Влияние индукционного нагрева на предотвращение образования горячих трещин при лазерной сварке алюминиевых сплавов

Настоящая работа посвящена исследованию влияния индукционного нагрева на предотвращение образования горячих трещин при лазерной сварке алюминиевых сплавов. Использованы образцы из алюминиевых сплавов систем Al–Mg–Si и Al–Si толщиной 2 мм. Представлены результаты численного моделирования температур...

Повний опис

Збережено в:
Бібліографічні деталі
Дата:2013
Автори: Сомонов, В.В., Бем, Ш., Гайер, М., Бертельсбек, Ш.
Формат: Стаття
Мова:Russian
Опубліковано: Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України 2013
Назва видання:Автоматическая сварка
Теми:
Онлайн доступ:http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/102264
Теги: Додати тег
Немає тегів, Будьте першим, хто поставить тег для цього запису!
Назва журналу:Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
Цитувати:Влияние индукционного нагрева на предотвращение образования горячих трещин при лазерной сварке алюминиевых сплавов / В.В. Сомонов, Ш. Бем, М. Гайер, Ш. Бертельсбек // Автоматическая сварка. — 2013. — № 04 (720). — С. 28-35. — Бібліогр.: 25 назв. — рос.

Репозитарії

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
id irk-123456789-102264
record_format dspace
spelling irk-123456789-1022642016-06-12T03:02:03Z Влияние индукционного нагрева на предотвращение образования горячих трещин при лазерной сварке алюминиевых сплавов Сомонов, В.В. Бем, Ш. Гайер, М. Бертельсбек, Ш. Научно-технический раздел Настоящая работа посвящена исследованию влияния индукционного нагрева на предотвращение образования горячих трещин при лазерной сварке алюминиевых сплавов. Использованы образцы из алюминиевых сплавов систем Al–Mg–Si и Al–Si толщиной 2 мм. Представлены результаты численного моделирования температурных полей и полей напряжений, образующихся в процессе индукционного нагрева, а также результаты экспериментальной проверки моделирования индукционного нагрева. Библиогр. 25, табл. 3, рис. 10. 2013 Article Влияние индукционного нагрева на предотвращение образования горячих трещин при лазерной сварке алюминиевых сплавов / В.В. Сомонов, Ш. Бем, М. Гайер, Ш. Бертельсбек // Автоматическая сварка. — 2013. — № 04 (720). — С. 28-35. — Бібліогр.: 25 назв. — рос. 0005-111X http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/102264 621.791.754.3 ru Автоматическая сварка Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
institution Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
collection DSpace DC
language Russian
topic Научно-технический раздел
Научно-технический раздел
spellingShingle Научно-технический раздел
Научно-технический раздел
Сомонов, В.В.
Бем, Ш.
Гайер, М.
Бертельсбек, Ш.
Влияние индукционного нагрева на предотвращение образования горячих трещин при лазерной сварке алюминиевых сплавов
Автоматическая сварка
description Настоящая работа посвящена исследованию влияния индукционного нагрева на предотвращение образования горячих трещин при лазерной сварке алюминиевых сплавов. Использованы образцы из алюминиевых сплавов систем Al–Mg–Si и Al–Si толщиной 2 мм. Представлены результаты численного моделирования температурных полей и полей напряжений, образующихся в процессе индукционного нагрева, а также результаты экспериментальной проверки моделирования индукционного нагрева. Библиогр. 25, табл. 3, рис. 10.
format Article
author Сомонов, В.В.
Бем, Ш.
Гайер, М.
Бертельсбек, Ш.
author_facet Сомонов, В.В.
Бем, Ш.
Гайер, М.
