KATHOLIEKE UNIVERSITEIT LEUVEN FACULTEIT INGENIEURSWETENSCHAPPEN DEPARTEMENT WERKTUIGKUNDE AFDELING PRODUCTIETECHNIEKEN MACHINEBOUW EN AUTOMATISERING Celestijnenlaan 300 B − B-3001 Leuven (Heverlee), Belgium
SHEET METAL FORMING BY LASER FORMING AND LASER ASSISTED INCREMENTAL FORMING
Proefschrift voorgedragen tot het behalen van het doctoraat in de ingenieurswetenschappen
Jury: Prof. Dr. Ir. Y. Willems, Prof. Dr. Ir. J. Duflou,
door
Prof. Dr. Ir. J.- P. Kruth,
ir.Bart Callebaut
Prof. Dr. Ir. B. Lauwers Prof. Dr. Ir. B. Van Bael (KHLim en geassocieerd aan de K.U.Leuven) Prof. Dr. Ir. L. Rabet (Koninklijke Militaire School) Prof. Dr. Ir. A. J. Huis in 't Veld (Universiteit Twente, Nederland)
UDC 621.9
Juni 2009
©
Katholieke Universiteit Leuven Faculteit Toegepaste Wetenschappen Arenbergkasteel, B-3001 Heverlee (Leuven), Belgium
Alle rechten voorbehouden. Niets uit deze uitgave mag worden verveelvoudigd en/of openbaar gemaakt worden door middel van druk, fotokopie, microfilm, elektronisch
of
op
welke
andere
wijze
ook
zonder
voorafgaandelijke
schriftelijke toestemming van de uitgever. All rights reserved. No part of this publication may be reproduced in any form, by print, photoprint, microfilm or any other means without written permission from the publisher. D/2009/7515/44 ISBN 978-94-6018-061-3 UDC 621.9
Voorwoord
Voorwoord “Waarom ga jij nu in Leuven doctoreren?” “Was Gent niet goed genoeg misschien?” ...Tja, in Gent studeren en daarna in Leuven doctoreren, brengt in het begin nietsbegrijpende blikken met zich mee... Toch heb ik in september 2003 niet lang geaarzeld om mijn sollicitatiebrief op te sturen voor een vacature om doctoraatswaardig onderzoek te verrichten om met behulp van lasers prototypes uit plaatwerk te vervaardigen.
Daar sta je dan met je
diploma Werktuigkundig-Elektrotechnisch ingenieur optie Bedrijfskunde. Er stond
in
de
betreffende
vacature
ook
vermeld
dat
geen
specifieke
achtergrondskennis vereist was. Gelukkig maar, want met een achtergrond in voorraadoptimalisatie, dubbele boekhouding, CONWIP en KANBAN was ik op dit vlak niet ver gekomen. Meteen werd ik ook geconfronteerd met de verschillende accenten die de universiteiten Gent en Leuven tijdens hun opleidingen Burgerlijk Ingenieur (ondertussen Master in de Ingenieurswetenschappen): waar tijdens mijn opleiding in Gent mijn kennismaking met lasers beperkt was gebleven tot een practicum Natuurkunde (nog een verschil: in Leuven wordt een practicum een 'labo' genoemd) met een diodelaser, ligt dit toch helemaal anders in Leuven: tijdens mijn eerste rondleiding doorheen PMA, stond ik versteld van de hoeveelheid lasers die gebruikt werden bij de verschillende labo's en onderzoeken: laseronderzoek was hier duidelijk een 'hot' topic. Gezien de mogelijkheden heb ik dan ook niet lang moeten aarzelen om een nieuwe fase in mijn leven aan te vatten. Mijn eerste woord van dank gaat dan ook uit naar mijn hoofdpromotor Prof. Joost Duflou. Ten eerste uiteraard om dit onderzoek mogelijk te maken, maar ook om zijn voortdurend enthousiasme en geestdrift, hetgeen ervoor zorgt dat de vonk overslaat en je zelf even gedreven begint te werken. Voorts waren zijn ideeën en kritische realiteitszin een ware inspiratiebron tijdens mijn niet altijd even makkelijke onderzoeksperiode. De volgende persoon op mijn lijstje is Prof. Jean-Pierre Kruth, mijn copromotor: zelden zo een druk bezet man gezien, maar toch vond hij af en toe tijd om een kritische reflectie op mijn werk te werpen, wat ten zeerste gewaardeerd werd.
