ной 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. 1.7а, б, использование такого сопла
радикально улучшает чистоту боковой поверхности реза. Получается это за счет
того, что поток газа, выходящий из центрального проходного отверстия диа-
метром этого сопла, равным, например, 1,5 мм (inner nozzle exit diam), окружен
потоком газа, истекающим из щелевого кольцевого контура (outer annular gap).
Его диаметр превышает диаметр центрального потока на несколько миллиметров.
Составляющая скорости его расширения направлена радиально и по отношению
к оси сопла. Таким образом ограничиваются потери давления, возникающие из-
за расширения центрального потока. Газ во внутреннюю часть сопла (inner) по-
дается под давлением 7 атм, в наружную (outer) — под давлением 3,5 атм. Сопло
устанавливается на расстоянии 4–5 мм над поверхностью детали [1].
Как выбирается двухструйное сопло серии NK для резания конкрет-
ного металла, рассматривается в разделах 2 и 3. Но не только это определяет
прохождение потока ассистирующего газа по поверхности фронта реза. Оно за-
висит также и от тех процессов, которые развиваются в зазоре при условии, что
газ истекает из сопла со сверхзвукой скоростью. Эти процессы рассматривается
в трех последующих частях настоящего подраздела.
1.3.2. 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 будет
истекать со сверхзвуковой скоростью [7].
При такой скорости истечения потока в результате его отражений от атмо-
сферного 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 потому, что из прак-
тики было известно, что для резания металлов толщиной от 0,5 мм и более ас-
систирующий газ подается в сопло под давлением от 8 атм до в несколько раз
большего. Тем не менее результаты этой работы важны показом следующего об-
стоятельства. А именно того, что при увеличении давления от 8 атм и более про-
цессы 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 диаметром, равным dn = 1,5 мм. На расстоянии
от сопла до поверхности детали, находящемся в пределах до ~0,6 мм, давление
на ней (а не в резе) постоянно и равно 280 кРа. При увеличении расстояния при-
мерно до 2,7 мм оно быстро уменьшается до минимального уровня. Затем оно
мгновенно повышается до ~240 кРа и сохраняется таковым до расстояния, рав-
ного ~3,2 мм. После этого оно вновь циклично падает и увеличивается. На рас-
стоянии от сопла до детали, равном ~5 мм, оно достигает 250 кРа и остается
на этом уровне на расстоянии еще ~0,4 мм. Далее при сохраняющейся циклич-
ности максимальный уровень давления остается примерно таким же, а мини-
мальный 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 или 7,5 мм от поверхности детали.
При этом на расстоянии от 5 до 10 мм максимум давления на поверхности дета-
ли 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 окружающий воздух. Но,
как показывает рассмотрение, проведенное в следующих частях данного под-
раздела, невозможно быть уверенным в том, что при этом повысится или по-
низится 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 следующих исследований, проводимых в Колумбийском уни-
верситете, основывалась на том, что структура ударной воны определяется вели-
чиной отношения Р0/Ра. В связи с этим целью исследований являлось теоре-
тическое и экспериментальное изучение влияния величины этого отношения
на поток газа, проходящий через отверстие глубиной 2 мм. Их результатом ста-
ли демонстрируемые на рис. 1.10 графики зависимости массы воздуха (mh), про-
шедшего 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 гра-
фиков получены 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, равным 260 кРа,
на расстоянии его расположения над деталью Hn = 0,6 мм, как отмечено выше, на-
чинается спад давления на поверхности детали, что снижает массу воздуха, про-
шедшего через рез. Снижение продолжается при увеличении Hn до 2,7 мм. А при
использовании сопла с dn = 0,7 мм, расположенного над деталью на расстоянии
Hn = 1 мм, при том же давлении воздуха в нем, как видно на рис. 1.10, измерен-
ная масса воздуха, прошедшего через рез, не снижается.
На расстоянии между этими соплами и деталью, равном Hn = 2 мм, отмечен-
ного различия нет. При использовании обоих сопел величина расчетной массы,
прошедшей через их отверстие при давлении в них 260 кРа, приблизилась к ми-
нимальной. 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, прошедшего через рез, станет минимальной.
Вероятно, что отмеченное различие определяется величинами диаметров
проходного отверстия сопла, что отражается на структуре ударной волны.
Получается так, что уменьшение размера dn при Hn = 1 мм приводит к отсут-
ствию спада величины mh в диапазоне изменений давлений в сопле от 1,5 · 102 до
5,5 · 102 кРа. Более того, в этом диапазоне величина mh равномерно увеличива-
ется до 4 · 104 кг/сек. Соответственно этому повысится эффективность 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
при увеличении на 1 мм расстояния между деталью и соплом с dn = 0,7 мм, дав-
ление в котором не превышает 5 атм, эффективность удаления жидкой фазы
в диапазоне давлений от 2,5 · 102 до 5 · 102 кРа понижается по сравнению с той,
которая реализуется при Hn = 1. Но засорение сопла будет происходить медлен-
нее. Подтвердятся ли данные результаты при использовании сопла с dn = 1,5 мм
или иным размером dn, могут показать только такие же измерения, которые по-
требовались 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, реализуются 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.