Бертельсбек, Ш.
author_sort Сомонов, В.В.
title Влияние индукционного нагрева на предотвращение образования горячих трещин при лазерной сварке алюминиевых сплавов
title_short Влияние индукционного нагрева на предотвращение образования горячих трещин при лазерной сварке алюминиевых сплавов
title_full Влияние индукционного нагрева на предотвращение образования горячих трещин при лазерной сварке алюминиевых сплавов
title_fullStr Влияние индукционного нагрева на предотвращение образования горячих трещин при лазерной сварке алюминиевых сплавов
title_full_unstemmed Влияние индукционного нагрева на предотвращение образования горячих трещин при лазерной сварке алюминиевых сплавов
title_sort влияние индукционного нагрева на предотвращение образования горячих трещин при лазерной сварке алюминиевых сплавов
publisher Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
publishDate 2013
topic_facet Научно-технический раздел
url http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/102264
citation_txt Влияние индукционного нагрева на предотвращение образования горячих трещин при лазерной сварке алюминиевых сплавов / В.В. Сомонов, Ш. Бем, М. Гайер, Ш. Бертельсбек // Автоматическая сварка. — 2013. — № 04 (720). — С. 28-35. — Бібліогр.: 25 назв. — рос.
series Автоматическая сварка
work_keys_str_mv AT somonovvv vliânieindukcionnogonagrevanapredotvraŝenieobrazovaniâgorâčihtreŝinprilazernojsvarkealûminievyhsplavov
AT bemš vliânieindukcionnogonagrevanapredotvraŝenieobrazovaniâgorâčihtreŝinprilazernojsvarkealûminievyhsplavov
AT gajerm vliânieindukcionnogonagrevanapredotvraŝenieobrazovaniâgorâčihtreŝinprilazernojsvarkealûminievyhsplavov
AT bertelʹsbekš vliânieindukcionnogonagrevanapredotvraŝenieobrazovaniâgorâčihtreŝinprilazernojsvarkealûminievyhsplavov
first_indexed 2025-07-07T12:03:47Z
last_indexed 2025-07-07T12:03:47Z
_version_ 1836989628406562816
fulltext УДК 621.791.754.3 ВЛИЯНИЕ ИНДУКЦИОННОГО НАГРЕВА НА ПРЕДОТВРАЩЕНИЕ ОБРАЗОВАНИЯ ГОРЯЧИХ ТРЕЩИН ПРИ ЛАЗЕРНОЙ СВАРКЕ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ В. В. СОМОНОВ1, Ш. БЕМ2, М. ГАЙЕР2, Ш. БЕРТЕЛЬСБЕК2 1 Институт лазерных и сварочных технологий Санкт-Петербургского политехнического университета. 195251 Россия, Санкт-Петербург. E-mail: vlad@ltc.ru 2 University of Kassel. 34125 Germany, Kassel. E-mail: s.bertelsbeck@uni-kassel.de Настоящая работа посвящена исследованию влияния индукционного нагрева на предотвращение образования горячих трещин при лазерной сварке алюминиевых сплавов. Использованы образцы из алюминиевых сплавов систем Al–Mg–Si и Al–Si толщиной 2 мм. Представлены результаты численного моделирования температурных полей и полей напряжений, образующихся в процессе индукционного нагрева, а также результаты экспериментальной проверки моделирования индукционного нагрева. Библиогр. 25, табл. 3, рис. 10. К л ю ч е в ы е с л о в а : лазерная сварка, индукционный нагрев, алюминиевые сплавы, моделирование, SYSWeld, тер- мические напряжения, горячие трещины Алюминиевые сплавы широко используют в раз- личных отраслях машиностроения благодаря воз- можности снижения удельного веса конструкции, приемлемым прочностным характеристикам в со- четании с низким удельным весом [1]. Кроме того, им также присуща высокая коррозионная стойкость [2]. Применение сварных конструкций из алюминия существенно ограничено из-за их склонности к об- разованию трещин при сварке [3, 4]. В последнее время для сварки алюминиевых конструкций все чаще используют современные лазеры, например, волоконные или дисковые, что позволяет получать относительно большое проп- лавление при небольшой погонной энергии [5]. Это в свою очередь уменьшает коробление и сво- дит к минимуму последующую обработку, сок- ращая этапы производства. При лазерной сварке алюминиевых сплавов также существуют проб- лемы, связанные с их склонностью к трещино- образованию в результате быстрого охлаждения расплава во время сварочного процесса. Целью проводимых исследований является изучение влияния индукционного нагрева на