董淵哲,趙升噸,崔敏超,霍權(quán),任芋見

(西安交通大學(xué)機械工程學(xué)院,710049,西安)

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40Cr圓棒低應(yīng)力剪切的激光旋切環(huán)形槽理論與試驗研究

董淵哲,趙升噸,崔敏超,霍權(quán),任芋見

(西安交通大學(xué)機械工程學(xué)院,710049,西安)

針對傳統(tǒng)剪切工藝存在的斷面質(zhì)量差、精度低等問題,提出了一種用于金屬圓棒低應(yīng)力剪切的激光旋切環(huán)形槽方法,并以40Cr圓棒為例,建立了40Cr圓棒激光旋切環(huán)形槽的數(shù)學(xué)模型;利用L25(56)正交試驗對激光器參數(shù)(峰值功率Pk、脈寬τ、脈沖頻率f)和加工參數(shù)(加工轉(zhuǎn)速n、離焦量s、重復(fù)圈數(shù)N)等影響因素進行了研究,通過方差及槽型分析得到了各影響因素的主次關(guān)系及最優(yōu)工藝參數(shù)范圍,并對采用最優(yōu)工藝參數(shù)旋切環(huán)形槽的40Cr棒料進行了剪切試驗。研究結(jié)果表明:影響40Cr圓棒激光旋切環(huán)形槽深度h的各因素的主次順序為N、s、Pk、f、τ、n,其中N和s的F值分別為11.925和5.268,大于F的臨界值4.11,具有顯著影響;最優(yōu)工藝參數(shù)范圍為峰值功率Pk≥9.6 kW,脈寬τ≥0.3 ms,重復(fù)圈數(shù)3≤N≤10,加工轉(zhuǎn)速10 r/min≤n≤25 r/min,離焦量s=0 mm;40Cr圓棒激光旋切環(huán)形槽的理論深度和試驗深度的誤差平方和為0.112 mm2,表明理論槽深的計算公式誤差小、準確度高;應(yīng)用該技術(shù)的40Cr圓棒剪切斷面平整,斷面傾斜度僅為0.3°,比傳統(tǒng)剪切工藝的精度提高了12倍以上,剪切質(zhì)量公差僅為0.35%,比傳統(tǒng)剪切工藝的精度提高了6倍以上。

金屬圓棒;激光旋切;低應(yīng)力剪切;環(huán)形槽

金屬圓棒的剪切廣泛存在于航空航天、汽車工業(yè)、軸承工業(yè)、裝備制造業(yè)等眾多行業(yè)中,剪切數(shù)量巨大。傳統(tǒng)的沖床剪切工藝通過刃口鋒利的剪切模一次剪斷圓棒,存在剪切力大、精度低、斷面呈“馬蹄形”塌陷等問題。隨著冷、溫擠壓,精密模鍛,精密輾壓和電熱鐓鍛等近凈成形新工藝、新技術(shù)的發(fā)展,急需高效、精密的剪切技術(shù)提供支撐。

基于裂紋技術(shù)的低應(yīng)力剪切[1-2]作為一種新的精密剪切工藝,首先在棒料的預(yù)剪截面處開制環(huán)形的應(yīng)力集中槽,進而按一定的加載方式促使裂紋萌生、擴展[3-4],從而完成剪切,具有斷面質(zhì)量好、高效、節(jié)能的優(yōu)點。目前,應(yīng)力集中槽的預(yù)制主要通過車床、銑床等加工,所加工的應(yīng)力集中槽呈V形[5],存在著應(yīng)力集中系數(shù)不高、切屑浪費、刀具磨損等問題。同時,高硬度材料的應(yīng)力集中槽加工一直是低應(yīng)力剪切過程中的關(guān)鍵難題。