В начале 2013 г. была опубликована книга «Практика прецизионной лазер-
ной 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, по-
лупроводниковых и диэлектрических материалов.
В 2016 г. сотрудниками НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ» Е. Д. Вакс, И. Ф. Ле-
бёдкиным, М. Н. Миленьким, Л. Г. Сапрыкиным и А. В. Толокновым была опу-
бликована книга «Резание металлов излучением мощных волоконных лазеров».
С той поры в российской промышленности наибольшее распространение при-
обрело резание различных металлов такими лазерами. И это направление, не-
сомненно, будет расширяться и совершенствоваться далее. Но для того чтобы
это произошло, было необходимо развить понимание физических процессов,
протекающих при лазерном резании, и на этой основе разработать методы
улучшения его качественных показателей и производительности.
Скорректированное и дополненное новыми результатами второе издание
этой книги посвящено описанию разработанных и проверенных эксперимен-
тально в НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ» эффективных решений для улучше-
ния результатов резания в период 2014–2019 гг. В нем приведены и проанали-
зированы также новые дополнительные экспериментальные и теоретические
результаты исследований зарубежных фирм, посвященные данной тематике.
Изложение разделов 2 и 3 во втором издании этой книги построено таким
образом, чтобы более полно и понятно изложить для читателей физические
процессы лазерного резания и методы оптимизации условий проведения реза-
ния, позволяющие реализовать повышенную производительность и улучшен-
ные качественные его показатели.
Сведения об авторах
Кандидат технических наук Е. Д. Вакс работает в области лазерной технологии
с 1963 г. Он проводил экспериментальные исследования и разрабатывал осно-
вы теории лазерного сверления и резания используемых в промышленности
материалов. Под его руководством впервые в СССР были разработаны и вне-
дрены 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 фре-
зерования волок из природного и искусственного алмазов. В последние годы
Е. Д. Вакс проводит усовершенствование технологии резания металлов излуче-
нием мощных волоконных лазеров, применяемых в соответствующем оборудо-
вании, разрабатываемом и выпускаемом НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ».
Один из создателей отечественной элементной базы квантовой электрони-
ки к. т. н. 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».
М. Н. Миленький пришел в лазерную индустрию в начале 80-х годов после
окончания факультета физической и квантовой электроники МФТИ. В 90-х го-
дах он руководил лабораторией лазерных лидарных систем НИИ «Зенит».
В конце 90-х годов Л. Г. Сапрыкин и М. Н. Миленький организовали и воз-
главили научно-производственный центр «Лазеры и аппаратура ТМ». В настоя-
щее время этот центр из малого предприятия, выполнявшего разовые заказы,
вырос по количеству выполняемых НОКР с разнообразными тематическими
направлениями, номенклатуре и объему производства в общепризнанного ли-
дера среди российских производителей лазерного технологического оборудова-
ния.
Кандидат технических наук Е. В. Раевский — выпускник МФТИ 1985 г. С тех
пор основным направлением его научной и производственной деятельности
является разработка твердотельных лазеров, применяемых в том числе и для
обработки различных материалов. С 2011 г. он работает научным сотрудником
в НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ».
Выпускник МВТУ А. В. Толокнов работает в НПЦ «Лазеры и аппарату-
ра ТМ» с 2004 г. В настоящее время он является заместителем главного инжене-
ра АО НИИ ЭСТО. А. В. Толокнов занимается разработкой лазерных установок
для резания и сварки различных материалов излучением мощных волоконных
лазеров, а также их внедрением на промышленных производствах.
Ведущий инженер И. Ф. Лебёдкин работает в технологической лаборатории
НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ» с 2012 г. В период 2012–2015 гг. он эффективно
участвовал в создании технологии резания металлов излучением мощных воло-
конных лазеров, а также в разработке математического обеспечения для лазер-
ных резательных установок и их внедрении на промышленных производствах.
С 2016 г. по настоящее время он занимается разработкой технологии аддитив-
ного изготовления сложнопрофильных деталей из металлических порошков
и лазерных технологических установок для этого процесса.
Руководитель лаборатории НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ» Е. С. Платов
закончил МВТУ. Он руководит разработкой технологии резания металлов и ди-
электриков, внедряет эти технологии в производство.
РАЗДЕЛ 1
БАЗОВЫЕ АСПЕКТЫ
ЛАЗЕРНОГО
РЕЗАНИЯ МЕТАЛЛОВ
Аннотация к разделу
Примерно в 2/3 текста этого раздела приведены новые необходимые для практи-
ки данные. Среди них ряд новых закономерностей резания и сопровождающих
его процессов. Остальной текст этого раздела повторяет приведенный в кни-
ге «Практика лазерной прецизионной обработки», опубликованной в 2013 г.