пре- дотвращение образования горячих трещин при ла- зерной сварке алюминиевых сплавов за счет уменьшения скорости охлаждения сварного шва и околошовной зоны. Горячие трещины при лазерной сварке алю- миниевых сплавов. В алюминиевых конструк- циях трещины преимущественно формируются во время затвердевания шва, возникая при усадке и кристаллизации эвтектических фаз в середине сварного шва [6]. В. Пеллини, а затем и Т. Кляйн с Г. Дэвисом утверждают, что склонность к об- разованию горячих трещин в сплавах систем ле- гирования Al–Mg–Si и Al–Si связана с «крити- ческим интервалом», т. е. расстоянием между ден- дритами, растущими в противоположных друг другу направлениях при кристаллизации шва [7]. У. Фойрер предположил, что трещины появ- ляются в «мягкой» (квазиравновесной двухфаз- ной) зоне, если скорость охлаждения межденд- ритной жидкости меньше или равна скорости усадки [8]. Т. С. Пивонка и М. К. Флеминг при рассмотрении трещинообразования основываются на уравнении Р. Пойссеуля, которое описывает градиент давления, вызывающий течение жидкос- ти по «междендритному пути» [9]. Все эти объяс- нения связаны с особенностями кристаллизации сплавов, и склонность к горячим трещинам может быть определена путем получения кривых охлаж- дения при тепловой калориметрии. Для некоторых бинарных сплавов проверяются типичные С-об- разные кривые, когда склонность к трещинооб- разованию является функцией от содержания рас- творенных элементов [10]. Первое количествен- ное описание образования трещин было предло- жено Н. Н. Прохоровым в середине XX века [10–12], который считал механическую деформа- цию растяжения причиной образования трещин. Он не учитывал металлургические условия в «мяг- кой зоне», т. е. образование микроструктур при кристаллизации в двухфазной области и не давал точного количественного критерия для прогно- зирования склонности к трещинообразованию. Большинство работ по моделированию затверде- © В. В. Сомонов, Ш. Бем, М. Гайер, Ш. Бертельсбек, 2013 28 4/2013 вания трещин в сварных швах основаны на под- ходе Н. Н. Прохорова, т. е. без учета накопления деформаций и дефектов микроструктуры. Однако эти критерии рассматривают лишь некоторые ме- ханические условия, например, критическое зна- чение напряжения или скорости деформации. Критерий М. Раппаца и других авторов учитывает охлаждение междендритной жидкости и дефор- мации растяжения твердого тела перпендикуляр- но к направлению роста дендритов. По их мне- нию, горячие трещины зарождаются при дости- жении кавитацией давления критического значе- ния, которое может быть рассчитано по физико- химическим свойствам сплава и микроструктур- ным размерам материала [13]. Склонность к об- разованию горячих трещин во время сварки тра- диционно оценивается для случая, когда напря- жение или деформация изменяются во время про- цесса. Так, Н. Кониглио в своих исследованиях основывается на концепции улучшения сварива- емости за счет увеличения содержания в алюми- ниевых сплавах кремния, восприимчивость к об- разованию трещин у него определяется критичес- кой скоростью деформации, возникающей во вре- мя сварки [14]. Моделирование технологического процесса индукционного нагрева пластин из алюмини- евых сплавов. В последнее время наблюдаются два подхода к моделированию появления трещин, основанные на учете локализации образования трещин. В первом подходе, предложенном М. Ши- бахаром [15, 16], за основу был взят физический механизм образования трещин из механики раз- рушения твердых тел. В качестве критерия об- разования трещин выбран уровень напряжения в системе жидкость–твердое тело. Для моделирования трещин он использовал специальную вычислительную технику и метод конечных элементов. Предположения о сущест- вовании металлургических условий в двухфазной области не учитываются. Значения напряжения в системе сравнивают с критическим значением, полученным ранее путем корреляции с поверх- ностной энергией расплава. Поверхностная энер- гия считается известной и имеет определенное значение