激光切割利用聚焦后的高功率密度激光束照射待加工物體表面,使局部材料快速升溫至熔化、氣化[6-7],同時采用高壓氣體輔助吹離,以達到開槽或切割的目的,具有精度高、切縫小、無接觸、可加工超硬材料等優(yōu)勢。Michael等對比研究了金屬對1～10 μm間不同波長激光的吸收率和吸收強度,發(fā)現(xiàn)1 μm波長的光纖激光器的切割效率高于10 μm波長的CO2激光器及盤形激光器的效率[8]。Kheloufi等基于Navier-Stokes方程和能量守恒方程建立了激光切槽的有限體積模型,對工件的瞬態(tài)溫度場和切口形成進行了數(shù)值模擬[9]。Bazyleva等測量了不同激光切割速度下的工件溫度場變化,研究了能量損失與切割速度的關(guān)系[10]。Golnabi等探究了激光功率、切割速度對槽寬的影響規(guī)律[11]。國內(nèi)學(xué)者丁升等對激光輻照轉(zhuǎn)動充壓殼體的熱力學(xué)問題進行了數(shù)值計算,獲得了圓柱殼壁上的溫升、應(yīng)力、應(yīng)變等物理圖像[12];段文強等研究了激光旋切法加工微小孔的工藝特點,對旋切路徑、旋切速度、旋切圈數(shù)3個關(guān)鍵參數(shù)對孔質(zhì)量的影響規(guī)律進行了探討[13];

陳

聰?shù)葘饫w激光切割鋁合金薄板的工藝特性進行了研究[14];楊慎華、鄭祺峰等采用Nd∶YAG激光器進行了連桿裂解槽加工試驗,分析了不同切割參數(shù)加工的裂解槽的質(zhì)量,并進行了優(yōu)化[15-16]。

目前,激光切割研究主要集中于板材切割、打孔及發(fā)動機連桿裂解等加工過程。本文針對低應(yīng)力精密剪切的尖角深槽的槽型要求[5],即槽根圓角半徑小于0.1 mm,槽深h和棒料直徑D的關(guān)系滿足h≥(4～5)%D,提出了一種用于低應(yīng)力剪切的激光旋切環(huán)形槽的方法,并對機械制造業(yè)廣泛使用的40Cr圓棒的激光旋切環(huán)形槽過程進行了理論分析和試驗研究。

1 激光旋切環(huán)形槽方法

本文采用的毫秒激光旋切試驗臺包括JK300D型Nd:Yag激光器、光纖、激光頭三軸精密運動系統(tǒng)、棒料回轉(zhuǎn)系統(tǒng)及機身等。JK300D型激光器參數(shù)為:波長1.064 μm,峰值功率0～16 kW,頻率1～1 000 Hz,脈寬0.2～5 ms,焦距12.9 mm,聚焦半徑0.2 mm。這種激光器波長短,光的集成性好,適合切割金屬窄縫、盲槽等[7]。加工時,通過棒料的回轉(zhuǎn)運動和激光頭的直線插補運動,按剪切長度在棒料表面開制等間距的環(huán)形槽,并采用壓縮空氣作為輔助氣體進行助燃和吹渣。圖1為激光旋切環(huán)形槽方法示意圖。

圖1 激光旋切環(huán)形槽示意圖

2 物理過程與數(shù)學(xué)模型

40Cr圓棒的旋切物理過程可看作激光脈沖的密排打孔過程。假設(shè)直徑為D的40Cr圓棒以轉(zhuǎn)速n繞中心軸y旋轉(zhuǎn),使得激光在棒料表面形成由一系列半徑為r的光斑組成的圓周輪廓,并將材料逐層進行去除,最后形成具有一定寬度w、深度h的環(huán)形槽。

圖2a所示為激光光斑掃描軌跡,一個圓周上的光斑數(shù)量為k,相鄰2個脈沖孔的重疊長度δ決定了環(huán)形槽的連貫程度

(1)

(2)

圖2b所示為Nd:YAG激光器輸出的脈沖波形,可調(diào)節(jié)參數(shù)包括峰值功率Pk、脈寬τ、脈沖頻率f,其峰值功率密度(即脈沖強度I0)由下式計算

(3)

當?shù)谝皇す饷}沖垂直照射40Cr圓棒表面的位置1時,在位置1取半徑為r、厚度為dz的表面薄層,到達此薄層的激光強度為I,減少量為dI,40Cr圓棒的吸收系數(shù)為α,在厚度范圍內(nèi)積分可得

(4)

則激光通過厚度為z的40Cr材料后的強度為

(5)

式中:吸收系數(shù)α與激光波長λ和40Cr的直流電阻率ρR存在如下關(guān)系

(6)