Но с учетом замечаний к нему он отредактирован и в него введен ряд поясняю-
щих дополнений. Тем самым улучшено его изложение и облегчено понимание.
Новыми данными являются:
зависимость коэффициента отражения алюминия — и стали от температуры
нагрева этих металлов. Без ее учета невозможно понять различие 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 ква-
драту скорости его потока;
— расширенное и подробно проанализированное рассмотрение четырех мо-
делей 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 поверх-
ности фронта реза.
Важными для практики результатами, выясненными при этом рассмотре-
нии, являются также следующие факторы:
а) особенности формирования профиля и величины статического дав-
ления в сверхзвуковой струе ассистирующего газа в зазоре между соплом
и поверхностью металла, определяющие прохождение его потока по поверхно-
сти фронта реза. Рассмотрено, как это влияет на качество обработки;
б) увеличение в четыре 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 за-
зора 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 возмож-
ной, количество образованной на фронте жидкой фазы становится мини-
мальным;
— объяснение того, почему максимально возможная скорость резания не долж-
на превышать скорость удаления жидкой фазы с поверхности фронта реза;
— объяснение причин, почему, несмотря на некоторое увеличение количества
образуемой на фронте жидкой фазы, скорость резания должна быть не-
сколько меньше, чем максимально возможная;
— рассмотрение и анализ влияния на результаты резания тепловых деформа-
ций, развивающихся в металле, расположенном вокруг фронта реза. Приве-
дены и проанализированы конкретные примеры влияния тепловых дефор-
маций на результаты резания;
— введено понятие оптимизированной ширины реза. Объяснено, почему при
оптимизированной ширине реза улучшаются показатели резания;
— объяснена необходимость:
• проведения такой настройки коллиматора лазера, при которой расходи-
мость излучения волоконного лазера понижается до 0,5 мрад;
• оптимального сочетания фокусного расстояния коллиматора с фокус-
ным расстоянием фокусирующего объектива.
Экспериментально подтверждено, что при этом улучшаются качество и про-
изводительность лазерного резания.
Все вышеизложенное относится к резанию металлов, проводимому в сре-
де сжатого воздуха или нейтральных газов. (Процесс кислородно-лазерного
резания конструкционной стали рассмотрен в разделе 3.) Какие при этом тре-
бования предъявляются к качественным и точностным результатам, показано
во введении к разделу.
Введение
Оно предназначено для того, чтобы вкратце представить проблематику, кото-
рая рассматривается в данном разделе. Таковой является возможность резания
различных металлов необходимой предприятиям толщины в среде сжатого воз-
духа или нейтральных газов, а также требования, которые предъявляются к его
результатам.
Накопленная НПЦ «Лазеры и аппаратура ТМ» статистика показывает,
что резание металлов толщиной 1–10 мм с удовлетворительной чистотой боко-
вой поверхности реза является наиболее востребованным отечественной про-
мышленностью. Удовлетворительная чистота означает ограничение как высо-
ты образующихся на ней ребер, так и наличия на ней застывшей жидкой фазы,
а в ряде применений и глубины зоны термического влияния. Ограничивается
также высота грата, образованного на выходе реза из застывшей жидкой фазы.
Многие отечественные предприятия, использующие лазерное резание или на-
меревающиеся 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 удовлет-
ворительные результаты по его предельной глубине, качественным показате-
лям и производительности реализуются с использованием волоконных лазеров
мощностью 2 кВт и подбором условий проведения резания. Соответствующая
этим условиям предельная его глубина в среде сжатого воздуха равна: для кон-
струкционной стали — 2 мм, для сплавов алюминия — 10 мм, а для нержавею-
щей стали — до 10 мм. Качественные показатели резания должны быть такими,
чтобы его было допустимо считать приемлемым для производств. В подразделе
3 показано, что для реализации качественного резания конструкционной стали
толщиной от 3 мм и более 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 опти-
мизировать, каким образом это делается и к каким результатам приводит, рас-
смотрено в тексте настоящего раздела.
— Резание металлов толщиной от 0,1 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 поверх-
ности реза, полного отсутствия грата на его входе и выходе. К этому добавляют-
ся жесткие допуски как на размеры вырезаемого контура, так и координаты его
размещения. 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 яв-
ляются: поглощение металлами лазерного излучения, гауссово распределение
интенсивности излучения на световом пятне его локализации и усредненная
плотность мощности на нем.
1.1.1. Поглощение лазерного излучения металлами
Прежде чем перейти к рассмотрению того, какие процессы развиваются при ла-
зерной обработке металлов и чем определяются ее показатели, следует напом-
нить о том, как происходит взаимодействие лазерного излучения с ними.