i
Voorwoord Mijn dank gaat ook uit naar mijn 2 assessoren, Prof. Bert Lauwers en Bert Van Bael, voor hun deskundige begeleiding. Voorts wens ik de andere leden van de examencommissie te bedanken, nl. Prof. L. Rabet van de Koninklijke Militaire School te Brussel en Prof. A. J. Huis in 't Veld van de Universiteit Twente in Nederland, om tijd vrij te maken voor het lezen en kritisch beoordelen van mijn doctoraatstekst. Prof. Y. Willems dank ik voor het voorzitten van de doctoraatsjury. Doctoreren is zelden het werk van 1 persoon: ideeën waaruit bevindingen en conclusies volgen, ontstaan vaak als een pingpongspel tussen doctorandus en promotoren en assessoren, maar, zeker niet te vergeten, ook met de collega's. In dit opzicht wil ik er dan ook enkele speciaal bedanken:
–
Alex Szekeres: de prachtige natuurfoto's van je thuisland (Canada) hebben me overtuigd je land vroeg of laat eens te bezoeken.
–
Johan de Keuster: bedankt voor de opleiding op de lasersnijmachine en voor de lasergerelateerde discussies.
–
Hans De Baerdemaeker: het gecoördineerd krijgen van de bewegingen van de robot met de laser was geen sinicure, maar was wel noodzakelijk voor mijn onderzoek. Ook bedankt voor de opleidingen op de robot en op de waterstraalsnijmachine.
–
Johan Verbert: het bouwen van de omkapseling van de robot-laser opstelling was fun, waarna we in een rush de basis voor het patent op poten zetten. Positieve stress om een deadline te halen!
Verder wil ik ook Pierre Lefebvre, Minh, Alexander Ampe, Hans Vanhove net als alle collega's van het SEMPER-team die ik nog niet vernoemd heb: Anne-Marie, Hugo, Jun, Christophe, Chantal, Philip, Bachir en Yasemin. Speciale dank ook naar enkele mensen van SIRRIS: Richard, Stephan en Ivan voor de toffe samenwerking en naar de mensen van dienst informatica (Jan), dienst Mechanische Werkplaats (Dirk, Eddy, Viggo) en dienst Electronica (Paul en Paul). In de bijbel staat ergens vermeld dat men oogst wat men gezaaid heeft. Daarom wil ik dan ook de zaaiers van dienst - mijn ouders - danken voor de mogelijkheden die ze me geboden hebben om te geraken waar ik nu sta.
ii
Voorwoord Een heel speciale dank gaat naar mijn vrouw Lore: zonder haar steun en toevertrouwen had dit werk misschien niet onder uw ogen gelegen: dank je wel voor alle steun bij moeilijke momenten wanneer er een experiment niet wilde lukken of wanneer de resultaten niet waren als gehoopt en dank je wel voor je engelengeduld om het afwerken van dit doctoraat te kunnen combineren met een (soms drukke) job als consultant bij Ernst & Young. Last but not least, wil ik mijn dochtertje Tiffen en zoontje Jolan bedanken: jullie fratsen waren een motivatie om door te zetten tot het eind. Bart Nieuwerkerken, 17 mei 2009
iii
Abstract
Abstract In recent years, techniques have emerged that allow rapid prototyping of sheet metal 3D parts. These techniques do not use dedicated tooling and are in a good position to become more flexible, cheaper and also faster than conventional sheet metal forming techniques. Among the most promising processes in the sheet metal rapid prototyping group are Incremental Forming and Laser Forming. Besides its limited process window, the main problem with Incremental Forming is its accuracy, while for Laser Forming it is the lack of knowledge concerning 3D shaping. The research in this work includes the experimental testing and validation of flexible, laser-based sheet metal rapid prototyping techniques: Laser Forming using high power, industrial laser types and a variant of incremental forming, namely Laser Assisted Single Point Incremental Forming (LASPIF). The section on Laser Forming will first deepen the available knowledge concerning 2D forming. 2D forming is in fact a thermo-mechanical variant of air bending and it introduces an approximate 2D stress-state during scanning along a sufficiently long (straight) scan path. Among others, the dependency of the bending angle on the geometry of the test sample and the radius of the bend have been investigated more closely. 3D forming, on the other hand, creates a more complex stress state in the sheet material and not only out-ofplane deformations, but also in-plane deformations are necessary to give the part its final shape. The research scope covers both fundamental and applied research aspects, oriented towards industrial applicability of the process. This includes scanning close to free edges, shrink flanging of flat shapes that have been cut out, but also the creation of ventilation louvres and stretch flanging to obtain sunk holes in flat surrounding sheet material. The limits of 3D laser forming of non-developable shapes have been explored, leading to the conclusion that indeed the capabilities to form such shapes using laser forming are limited to shallow double curved surfaces that are still close to developability. In the section on laser forming, also a CAD/CAM procedure to form developable surfaces has been elaborated and tested on two different geometries.