在激光照射下,40Cr圓棒表層的溫度不斷上升,直至熔化或氣化后被輔助氣體吹走。Powell的研究表明,材料的氣化去除量與材料表面的吸收熔化潛熱系數(shù)Lf、氣化潛熱系數(shù)Lv有關(guān),而輻射損失的比例小于1%,對流損失小于2%[16]。忽略輻射、對流損失及瞬時熱傳導(dǎo),單脈沖內(nèi)熱流密度q與氣化去除質(zhì)量m的關(guān)系為

qτπr2=Iτπr2=m[c(Tb-T0)+Lv+Lf]

(7)

式中:c為40Cr材料的比熱容;Tb為材料的沸點溫度;T0為材料的初始溫度。設(shè)去除體積是半徑為r、厚度為h0的圓柱層,則去除質(zhì)量

(a)激光光斑掃描軌跡

(b)激光脈沖波形圖2 激光旋切時的光斑掃描軌跡及脈沖波形

(8)

第二束脈沖到來時,光斑移動到位置2,對位置2的材料進行熔化和去除。這樣旋切一周重新回到位置1后,再在下一層產(chǎn)生新的熔化和去除。經(jīng)過N周逐層去除后,便形成了寬度為w、深度為h的環(huán)形槽。這里寬度w主要由激光聚焦光斑的半徑r決定,槽深h則按下式計算

(9)

式中:q(t)是與時間有關(guān)的熱流密度。

實際上40Cr材料的電阻率ρR和比熱容c與溫度均存在非線性關(guān)系。為簡化計算,本文取不同溫度范圍內(nèi)的平均值作為定常量,代入式(5)～式(8),可得簡化的槽深h的計算公式

(10)

ρR=ρ0[1+β(Tb-T0)]

(11)

h=[0.191lambertw(0.024pkτN)]-1

(12)

式中:lambertw函數(shù)為形如f(w)=wew的反函數(shù)。

3 正交試驗

在對40Cr圓棒進行激光旋切環(huán)形槽的過程中,激光器參數(shù)(峰值功率Pk、脈寬τ、脈沖頻率f)和加工參數(shù)(加工轉(zhuǎn)速n、離焦量s、重復(fù)圈數(shù)N)等對槽深h和槽型有不同程度的影響。本節(jié)將采用正交試驗的方法對影響槽深和槽型的主次影響因素進行分析,并對激光旋切的工藝參數(shù)進行優(yōu)化選擇,以滿足低應(yīng)力剪切的要求。

3.1 試驗設(shè)計

試驗材料為熱軋、退火態(tài)的40Cr圓棒,圓棒的直徑為30 mm,長度為500 mm。按照垂直入射方式,對脈沖激光的峰值功率Pk、脈寬τ、脈沖頻率f、離焦量s、加工轉(zhuǎn)速n、重復(fù)圈數(shù)N共6個因素按照L25(56)進行水平值設(shè)計,如表1所示。沿40Cr圓棒軸線按50 mm間距依次進行25次試驗,時間間隔為5 min,重復(fù)試驗3次。輔助氣體為壓縮空氣,壓強為0.6 MPa,室溫為23 ℃。

表1 正交試驗因素水平表

3.2 試驗結(jié)果

按圖3a所示位置取樣,利用光學(xué)顯微鏡觀測環(huán)形槽表面及剖面,測量深度為h,并利用激光共聚焦掃描電鏡觀測環(huán)形槽的三維形貌。計算3次重復(fù)試驗下各因素不同水平所對應(yīng)的h之和及其平均值h1、h2、h3、h4、h5,進一步計算偏差平方和Q;根據(jù)F表按自由度為4、a=0.05查得F的臨界值Fc為4.11,并進行方差計算,得出F值,見表2。

表2 正交試驗各因素的統(tǒng)計結(jié)果

(a)取樣位置

(b)試樣圖3 40Cr圓棒取樣位置及試樣圖

4 結(jié)果分析

4.1 因素指標及方差分析

圖4為激光器影響因素的效應(yīng)曲線,從中可以看出:從水平1到水平5,隨著峰值功率Pk、脈寬τ的增加,環(huán)形槽深度h也隨之增加,表明40Cr材料的去除量主要由脈沖能量決定,亦即槽深h主要由脈沖能量決定;在水平1、水平2的低水平范圍內(nèi),τ的影響大于Pk的影響,而在高水平范圍內(nèi),Pk對h的影響更大;當f從20 Hz增大到40 Hz時,h也隨之增大,但當f繼續(xù)增大時,h則明顯減小。