Задолго до появления лазеров было известно, что свет в металлах погло-
щается 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 Ir в металле по глубине h описывается соотношением
I(h) = Ir ∙ (1 − Rref)eah (закон Бугера), (1.1)
где Rref — коэффициент отражения, — коэффициент поглощения, Ir — воз-
действующее излучение.
Величина А = 1 − Rref показывает поглощательную способностью металлов,
являющуюся одним из важнейших для практики лазерной обработки параме-
тром.
Глубина проникновения излучения, называемая иначе скин-слоем, зави-
сит от , и ее величина равна порядка 10-2 мкм. Электрону, получившему избы-
ток 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 la = 10-1 мкм. Материал этого слоя нагревается, а затем теплопроводностью тепло передается вглубь материала.
После того как металл в некотором объеме с глубиной, превышающей la, нагреется сначала до температуры плавления, а затем до температуры испарения,начинается его удаление. В него входит и вытеснение образовавшейся жидкойфазы. 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 приве-
сти следующую информацию. Высокий коэффициент отражения меди на дли-
не волны = 1,06 мкм, как известно из сообщений зарубежных и отечествен-
ных 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 отсутству-
ют данные по резанию меди такими лазерами. Однако график, показанный
на рис. 1.1, подсказывает, каким образом резание меди может проводиться с ис-
пользованием волоконного лазера, генерирующего излучение = 1,06 мкм, без
опасения его разрушения [2].
Возможность резания меди основывается на том, что при ее нагревании
до температуры плавления коэффициент поглощения на = 1,06 мкм увеличи-
вается примерно до = 0,9. Отсюда следует, что если предварительно каким-то
образом нагреть этот металл до температуры плавления, то далее станет воз-
можным его резание излучением волоконного лазера.
Произойдет это потому, что затем температура плавления на фронте реза
будет сохраняться уже автоматически. Каким простым способом можно осуще-
ствить предварительный нагрев меди до температуры плавления и почему она
после этого поддерживается автоматически, объяснено и подтверждено резуль-
татами резания этого металла, приведенными в разделе 2.
Зависимость коэффициента отражения от температуры имеет место не только
у меди, но и у алюминия и железа. Эта зависимость показана на рис. 1.2 [3]. При-
веденные на нем графические данные подтверждаются примерами резания нержа-
веющий стали и сплавов алюминия, рассмотренными в разделе 2.
1.1.2. Влияние гауссова распределения интенсивности излучения
на площади светового пятна его локализации dl на процесс
резания
Качественное представление гауссова распределения интенсивности излучения
на световом пятне диаметром dl, на которое фокусируется излучение на поверхно-
сти металла, показано ниже на рис. 1.4б. Представить его в численном виде невоз-
можно из-за отсутствия необходимых для этого измерительных средств. Поэтому
его роль в процессе резания рассматривается далее по настоящему тексту на осно-
вании известных физических закономерностей и экспериментальных данных.
Поскольку излучение проходит по фронту реза за счет отражений от его
боковой поверхности, то гауссов характер распределения интенсивности со-
храняется до глубины фронта, на которой образуется дросселирующий канал.
(На фото на рис. 3.7 этот канал виден.) При этом излучение из центральной его
зоны, в которой его интенсивность максимальна, проходит по глубине фронта
реза с меньшим количеством отражений, то есть с меньшими потерями, возни-
кающими из-за поглощений на каждом из них.
Его воздействие образует наибольшую абляцию по сравнению с той, кото-
рая развивается на поверхности фронта реза от воздействия излучения с мень-
шей интенсивностью, поступающего на него из зоны, находящейся за централь-
ной. Причина — скорость испарения и избыточное давление паров, удаляющих
жидкую фазу, пропорциональны интенсивности излучения. Вот почему гауссо-
во распределение является определяющим фактором того, что поперечная фор-
ма фронта реза с самого начала его формирования становится конусной.
С учетом данной особенности становится понятным его определяющая роль
в формировании на некоторой глубине от входа в рез дросселирующего канала.
От его размеров 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 гауссова распределения зависит глубина распространения теплового поля
под боковой поверхностью фронта. Причина — периферийная часть гауссова
распределения с интенсивностью, меньшей порога плавления металла, произ-
водит 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. Нагретый в верхней зоне фронта до такой температуры
металл удаляется избыточным давлением испарения и давлением ассистирую-
щего газа, что расширяет ее.
Суммарные потери давления испарения и ассистирующего газа быстро воз-
растают по глубине. Потому несколько ниже верхней зоны снижается эффектив-
ность удаления образовавшейся здесь жидкой фазы, что приводит к ее накопле-
нию еще до дросселирующего канала. Замедленное ее прохождение через этот
канал увеличивает накопление. В результате здесь экранирование излучения мо-
жет возрасти до того, что резание на некоторое время может прекратиться.