для конкретной температуры, при этом рассматривается аспект локального образования трещин. Этот подход имеет несколько недостат- ков: • экспериментально определить поверхност- ную энергию при высоких температурах очень сложно; • поверхностная энергия расплава существен- но зависит от изменений в химическом составе; • очень небольшое количество поверхностно- активного элемента в расплаве может привести к изменению поверхностной энергии более чем в десять раз; • расчетное напряжение в двухфазной области чувствительно к механическим свойствам при вы- соких температурах. Систематические ошибки были обнаружены в измерениях на основе таких свойств, как предел текучести, что может при- вести к существенным ошибкам в расчетах. Второй подход к моделированию разработан Р. М. Хильбенгером [17–19] в нем за основу взята теория Пеллини. Моделирование горячих трещин, как и в предыдущем подходе, реализуется с по- мощью метода конечных элементов. Локализация растягивающих напряжений в пленке жидкости в остальном расплаве учитывается путем введения «жидкого» элемента в середину сварного шва, имеющего очень низкую текучесть в температур- ном диапазоне ликвидус–солидус. За критерий трещинообразования им взята максимально до- пустимая деформация «жидкого» элемента в двух- фазной области. Параметры критической дефор- мации устанавливают экспериментально. Подход Хильбенгера подобно методу Шибахара позволя- ет получить визуальное представление о зарож- дении и распространении трещин. Если попытаться обобщить теоретические представления, то горячие трещины образуются при критическом сочетании значений следующих факторов: • температурного интервала хрупкости в пе- риод кристаллизации металла шва; • минимальной пластичности в температурном интервале хрупкости δmin; • темпа высокотемпературной сварочной де- формации α [20]. В литературе предлагается несколько способов предотвращения образования горячих трещин при лазерной сварке, такие, например, как введение присадочного материала, предварительный подог- рев образцов в печи, использование защитного флюса во время сварки для предтвращения ак- тивного взаимодействия сварочной ванны с внеш- ней средой, использование параллельного подог- рева лазером меньшей мощности для компен- сации растягивающих напряжений, возникающих в сварном шве. Сообщается также о том, на про- цесс лазерной сварки можно влиять с помощью магнитного поля. Например, может быть увели- чена глубина проплавления, изменено сечение, могут быть подавлены периодические дефекты шва под названием «хампинг» [21]. Лазерная сварка с применением индукционно- го нагрева значительно снижает градиенты тем- пературы на границе шва и свариваемого металла, что благоприятно сказывается на технологичес- кой прочности сварного соединения [22]. Использование компьютерного моделирова- ния процесса зачастую позволяет резко снизить затраты на разработку бездефектной технологии 4/2013 29 за счет уменьшения объема экспериментальных исследований. Сегодня в обрабатывающей про- мышленности существует необходимость в соз- дании алгоритмов для получения оптимальных параметров режима лазерной сварки на основе компьютерных моделей процессов, которые поз- воляют получать сварные швы без дефектов [23]. В ходе исследований смоделирован технологичес- кий процесс в компьютерном программном пакете SYSWeld 2012. В настоящее время существует множество пакетов программного обеспечения и инструментов моделирования, подразделяющихся на специализированные и универсальные прог- раммы. Специализированные пакеты используют при моделировании ограниченного количества систем и процессов. В большинстве случаев уни- версальные программы являются коммерческими разработками. С их помощью можно выполнять широкий спектр приложений, моделировать боль- шое количество физических процессов и систем со сложной геометрией. Одним из них является универсальный программный пакет SYSWeld. Он реализует конечно-элементную схему рас- чета, применяется при статическом и динамичес- ком анализах