圖4 激光器因素的效應(yīng)曲線圖

圖5為加工參數(shù)影響的效應(yīng)曲線,從中可以看出:從水平1到水平5,隨著n的增加,h隨之減小;隨著N的增加,h隨之顯著增大;當s在水平2(s=0 mm)時,h達到最大值。

圖5 加工因素的效應(yīng)曲線

根據(jù)式(1)、式(12),脈沖頻率f和加工轉(zhuǎn)速n共同影響脈沖孔的連貫程度,理論上不直接影響槽深變化,而在實際加工中,在一定范圍內(nèi)當f增大或當n減小時,脈沖孔之間的重復(fù)作用區(qū)增大,導(dǎo)致局部槽深增加,會對整體槽深測量造成一定的影響。本文主要考慮式(12)中的Pk、τ和N對槽深的影響。

表2中的偏差平方和數(shù)據(jù)表明,影響h的因素的主次順序為N、s、Pk、f、τ、n,其中N和s的F值大于F的臨界值,具有顯著的影響。最大切槽深度的參數(shù)組合(括號內(nèi)是水平值)為:N(5)-s(2)-Pk(5)-τ(5)-f(3)-n(1)。

(a)s=-0.4 mm (b)s=0.4 mm (c)s=0 mm圖7 不同離焦量旋切的槽型圖

4.2 槽型分析

4.2.1 脈沖能量對槽型的影響 根據(jù)式(12)可知,在激光能量作用下材料的去除量主要由脈沖能量決定,進而決定了脈沖孔洞的深度。對于圖6所示的槽型,激光參數(shù)為Pk=6.4 kW,τ=0.3 ms,f=30 Hz,其他參數(shù)為s=0 mm,n=10 r/min,N=2。由圖6可見,在低脈沖功率下,槽型呈連續(xù)的“草帽”狀輪廓,外圈材料被切除,內(nèi)圈材料融覆為“梯田狀”,未切除出適合低應(yīng)力剪切的尖角深槽。

4.2.2 離焦量對槽型的影響 對于圖7a所示的槽型,取s=-0.4 mm,其他參數(shù)為Pk=11.2 kW,τ=0.3 ms,f=60 Hz,n=5 r/min,N=10。加工時激光束聚焦在圓棒上方呈發(fā)散狀,圓棒表面聚焦的激光光斑較大,同時能量密度較弱,使環(huán)形槽呈入口寬度大(w=785.47 μm)、深度小(h=165.67 μm)的“喇叭”形。

(a)平面槽型圖

(b)三維槽型圖圖6 低脈沖能量旋切的槽型圖

對于圖7b所示的槽型,取s=0.4 mm,其他參數(shù)為Pk=9.6 kW,τ=0.3 ms,f=50 Hz,n=25 r/min,N=20。加工時激光束聚焦在圓棒內(nèi)部,環(huán)形槽深度為714.62 μm,在焦平面處分為上、下2部分:上部入口寬度較大,為309.09 μm,在焦平面附近減小;下部呈尖角形,張角為53.13°,槽底圓弧半徑為96.56 μm。

對于圖7c所示的槽型,取s=0 mm,其他參數(shù)為Pk=12.8 kW,τ=0.5 ms,f=40 Hz,n=5 r/min,N=20。加工時激光束聚焦在圓棒表面,聚焦光斑小、能量高,h達到2742.25 μm,滿足h≥(4～5)%D,同時激光束強度分布較均勻,在一定深度范圍內(nèi)得到了近似圓柱形截面的均勻環(huán)形槽,槽底呈尖角形,張角為27.32°,槽根圓角半徑為81.86 μm,小于0.1 mm,滿足尖角深槽的低應(yīng)力剪切要求。