v
Abstract Even when taking into account the limitations of laser forming, this doctoral thesis brings the process closer to industrial applicability: job shops that have an industrial CO2 laser cutting platform could think of extending the cutting operations with (limited) forming possibilities. In the section on Laser Assisted Single Point Incremental Forming an appropriate set-up has been described. Using this test equipment, the results show that the technique is effective as the accuracy is improved in comparison with SPIF. Moreover, the process forces are reduced and the formability in terms of achievable radial strain is significantly increased, which allows to form materials known for their limited formability. Finally, the residual material properties after LASPIF have been investigated.
vi
Beknopte samenvatting
Beknopte samenvatting De laatste jaren zijn technieken ontstaan die een snelle aanmaak van prototypes voor 3D plaatwerk toelaten. Deze technieken maken geen gebruik van
speciaal
daartoe
voorziene
werktuigen.
Bij
de
meest
beloftevolle
processen voor prototypes voor plaatwerk horen het incrementeel omvormen en het laseromvormen. Behalve het beperkte procesvenster, is het grootste probleem bij incrementeel omvormen de beperkte nauwkeurigheid, terwijl dit bij het laseromvormen het gebrek aan kennis is wat betreft het 3D vormen. Het onderzoek in dit werk omvat het experimenteel testen en valideren van flexibele, lasergebaseerde plaatbewerkingstechnieken om prototypes aan te maken: laservormen, waarbij gebruik gemaakt wordt van hoogvermogen, industriële lasertypes, en een variant van het incrementeel omvormen, meer bepaald het laserondersteund éénpunts incrementeel omvormen. Het deel van dit werk over laseromvormen zal eerst de beschikbare kennis voor wat betreft het 2D omvormen verder uitdiepen. 2D laservormen is in feite een thermo-mechanische variant van het luchtbuigen, waarbij tijdens het scannen langsheen een voldoende lang (recht) scanpad een bij benadering 2D spanningstoestand in de plaat geïntroduceerd wordt. Onder andere de bekomen buigradius en de invloed van de geometrie van de testwerkstukken op de buighoek worden in het deel rond 2D laseromvormen nader onderzocht. 3D laseromvormen daarentegen, geeft aanleiding tot een meer complexe spanningstoestand in het plaatmateriaal en niet enkel vervormingen uit het vlak, maar ook vervormingen in het vlak zijn noodzakelijk om het stuk zijn uiteindelijke vorm te bezorgen. Het onderzoeksdomein in dit werk omvat voor het 3D laseromvormen zowel fundamentele als meer toegepaste, naar industriële toepassingen gerichte onderzoeksaspecten. Vervat zijn ondermeer scannen dicht bij de vrije rand van het werkstuk, het vormen van een krimpflens aan de externe contour van vlakke plaatwerkstukken, maar ook de aanmaak van ventilatielouvers en het vormen van een rekflens aan convexe interne contouren in een vlakke plaat. De limieten van het 3D laseromvormen van niet-ontwikkelbare oppervlakken worden verkend, hetgeen aanleiding geeft tot de conclusie dat de vormingsmogelijkheden beperkt zijn tot ondiepe, dubbelgekromde oppervlakken, die nog steeds dicht bij ontwikkelbaarheid vii
Beknopte samenvatting aanleunen. Als afsluiting van het deel rond laseromvormen, wordt tenslotte ook een CAD/CAM procedure uitgewerkt om ontwikkelbare oppervlakken te vormen. Deze wordt getest op twee verschillende geometrieën en materialen. In het deel rond laserondersteund éénpunts incrementeel omvormen wordt vooreerst een geschikte testopstelling op basis van een industriële robot met bijkomende vrijheidsgraden beschreven. Gebruik makend van deze opstelling, tonen de resultaten van het onderzoek aan dat de beschreven techniek effectief
de
nauwkeurigheid
verhoogt
ten
opzichte
van
het
éénpunts
incrementeel omvormen zonder laserondersteuning. Bovendien worden de proceskrachten gereduceerd en kan worden aangetoond dat de toelaatbare radiale rek significant verhoogd kan worden, hetgeen toelaat materialen om te vormen die bekend staan om hun beperkte omvormbaarheid. In het laatste onderdeel van de dissertatie worden de residuele materiaaleigenschappen na laserondersteund éénpunts incrementeel omvormen onderzocht.