конструкций с учетом физической и геометрической нелинейности, анализе усталос- тных характеристик и позволяет моделировать электромагнитные поля, гидрогазодинамические, акустические и другие процессы. Основной задачей проводимых исследований являлось улучшение технологии лазерной сварки алюминиевых сплавов путем предотвращения или уменьшения образования горячих трещин в свар- ных швах. Это достигается путем термонаведения сжимающих напряжений в зону сварки, которые генерируются при индукционном нагреве поверх- ности пластины одновременно с лазерной сваркой. В ходе моделирования нагрева образцов отс- леживали уровень возникающих внутренних тер- мических напряжений [24]. С помощью численной модели, созданной в SYSWeld, исследованы поля температур и тер- мических напряжений, возникающие в результате индукционного нагрева образцов. При построении Рис. 1. Результаты расчета полей температуры (а) и напряжения (б) 30 4/2013 модели учитывали, что при индукционном наг- реве металлических заготовок в переменном элек- тромагнитном поле КПД установки, как правило, не превышает 60 % [25]. Во время исследований моделировали процесс одностороннего индук- ционного нагрева пластины из алюминиевого сплава при ее перемещении. Подготовка файла для расчета включала создание трехмерной гео- метрической модели образца с определенными ха- рактеристиками источника индукционного нагре- ва и задание условий охлаждения, фиксации об- разцов и параметров процесса нагрева. На выходе получали два файла с ре- зультами изменения во времени полей температуры и напряжений (рис. 1). В качестве нижней границы значе- ний термических напряжений был взят предел упругости. При достижении оп- ределенного предела в металле начина- ют возникать пластические дефор- мации. Для алюминиевых сплавов этот предел составляет более 30 МПа. Конеч- ной задачей являлось получение парамет- ров индукционного нагрева, при которых в околошовной зоне возникали бы тер- мические напряжения, компенсирующие растягивающие напряжения в сварном шве. Затем результаты моделирования проверяли экспериментально. Для определения оптимальных пара- метров режима сквозного проплавления пластин был смоделирован процесс ла- зерной стыковой сварки. Моделирова- ние проводили с использованием прог- раммного пакета LaserCAD, разработан- ного Санкт-Петербургским государственным по- литехническим университетом (рис. 2). При рас- чете использовали следующие параметры: мощ- ность лазерного излучения 2 кВт, диаметр луча 0,4 мм, фокусное расстояние 200 мм, длина вол- ны излучения примерно 1 мкм, скорость сварки 50 мм/с. В результате глубина проплавления сос- тавила 2,1, ширина шва — 3 мм. По сути наб- людался эффект кинжального проплавления, ха- рактерный для лазерной сварки. Затем выполняли моделирование процесса лазерной стыковой свар- ки совместно с индукционным нагревом двумя равноудаленными от места стыка индукторами. С целью экономии компьютерной мощности и времени на расчет процесс моделировали только для половины сварочного стыка. Изображение трехмерной геометрической модели представлено на рис. 3. Материалы и методика экспериментов. При проведении экспериментов использовали плоские образцы размером 600×150×2 мм двух марок алю- миниевых сплавов 6082 Т4 (сплав системы Al– Si–Mg–Mn, российский аналог АД35) и 5754 Н22 (сплав системы Al–Mg, российский аналог АМг3) соответственно. Химический состав и механичес- кие свойства материалов приведены в табл. 1 и Рис. 2. Результаты моделирования лазерной сварки алюминиевого сплава 5754 Н22 в LaserCAD Рис. 3. Трехмерная геометрическая модель лазерной стыко- вой сварки сплава 6082 Т4 толщиной 2 мм с индукционным нагревом околошовной зоны, построенная в SYSWeld 2012 Та б л и ц а 1. Химический состав исследуемых алюминиевых сплавов по ГОСТ 4784–97, мас. % Марка сплава Марка рос- сийского аналога Al Si Fe Cu Mn Mg Cr Zn Ti 5754 АМг3 Основа 0,5…0,8 0,5 0,1 0,3…0,6 3,2…3,8 0,05 0,2 0,1 6082 АД35 » 0,7…1,3 0,5 0,1 0,4…1,0 0,6…1,2 0,25 0,2 0,1 4/2013 31 2. Перед экспериментом поверхности пластин очищали от жира и грязи ацетоном. Для исследований использовали специально разработанный экспериментальный стенд (рис. 4), оснащенный коаксиальным индуктором KI-112- U-30° фирмы IFF GmbH, Германия (рис. 5). Сос- тавные части стенда вместе с их характеристи- ками представлены ниже: линейный привод фирмы «Festo» EGC-80-800-TB-KF-0H-GK с каркасом стенда, собранным из алюминиевых профилей максимальная скорость перемещения, мм/с ............. 