4.2.3 加工轉(zhuǎn)速對槽型的影響 圖8a～8e為對應(yīng)不同加工轉(zhuǎn)速n的槽型俯視圖,可以看出隨著n從100 r/min逐漸減小到5 r/min,相鄰2個脈沖孔的重疊長度δ逐漸增大,直到形成連貫的環(huán)形槽。由圖8a、8b可見,當加工轉(zhuǎn)速為50～100 r/min時,脈沖孔未貫通成槽;由圖8c、8d可見,當加工轉(zhuǎn)速為10～25 r/min時,相鄰脈沖孔連貫程度適中;由圖8e可見,當加工轉(zhuǎn)速為5 r/min時,激光作用區(qū)域重疊率過高,重復(fù)浪費能量。圖8f為加工轉(zhuǎn)速為100 r/min時的槽型剖面圖,可見由于加工轉(zhuǎn)速過高,壓縮空氣來不及將熔化、氣化的40Cr材料完全吹走,導(dǎo)致材料冷卻后迅速凝結(jié)堵塞環(huán)形槽。

綜上所述,當Pk≥9.6 kW、τ≥0.3 ms、3≤N≤10、10 r/min≤n≤25 r/min、s=0 mm時,可加工出滿足低應(yīng)力剪切所需的理想環(huán)形槽。

(a)n=100 r/min (b)n=50 r/min (c)n=25 r/min

(d)n=10 r/min (e)n=5 r/min (f)剖面圖 (n=100 r/min)圖8 不同加工轉(zhuǎn)速旋切的槽型圖

4.3 槽深公式校驗

為進一步校驗槽深h的計算公式(12),采用Pk=12.8 kW、τ=0.3 ms、f=50 Hz、n=20 r/min和s=0 mm的優(yōu)化加工參數(shù),對本試驗中的40Cr圓棒分別進行N為3、5、10、15的4組激光旋切加工試驗,并重復(fù)進行3次,同時根據(jù)式(11)進行理論槽深的計算。圖9為理論計算槽深ho和試驗測量槽深he的結(jié)果對比。

圖9 理論槽深和試驗槽深結(jié)果對比

ho(N)和he(N)的誤差平方和ε按式(13)計算為0.112 mm2,表明理論計算公式對樣本觀測值擬合誤差小、優(yōu)度高。

ε=[ho(N)-he(N)]2=0.112mm2,

N=3,5,10,15

(13)

4.4 剪切質(zhì)量對比

圖10為目前工業(yè)上廣泛應(yīng)用的溫剪工藝加工的40Cr坯料及斷面。圓棒剪切時,刃尖接觸區(qū)材料首先發(fā)生屈服變形形成剪切塌角,導(dǎo)致起裂擴展方向偏離預(yù)剪切面,形成“馬蹄形”塌陷,斷面傾斜度高達4.1°,質(zhì)量公差達2.5%,需要增加車削及平整斷面工序,總耗時達上百秒。

(a)剪切坯料 (b)剪切斷口圖10 未預(yù)制環(huán)形槽的40Cr圓棒的傳統(tǒng)溫剪結(jié)果

圖11為激光預(yù)制環(huán)形槽的40Cr圓棒的低應(yīng)力剪切坯料及斷面,斷面傾斜度僅為0.3°,精度提高了12倍以上;剪切質(zhì)量公差僅為0.35%,精度提高了6倍以上。當n=10～25 r/min時,旋切3～10圈最短需7.2 s,配套的高速剪切設(shè)備的平均剪切時間為1.5 s,即40Cr棒料激光旋切環(huán)形槽及剪切整體工藝耗時不到10 s,配合自動化的送料裝置,加工效率可達約6件/min。

(a)剪切坯料 (b)剪切斷口圖11 激光預(yù)制環(huán)形槽的40Cr圓棒的低應(yīng)力剪切結(jié)果

針對圖11a中40Cr坯料外圓周殘留的激光影響區(qū)進行掃描電鏡分析,結(jié)果如圖12所示。40Cr圓棒剪切時,裂紋起裂于環(huán)形槽根部,此處材料應(yīng)力集中嚴重,更容易實現(xiàn)脆性起裂,使得斷口周圍塑性變形小,不會產(chǎn)生馬蹄形塌陷。殘留的環(huán)狀熱影響區(qū)很小(寬度小于2 mm),而剪切工序多為制坯,需留有加工余量,同時圓棒料在鍛造成形前需倒棱角以減小斷面毛刺對模具的損傷,因此環(huán)狀熱影響區(qū)可以在后續(xù)倒角工序中去除掉。