Гауссово распределение определяющим образом влияет на ширину и чи-
стоту поверхности зоны фронта реза, расположенную за дросселирующим ка-
налом. Причина — в ней из-за потерь излучения в абляции превалирует жид-
кая фаза. Из-за уменьшенного в этой зоне суммарного давления испарения и ассистирующего газа ее удаление становится менее эффективным. Этим
определяется влияние гауссова распределения на ширину реза в этом месте
и на чистоту его боковой поверхности. В зависимости от иных условий прове-
дения резания его ширина на выходе может или увеличиться, или уменьшить-
ся. Чистота его боковой поверхности в этом месте ухудшается. На выходе реза
образуется высокий грат.
1.1.3. 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 резания и объяснить его результаты. Ее величина на dl вычисляется
из соотношения W = P/S, где P — мощность излучения, S — площадь, на кото-
рую оно фокусируется.
Значимость величины W на dl состоит в том, что она позволяет оценить,
каким будет состав абляции, развивающейся на фронте реза. А именно — пре-
валирует ли в ее составе испаренная или жидкая фаза. Количеством распла-
ва 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 препят-
ствует прохождению потока ассистирующего газа. В сумме эти потери ухудша-
ют скорость и качественные показатели резания.
На образование и накопление расплава на фронте реза влияет поперечная его
форма и ее размеры. Чем больше величина W, тем цилиндричнее она становится
и тем в большей мере удаляется с его поверхности жидкая фаза. С увеличени-
ем W в составе абляции уменьшается количество жидкой фазы. Ее уменьшение
вызвано еще и тем, что она эффективнее удаляется с фронта соответствующим
величине W повышенным давлением избыточного испарения.
С увеличением W глубина резания возрастает еще и потому, что формирую-
щийся на фронте реза у всех металлов толщиной более 2 мм дросселирующий
канал образуется на большей высоте от входа в рез [1]. Притом его минималь-
ный диаметр увеличивается, а длина укорачивается. В результате 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. Отече-
ственными предприятиями используются лазеры мощностью не более 3 кВт.
При применении наиболее мощного из них его излучение фокусируется обычно
на световое пятно с диаметром, равным dl = 200–250 мкм. Усредненная величи-
на плотности мощности на нем не превышает W = (6–9) · 106 вт/см2. Такая вели-
чина W не более 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 ро-
стом толщины обрабатываемого металла, ухудшению чистоты боковой поверх-
ности 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 ис-
пользовании для его проведения лазера мощностью 1 кВт, излучение которого
фокусируется в световое пятно, равное dl = 250 мкм, величина W уменьшилась
до близкой к порогу испарения. Тем не менее при этом в среде сжатого воздуха
возможно резание конструкционной стали толщиной до 5 мм. Хотя и с неудо-
влетворительными качественными показателями, но все-таки оно возможно.
Определяется это тем, что реальное распределение интенсивности излучения
на поверхности dl является гауссовым. Повышенная его интенсивность в цен-
тральной зоне является тем фактором, который позволил проводить резание
конструкционной стали толщиной 5 мм.
1.2. Модель лазерного резания
Предваряя рассмотрение этой модели, следует еще раз обратиться к тому, как
в реальности формируется продольная поверхность фронта реза. Это позволяет
не только понять, сколь сложно в математической модели учесть все особенно-
сти этого процесса, но и дополнить их. Тем не менее даже в упрощенном своем
виде она позволила установить качественную зависимость скорости абляции
от физических констант металлов, а значит, и скорости их резания. Позволя-
ет она также показать, как скорость абляции определят толщину слоя жидкой
фазы, образующейся на поверхности фронта реза. Все это необходимо для по-
нимания того, каким образом можно улучшить показатели резания.
1.2.1. Формирование поверхности фронта реза
Схематическое представление формирования продольной поверхности фрон-
та показано на рис. 1.3 и 1.4а, б. Данный процесс рассматривается для случая
проведения резания с использованием импульсного излучения. В принци-
пе, он не отличается от того, который проводится непрерывным излучением.
Определяется это тем, что, как показано в подразделе 1.4, абляция и в этом слу-
чае также происходит периодически с конкретной частотой. Периодичность
развивается при том, что сквозное резание поддерживается подбором его ско-
рости. Чем она вызвана, объяснено в этом же подразделе. К тому следует до-
бавить, что как и при резании, проводимом импульсным излучением, разви-
тие абляции коррелируется с перемещением dl на новую позицию, отстоящую
от предыдущей на расстояние, равное dl.
На рис. 1.3 и 1.4а, 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 являет-
ся тем же самым, соответствующую ему величину шага dl. Забегая несколько
вперед, следует отметить, что при резании непрерывным излучением, прово-
димым на определенной скорости, величина dl, равная примерно 0,5dl, уста-
навливается 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
Абляция материала на фронте реза происходит как за счет испарения, по-
казанного на рис. 1.4а стрелкой Vev, так и удаления жидкой фазы, показанного
стрелкой Vm, с поверхности слоя расплава m, образующегося на его поверхно-
сти Scut, избыточным давлением испарения. Величина избыточного давления
зависит от усредненной плотности мощности W на Scut. От чего зависит величи-
на W на поверхности фронта, помогает понять объяснения к рис. 1.4б.