2000 Оборудование для индукционного нагрева фирмы IFF GmbH: генератор импульсов EW100W: максимальная мощность, кВт .................................... 10 мощность импульса, % ............................................... 0…750 частота импульсов, кГц .............................................. 8…20 чиллер: температура эксплуатации, °С .......................... 18...30 коаксиальный индуктор Kl-112-U-30° максимальное время процесса при использовании максимальной мощности импульса, с ...................... 0…100 допустимый зазор для использования, мм ............... 0,2…0,5 температура нагрева, °С ............................................. 0…300 В ходе экспериментов производили индук- ционный нагрев пластин, при этом пластины пе- ремещали со скоростью, равной скорости сварки, полученной в результате моделирования. Осущес- твляли онлайн измерение температуры в трех раз- ных зонах и линейного изменения размеров во время индукционного нагрева. Повышение тем- пературы фиксировали с помощью двухканаль- ного измерителя температуры GMH 3250 фирмы «Greisinger electronic GmbH» (Германия) и потен- циометра IAS838 фирмы «Mastech» с функцией измерения температуры (рис. 6). Перемещение (изменение) температурного по- ля регистрировали с помощью инфракрасной ка- меры и измерителя температуры Raynger MX4 фирмы «Raytek GmbH», Германия (рис. 7). Некоторые результаты измерения температуры представлены в табл. 3. Как видно из таблицы, процесс индукционного нагрева описывается па- раметрами на двух стадиях: 1) параметрами процесса разогрева индуктора: шаг 1; 2) параметрами процесса индукционного наг- рева пластины в движении: шаг 2. Выбранные параметры процесса на шаге 1: частота импульсов в индукторе f1 = 12,5 кГц, Т а б л и ц а 2. Механические свойства алюминиевых сплавов Марка сплава Тип обработки σ0,2%, МПa Предел прочности на разрыв, МПa Предел прочности при сдвиге, МПa Удлинение, % Твердость по Виккерсу HV 6082 T4 170 260 170 19 75 T6 310 340 210 11 100 0 60 130 85 27 35 5754 0 100 215 140 25 55 H22 185 245 150 15 75 H24 215 270 160 14 80 Рис. 4. Экспериментальный стенд Рис. 5. Коаксиальный индуктор KI-112-U-30° с генератором импульсов EW100W и чиллером 32 4/2013 мощность импульсов в процентах от макси- мально вырабатываемой генератором PWM1 = = 750 %, время нагрева Время1 = 5 с, установленная максимальная температура наг- рева индуктора Tуст = 300 °С. Выбранные параметры процесса на шаге 2: частота импульсов в индукторе f2 = 13 кГц, мощность импульсов в процентах от максималь- но вырабатываемой генератором PWM2 = 700 %, время нагрева Время2 = 10,5 с, длина перемещения 483 мм, скорость перемещения 50 мм/с, зазор между индуктором и пластиной перед нагревом 0,25 мм. Зарегистрированные значения температуры колебались в пределах 100…140 °С. При этом термические напряжения в околошовной зоне из- менялись в пределах от 38 до 50 МПa, что сов- падает с результатами моделирования. Скорость нагрева до высокой температуры зависела от ко- личества повторных нагревов. Это объясняется изменением внутренней структуры материала и его восприимчивостью к индукционному нагреву после нагрева до температуры более 140 °С. Су- ществует также зависимость и от положения ин- дуктора по отношению к краю пластины. Чем бли- же к краю, тем меньше мощность необходима для нагрева и генерации необходимого уровня напряжений. Однако близко к краю располагать индуктор нельзя из-за быстрой деформации плас- тины в этом случае. Невозможно было поддер- живать параметры нагрева пластины