(a)激光影響區(qū)

(b)環(huán)形槽根部裂紋起裂位置圖12 40Cr圓棒激光影響區(qū)及剪切時的裂紋起裂位置

5 結(jié) 論

本文提出了一種用于40Cr圓棒低應(yīng)力剪切的激光旋切環(huán)形槽方法,根據(jù)激光旋切的物理過程建立了環(huán)形槽深度的數(shù)學(xué)模型,并對峰值功率Pk、脈寬τ、脈沖頻率f、離焦量s、加工轉(zhuǎn)速n和重復(fù)圈數(shù)N等影響因素進行了正交試驗研究,得到以下結(jié)論:

(1)激光旋切40Cr圓棒環(huán)形槽深度的影響因素依主次順序為N、s、Pk、f、τ、n,其中N和s的F值分別為11.925和5.268,大于F的臨界值4.11,具有顯著影響;

(2)為加工出40Cr圓棒低應(yīng)力剪切所需的尖角深槽,應(yīng)采用的最優(yōu)工藝參數(shù)范圍為Pk≥9.6 kW,τ≥0.3 ms,3≤N≤10,10 r/min≤n≤25 r/min,s=0 mm;

(3)40Cr圓棒激光旋切環(huán)形槽的理論深度ho和試驗深度he的誤差平方和ε為0.112 mm2,表明理論槽深的計算公式誤差小、準確度高;

(4)應(yīng)用本文技術(shù)的40Cr圓棒剪切坯料斷面平整、無“馬蹄形”塌陷,斷面傾斜度為0.3°,比傳統(tǒng)剪切工藝的精度提高了12倍以上,剪切質(zhì)量公差僅為0.35%,比傳統(tǒng)剪切工藝的精度提高了6倍以上。

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(編輯 葛趙青)

Theoretical and Experimental Study on Laser Rotary Grooving for 40Cr Bar Low-Stress Shearing

DONG Yuanzhe,ZHAO Shengdun,CUI Minchao,HUO Quan,REN Yujian

(School of Mechanical Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China)

A laser rotary grooving method on metal bar for low-stress shearing was developed to improve the precision of billets. A mathematical model was established through theoretical analysis on the laser rotary grooving process of 40Cr bars, and then L25(56) orthogonal tests were conducted to study the influence of factors including the laser parameters such as peak power (Pk), pulse width (τ) and pulse frequency (f), and the processing parameters such as processing speed (n), defocusing amount (s) and repeat turns (N). The influence order and optimum range of these factors were obtained by means of ANOVA analysis, and further shearing experiment was carried out on 40Cr bars. The results indicate that the influence order of the factors isN>s>Pk>f>τ>n, and theFvalues ofNandsare 11.925 and 5.268 respectively, both of which have remarkable effects. The optimum ranges of these influencing factors are:Pk≥9.6 kW,τ≥0.3 ms, 3≤N≤10, 10 r/min≤n≤25 r/min, ands=0 mm. The sum of squares of errors (ε) between theoretical depth and real depth is 0.112 mm2which proves that the calculation formula of theoretical groove depth h is accurate. Compared with the 40Cr billets processed by traditional shearing, the sheared surface inclination is 0.3°, and the weight tolerance is only 0.35%, resulting in an accuracy improvement of more than 13 times and 8 times, respectively.

metallic bar; laser rotary grooving; low-stress shearing; annular groove

2016-03-29。 作者簡介:董淵哲(1989—),男,博士生;趙升噸(通信作者),男,教授,博士生導(dǎo)師。 基金項目:國家自然科學(xué)基金重點資助項目(51335009);國家04科技重大專項資助項目(2009ZX04005-031);陜西省科技統(tǒng)籌創(chuàng)新工程計劃資助項目(2011KTCQ01-04)。

時間:2016-09-23

10.7652/xjtuxb201611019

TG485

A

0253-987X(2016)11-0121-08

網(wǎng)絡(luò)出版地址:http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20160923.1550.008.html