На рис. 1.4б над верхней поверхностью реза схематически показано гауссо-
во распределение интенсивности излучения на dl. Пунктирная кривая демон-
стрирует положение dl и распределение на нем, предшествующее перемещению
детали на расстояние, равное dl. Сплошная кривая — после перемещения.
Сплошная линия фронта резания 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 большую площади dl. Потому W на Scut меньше, чем на по-
верхности dl. С увеличением глубины фронта резания только одно данное сни-
жение 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. Все эти потери возрастают с увеличением
h [1]. Дополнительные к ним потери возникают следующим образом. Посколь-
ку dl < dl, часть излучения (на кривой распределения она заштрихована) про-
ходит через рез насквозь, не производя абляции на его фронте. В зависимости
от того, как изменится интенсивность излучения по его распределению на dl,
эти потери могут стать весьма ощутимыми, в особенности когда глубина реза
h >dl.
Суммарные потери определяют, что глубина слоя расплава m, образующе-
гося на Scut, неравномерна по h. Понятно, что на большей глубине фронта она
увеличивается из-за возрастающих потерь. Они же и являются причиной воз-
никновения неравенства ni > nop. Вдобавок частичное поглощение излучения,
происходящее при его отражении от поверхности фронта, поддерживает во вре-
мени высокую температуру металла на Scut. Из-за теплоотвода от находящегося
на Scut слоя жидкой фазы за ней увеличивается глубина теплового поля с уров-
нем температуры, достаточным для изменения исходной структуры металла.
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. 1.4а, 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 тех технологиях изготовления изделий, в которых оно или наиболее
эффективно, или является зачастую единственно возможным.
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 удалятся последующей меха-
нической обработкой.
Чем меньше Sd (или, что является тем же самым, меньше dl), тем меньше
объем Uab материала, который удаляется с Scut. Но при этом, как несложно видеть
на рис. 1.4б, возрастают потери энергии излучения, проходящего мимо поверх-
ности фронта, что снижает плотность мощности на ней. Поэтому уменьшается
избыточное давление испарения, что понижает эффективность удаления жид-
кой фазы. При этом за поверхностью Scut увеличивается глубина зоны теплово-
го влияния. Чревато это тем, что здесь, а также на расположенной на определен-
ном расстоянии предшествующей части боковой поверхности реза образуются
глубокие слои расплава m, под которыми образуется зона термонапряжений.
Наличие расплава 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
удален с поверхности фронта. С учетом гауссова 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,
какая часть излучения из гауссова распределения интенсивности будет произ-
водить абляцию на увеличенной поверхности Sd. Без этого невозможно также
разобраться в том, как изменится качество боковой поверхности реза. Невоз-
можно 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. 1.4а,
с увеличением Sd становятся меньшими. (Меньшая часть отраженного излу-
чения проходит в зону предыдущего положения фронта реза.) Поскольку при
этом на Scut повышается W, то на фронте реза толщина слоя m 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 возросшей поверхно-
сти фронта может остаться увеличенное ее количество, величина которого тоже
не поддается расчету.
1.2.2. 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 представления
модели резания подтверждает такой вывод. Для ее упрощения предполагается,
что образование сквозного фронта реза глубиной h происходит от действия из-
лучения 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,
поскольку за время действия одного импульса деталь передвинется на расстоя-
ние, которое незначительно изменит величину Uab. Например, при длительно-
сти импульса 400 мкс и типичной для этого случая скорости резания конструк-
ционной стали толщиной 2 мм, не превышающей 10 м/мин, деталь сместится
не боле чем на 50 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/Fits, 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 излуче-
нием в зависимости от его мощности скорость этого процесса может быть выше.
В этом случае в соотношении 1.2 следует учитывать соответствующее тому уве-
личение 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 m и высотой h со ско-
ростью Vev, а избыточное давление испарения удаляет жидкую фазу из объема
слоя m со скоростью Vm. Тогда уравнение 1.3 с некоторыми упрощениями рас-
чета объема слоя m запишется в виде
Vab = m Vev / + 2m m Vm/rl, (1.4)
где m — плотность расплавленного материала, — 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 m определяется из соотношения
m T/Vab, (1.5)
где T — коэффициент температуропроводности. После подстановки 1.5 в 1.4
и решения квадратного уравнения получается, что
Vab = 1/2{mVev/ + [(m Vev /)2 + 8 m Km Vm/rl]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 равна примерно скорости звука в твердой фазе.