в процессе ее движения на постоянном уровне. Примеры температурных полей, полученных в ходе экспериментов, представлены на рис. 8. В будущем планируется проведение экспери- ментальной проверки результатов моделирования для лазерной сварки, используя излучение, гене- рируемое иттербиевым волоконным лазером YLS 10000 с максимальной выходной мощностью 10кВт, производства фирмы «IPG» (рис. 9). Окончание табл. 3 № п/п Направление перемещения при нагреве, расстояние меж- ду центром индуктора и краем пластины Зазор между индуктором и пластиной перед нагревом T перед нагревом, °С T во время нагрева, °С зазор р1, мм зазор р2, мм зазор р3, мм Т1 Т2 Т3 Т1 Т2 Т3 1 Справа налево, 60 мм 1,0 0,9 0,25 21,4 21,5 22 237,4 86,7 40 2 1,5 1,0 0,7 35,2 28 25 246,2 93,9 53 4 0,5 0,5 0,5 23,1 24,4 26 297,8 86,6 52 5 1,0 0,3 0,25 21,4 21,4 21 266,8 96,4 42 11 Справа налево, 40 мм 0,25 0,25 0,25 24 23,3 22,9 146 122,7 83 12 0,25 0,25 0,25 26 24,9 23,7 143 141,3 97,4 13 0,25 0,25 0,25 28 27,1 25,4 144 142,7 97,8 Та б л и ц а 3. Результаты измерения температуры № п/п Перемеще- ние, мм Туст, °С Время ре- гулирования t, с Шаг 1 Шаг 2 f1, кГц PWM1, % Время1, с f2, кГц PWM2, % Время2, с v, мм/с 1 500 300 1 12,5 750 10 13 600 10 50 2 500 300 1 13,5 750 10 15 700 10 50 4 500 300 1 12,5 750 10 13 600 10 50 5 500 300 1 12,5 750 10 15 600 10 50 11 483 300 1 12,5 750 5 15 700 10,5 50 12 483 300 1 12,5 750 5 13 700 10,5 50 13 483 300 1 12,5 750 5 13 700 10,5 50 Рис. 6. Изображение двухканального измерителя температу- ры GMH 3250, потенциометра IAS838 и метода измерения температуры во время индукционного нагрева пластин 4/2013 33 Перемещение луча будет осуществляться ро- ботом фирмы «Reis Robotics», Германия (рис. 10). Заключение. На данном этапе исследований установлено, что в результате индукционного наг- рева пластин из алюминиевых сплавов 6082 Т4 и 5754 Н22 толщиной 2мм в них возникают тем- пературные поля, генерирующие поля растягива- ющих термических напряжений. Можно достичь уровня генерируемых термических напряжений, способного компенсировать нежелательные внут- ренние напряжения в сварном шве, приводящие к образованию горячих трещин при лазерной сварке. Подобраны режимы индукционного наг- рева, дающие необходимый дополнительный по- догрев. Установлено, что уровень термических полей сильно зависит от первоначальной мощности ис- Рис. 7. Изображение инфракрасного термометра Raynger MX4 и момент измерения температурного поля Рис. 9. Волоконный иттербиевый лазер YLS 10000 Рис. 8. Изображения температурных полей, полученные в ходе экспериментов Рис. 10. Изображение робота REIS RV60-60 фирмы «Reis Robotics», Германия (а) и общее расположение оборудования для лазерной сварки (б) 34 4/2013 точника нагрева и постоянства зазора между по- верхностью индуктора и алюминиевой пластины. На скорость нагрева пластины влияет и перво- начальная структура сплава. В ходе и проведен- ных опытов по многократному индукционному нагреву пластины с последующим охлаждением на воздухе после каждого нагрева зафиксировано, что средняя регистрируемая температура увели- чивается на несколько градусов. В дальнейшем запланировано проведение проверочных экспери- ментов по лазерной сварке совместно с индук- ционным нагревом для подтверждения результа- тов моделирования. Авторы благодарят Министерство образова- ния и науки Российской Федерации за поддержку при проведении исследования, которое финанси- ровалось в рамках совместной программы «Ми- хаил Ломоносов» Немецкого общества между- народных обменов DAAD и Министерства обра- зования и науки России. 1. Lang A. Schweiβen von Aluminiumwerkstoffen im Fahrze- ugbau // Jahrbuch Schweiβtechnik, 1997. 2. Ostermann F. Anwendungstechnologie Aluminium. — Ber- lin, Heidelberg: Springer, 2007. 3. Cam G., dos Stantos J. F., Kocak M. Laser and electron beam welding of Al-alloys. Rev. — Geesthacht: GKSS-For- schungszentrum, 1997. 4. Brune E. Schweiβer Maschinenmarkt // Schweissen von Aluminiumwerkstoffen. — 2005. — 106, № 25/26. 