Из соотношений 1.5 и 1.6 видно, что толщина слоя жидкой фазы m находит-
ся примерно в обратно пропорциональной зависимости от скорости испарения
на поверхности m. Точнее говоря, от избыточного давления, которое создает
это испарение. Но оно, как теперь понятно, существенно меньше того уровня,
который реализуется при сверлении одиночного отверстия с диаметром, рав-
ным ширине реза. Потому уже только по этой причине при резании зона тепло-
вого влияния окажется глубже, чем при сверлении. Подача в рез ассистирую-
щего газа, давление которого внутри него дополняет давление испарения, как
будет показано далее, не обеспечивает существенного повышения эффектив-
ности 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 на 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 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 возможно будет 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. Возможность 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 гра-
та на его выходе. В связи с этим во всех лазерных технологических установках
в целях 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, под давлением до Р020–
30 атм.
Усилие удаления жидкой фазы с элемента (единицы) площади, развиваемое
потоком ассистирующего газа, определяется соотношением
Pf = 0,5(cfu2), (1.8)
Cf — коэффициент, характеризующий сопротивление потоку газа на боковых
поверхностях реза, являющийся функцией числа Рейнольдса, равного
R = (pub/u), (1.9)
где — плотность газа, u — скорость прошедшего в рез потока газа, b — харак-
терный размер ширины реза, — 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, как важно обеспечение макси-
мальной величины u. В связи с этим далее по тексту настоящего подраздела рас-
сматриваются результаты теоретических и экспериментальных исследований,
посвященных данной тематике.
1.3.1. 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. 1.5а, б.
Полное давление газового потока вдоль оси его истечения постоянно и рав-
но сумме статической и динамической составляющих. 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/ad + 1)( + 1), (1.10)
где Р0 — давление газа внутри сопла, ad — 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. 1.5б заштрихованной областью.
Она ограничена размерами фронта и проекцией части окружности, диаметр ко-
торой равен выходному диаметру сопла. Площадь цилиндрической поверхности,
через которую другая часть потока истекает в радиальном направлении, равна
Arl = dn 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 возду-
ха или иного газа внутри сопла и за счет этого повысить peff . Но и здесь суще-
ствуют ограничения физического происхождения. При Р0 > 0,3 МPа скорость
потока газа начинает превышать скорость звука. В этом случае от поверхности
разрезаемого материала отходит скачок уплотнения (ударная волна), который
ограничивает скорость газа внутри реза [6]. Поэтому, как считают авторы ци-
тируемого источника, не имеет смысла повышать давление внутри сопла более
0,3 МPа (~3 кг/см2). Но данное утверждение не учитывает, что не только ска-
чок уплотнения влияет на прохождение ассистирующего газа по фронту реза.
В следующих частях настоящего подраздела показано, что наличие скачка
не является столь значимым фактором, чтобы не повышать Р0. К этому следует
добавить, что подтверждается это практикой зарубежных фирм, производящих
качественное резание металлов при подаче ассистирующего газа в сопло под
давлением до 20–30 кг/см2. Почему это необходимо делать, показано экспери-
ментально 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 · m · V2
m, (1.13)
где pev — давление испарения на фронте [4].
Для того чтобы произвести оценку, за основу следует, во-первых, принять
то, что при сверлении отверстия давление испарения внутри канала достига-
ет 100 кг/см2 [10]. Во-вторых, то, что при резании только из-за потерь излуче-
ния на отражении, показанных на рис. 1.4, давление испарения на поверхности
фронта будет значительно ниже. К этому еще следует добавить потери излуче-
ния из-за его экранирования на жидкой фазе.
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 = 6,7 · 106 Вт/см2. Поскольку данная величина W примерно
в три раза больше порога испарения большинства металлов, то из этого следу-
ет, что плотность мощности на поверхности указанных зонах, расположенных
до дросселирующего канала (см. рис. 3.7), понизилась не более чем в три 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 поучается, что Aeff = 0,049 мм2, а Arl = 1,88 мм2. Расчет, проведенный
по соотношениям 1.10 и 1.12, показывает, что при Р0 = 16 кг/см2 и при этих вели-
чинах Aeff и Arl давление прошедшего в рез потока равно peff 10 кг/см2.
Почему в реальности величина давления на поверхности металла при-
мерно в четыре раза превышает подаваемое в сопло давление ассистирующе-
го газа, объяснено в последующей части настоящего подраздела. Если учесть
это обстоятельство, то величина эффективного давления в резе будет равна
peff = 40 кг/см2. Тем не менее из-за потерь давления в потоке этого газа, воз-
никающих при его прохождении по поверхности фронта, такая прибавка к pev,
меньшему 30 кг/см2, не в состоянии значимо повысить эффективность удале-
ния жидкой фазы, скопившейся в дросселирующем канале и за ним. Прояв-
ляется 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 радиаль-
ной 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. 1.7а, б, использование такого сопла
радикально улучшает чистоту боковой поверхности реза. Получается это за счет
того, что поток газа, выходящий из центрального проходного отверстия диа-
метром этого сопла, равным, например, 1,5 мм (inner nozzle exit diam), окружен
потоком газа, истекающим из щелевого кольцевого контура (outer annular gap).