5. Thomy C., Seefeld T., Vollertsen F. Schweiβen mit Hochleis- tungsfaserlasern // Werkstattechnik. — 2005. — № 10. — S. 815–820. 6. Ploshikhin V. et al. Integrated mechanical-metallurgical ap- proach to modeling solidification cracking in welds // Hot cracking phenomena in welds. — Berlin: Springer, 2005. 7. Clyne T. W., Davies G. J. The influence of composition on solidification cracking susceptibility in binary alloy systems // British Foundry. — 1981. — 74. — P. 65. 8. Feurer U. Influence of alloy composition and solidification conditions on dendrite arm spacing, feeding and hot tearing properties of aluminum alloys // Proc. Intern. symp. on engi- neering alloys (Delft, The Netherlands, 1977). 1977. — P. 131–145. 9. Piwonka T. S., Flemings M. C. Pore formation in solidificati- on // Transact. of AIME. — 1966. — 236. — P. 1157. 10. Prokhorov N. N. Hot cracking during welding. — Moscow: Mashgiz, 1952. 11. On problem of «hot» (crystallization) cracks / A. A. Boch- var, N. N. Rykalin, N. N. Prokhorov et al. // Svarochn. Pro- izvodstvo. — P. 5–7. 12. Prokhorov N. N. The technological strength of metals at crystallization during welding // Ibid. — P. 1–8. 13. Rappaz M., Drezet J.-M., Gremaud M. A new hot-tearing criterion // Metallurg and materials transact. А. — 1999. — 30. — Р. 449–455. 14. Coniglio N. Aluminum alloy weldability: Identification of weld solidifi cation cracking mechanisms through novel ex- perimental technique and model development: BAM-Diss. — Berlin, 2008. — 208 p. 15. Shibahara M., Serizawa H., Murakawa H. Finite element method for hot cracking analysis under welding using tem- perature dependent interface element // Modeling of Casting. — Aachen: Shaker, 2000. — P. 844–851. 16. Shibahara M., Serizawa H., Murakawa H. Finite element method for hot cracking analysis using temperature depend- ent interface element // Mathematical Modeling of Weld Phenomena 5. — London: IOM com., 2001. — P. 253–267. 17. Bergmann H. W., Hilbinger R. M. Numerical simulation of centreline hot cracks in laser beam welding of aluminum close to the sheet edge // Mathematical Modeling of Weld Phenomena 4. — London: IOM com., 1998. — P. 658–668. 18. Considering of dynamic mechanical boundary conditions in the characterization of a hot cracking test by means of nume- rical simulation / R. M. Hilbinger, H. W. Bergmann, W. Ko- еhler, F. Palm // Mathematical Modeling of Weld Phenome- na 5. — London, 2001. — P. 847–862. 19. Hilbinger R. M. Heiβrissbildung beim Schweiβen von Alu- minium in Blechrandlage. — Bayreuth: Universitat Bayre- uth, 2000. 20. Vasiliev V. I., Illiashchеnko D. P., Pavlov N. V. Introduction to fundamentals of welding. — Tomsk: TPU, 2010. — 338 p. 21. Lindenau D. Magnetisch beeinflusstes Laserstrahlschwei- βen: Diss. — Stuttgart, 2007. — 188 S. 22. Gotbel G. Erweiterung der Prozessgrenzen beim Laserstrah- lschweiβen heiβrissgefaehrdeter Werkstoffe: Diss.–Dresden, 2007. — 176 S. 23. Rapoport E. Ya. Optimization of processes of induction hea- ting of metal. — Moscow: Metallurgiya, 1993. — 279 p. 24. Grigoriants A. G., Shiganov I. N., Chirkov A. M. Hybrid laser welding technology: Handbook. — Moscow: N. E. Ba- uman MGTU, 2004. — 52 p. 25. Korshikov S. E., Zaikin N. V., Rybalko G. S. Simulation of temperature fields and thermal stresses during heating of alu- minum billets rotated in the direct current magnetic field // Bulletin of Samara State Technical University Engineering. — 2010. — № 2. Поступила в редакцию 13.03.2013 «Зоря-Машпроект» получил оборудование от Института электросварки им. Е. О. Патона Институт электросварки им. Е. О. Патона поставил оборудование для сварки компании «Зоря-Машпроект». Новая установка для электронно-лучевой сварки (УЭЛС- 2), осуществляющая сварку турбинных и компрессорных дисков в роторы или так называемые барабаны, была введена в эксплуатацию. Приобретение установки направлено на расширение пропускной способности мощностей предприятия в связи с наращиванием объемов производства. 4/2013 35