Его диаметр превышает диаметр центрального потока на несколько миллиметров.
Составляющая скорости его расширения направлена радиально и по отношению
к оси сопла. Таким образом ограничиваются потери давления, возникающие из-
за расширения центрального потока. Газ во внутреннюю часть сопла (inner) по-
дается под давлением 7 атм, в наружную (outer) — под давлением 3,5 атм. Сопло
устанавливается на расстоянии 4–5 мм над поверхностью детали [1].
Как выбирается двухструйное сопло серии NK для резания конкрет-
ного металла, рассматривается в разделах 2 и 3. Но не только это определяет
прохождение потока ассистирующего газа по поверхности фронта реза. Оно за-
висит также и от тех процессов, которые развиваются в зазоре при условии, что
газ истекает из сопла со сверхзвукой скоростью. Эти процессы рассматривается
в трех последующих частях настоящего подраздела.
1.3.2. 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 будет
истекать со сверхзвуковой скоростью [7].
При такой скорости истечения потока в результате его отражений от атмо-
сферного 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 потому, что из прак-
тики было известно, что для резания металлов толщиной от 0,5 мм и более ас-
систирующий газ подается в сопло под давлением от 8 атм до в несколько раз
большего. Тем не менее результаты этой работы важны показом следующего об-
стоятельства. А именно того, что при увеличении давления от 8 атм и более про-
цессы 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 диаметром, равным dn = 1,5 мм. На расстоянии
от сопла до поверхности детали, находящемся в пределах до ~0,6 мм, давление
на ней (а не в резе) постоянно и равно 280 кРа. При увеличении расстояния при-
мерно до 2,7 мм оно быстро уменьшается до минимального уровня. Затем оно
мгновенно повышается до ~240 кРа и сохраняется таковым до расстояния, рав-
ного ~3,2 мм. После этого оно вновь циклично падает и увеличивается. На рас-
стоянии от сопла до детали, равном ~5 мм, оно достигает 250 кРа и остается
на этом уровне на расстоянии еще ~0,4 мм. Далее при сохраняющейся циклич-
ности максимальный уровень давления остается примерно таким же, а мини-
мальный 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 или 7,5 мм от поверхности детали.
При этом на расстоянии от 5 до 10 мм максимум давления на поверхности дета-
ли 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 окружающий воздух. Но,
как показывает рассмотрение, проведенное в следующих частях данного под-
раздела, невозможно быть уверенным в том, что при этом повысится или по-
низится 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 следующих исследований, проводимых в Колумбийском уни-
верситете, основывалась на том, что структура ударной воны определяется вели-
чиной отношения Р0/Ра. В связи с этим целью исследований являлось теоре-
тическое и экспериментальное изучение влияния величины этого отношения
на поток газа, проходящий через отверстие глубиной 2 мм. Их результатом ста-
ли демонстрируемые на рис. 1.10 графики зависимости массы воздуха (mh), про-
шедшего 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 гра-
фиков получены 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, равным 260 кРа,
на расстоянии его расположения над деталью Hn = 0,6 мм, как отмечено выше, на-
чинается спад давления на поверхности детали, что снижает массу воздуха, про-
шедшего через рез. Снижение продолжается при увеличении Hn до 2,7 мм. А при
использовании сопла с dn = 0,7 мм, расположенного над деталью на расстоянии
Hn = 1 мм, при том же давлении воздуха в нем, как видно на рис. 1.10, измерен-
ная масса воздуха, прошедшего через рез, не снижается.
На расстоянии между этими соплами и деталью, равном Hn = 2 мм, отмечен-
ного различия нет. При использовании обоих сопел величина расчетной массы,
прошедшей через их отверстие при давлении в них 260 кРа, приблизилась к ми-
нимальной. 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, прошедшего через рез, станет минимальной.
Вероятно, что отмеченное различие определяется величинами диаметров
проходного отверстия сопла, что отражается на структуре ударной волны.
Получается так, что уменьшение размера dn при Hn = 1 мм приводит к отсут-
ствию спада величины mh в диапазоне изменений давлений в сопле от 1,5 · 102 до
5,5 · 102 кРа. Более того, в этом диапазоне величина mh равномерно увеличива-
ется до 4 · 104 кг/сек. Соответственно этому повысится эффективность 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
при увеличении на 1 мм расстояния между деталью и соплом с dn = 0,7 мм, дав-
ление в котором не превышает 5 атм, эффективность удаления жидкой фазы
в диапазоне давлений от 2,5 · 102 до 5 · 102 кРа понижается по сравнению с той,
которая реализуется при Hn = 1. Но засорение сопла будет происходить медлен-
нее. Подтвердятся ли данные результаты при использовании сопла с dn = 1,5 мм
или иным размером dn, могут показать только такие же измерения, которые по-
требовались 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, реализуются 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.