viii
Nederlandstalige samenvatting
Nederlandstalige samenvatting Omvormen van plaatwerk door middel van laseromvormen en laserondersteund incrementeel omvormen De laatste jaren zijn technieken ontstaan, die een snelle aanmaak van prototypes voor plaatwerk toelaten. Volgens de definitie van 'snelle aanmaak van prototypes' maken deze technieken geen gebruik van speciaal daartoe voorziene werktuigen. Bij de meest beloftevolle processen voor de aanmaak van prototypes voor plaatwerk horen het incrementeel omvormen en het laseromvormen. Behalve het beperkte procesvenster, is het grootste probleem bij incrementeel omvormen is de beperkte nauwkeurigheid, terwijl dit bij het laseromvormen het gebrek aan kennis is wat betreft het 3D vormen.
Doelstellingen De doelstellingen van dit werk omvatten het experimenteel testen en valideren van flexibele, laser-gebaseerde plaatbewerkingstechnieken voor de snelle aanmaak van prototypes. Twee types van processen vallen in deze categorie: 1.
het laseromvormen, waarbij gebruik gemaakt wordt van lasergeïnduceerde thermische spanningen voor het realiseren van het omvormmechanisme.
2.
het laserondersteund eenpunts incrementeel omvormen (LASPIF). De laserwarmte zal hierbij de vervormingszone voorverwarmen.
Voor het laseromvormen zullen de mogelijkheden verder verkend worden en zal de techniek dichter bij industrie worden gebracht. De proceslimieten voor wat betreft haalbare oppervlakken zullen worden vastgelegd. Vervolgens zal er gezocht worden naar mogelijke toepassingen van laseromvormen voor het genereren van lokale 3D vormen in een vlakke plaat. Ook wordt er een CAD/CAM
procedure
opgesteld
voor
de
aanmaak
van
ontwikkelbare
oppervlakken. Een meer algemene doelstelling van het onderzoek is het bewijzen van de inzetbaarheid van een industrieel CO2 lasersnijplatform voor laservormen. Bedrijven die zo'n laserplatform beschikbaar hebben, zouden eventueel kunnen overwegen de operaties van deze machine met bepaalde vormings-
ix
Nederlandstalige samenvatting mogelijkheden uit te breiden. Voor het stuk omtrent laserondersteund eenpunts incrementeel omvormen wordt eerst een experimenteel platform gebouwd, waarna de opstelling zal gebruikt worden om de belangrijkste invloeden van lokale verwarming na te gaan op nauwkeurigheid, vervormbaarheid, proceskrachten en op de residuele materiaalkenmerken.
Absorptie Omdat
de
hoeveelheid
geabsorbeerd
laserlicht
als
een
cruciale,
determinerende factor wordt beschouwd, en dit zowel bij het laseromvormen als bij LASPIF, en omdat de absorptie sterk afhankelijk is van materiaalspecifieke parameters, werd besloten de absorptie van enkele binnen dit doctoraat gebruikte materialen (i.e. laagkoolstofstaal DC01, roestvast staal AISI304L en aluminium 5182) te testen voor zowel CO 2 laserlicht als voor Nd:YAG laserlicht (gebruikt voor LASPIF: zie verder). Voor de testen met de Nd:YAG laser, werden de samples met grafiet gecoat, terwijl dit voor de testen met de CO2 laser niet het geval was. Voor AISI304L is de absorptiecoëfficiënt 14.3% ± 1.0% en 68% ± 6% onder CO2 en Nd:YAG laserlicht respectievelijk, terwijl dit voor DC01 7.4% ± 1.1% en 82 ± 4% was. Voor Al5182 en onder CO2 laserlicht was de absorptie 7.1% ± 0.8% en 41.9 ± 0.8% onder Nd:YAG laserlicht.
Laseromvormen De drie belangrijkste vormgevingsmechanismen voor het laseromvormen, zijn het temperatuurgradiëntmechanisme (TGM), het knikmechanisme (KM) en het stuikmechanisme
(SM).
Terwijl
de
eerste
twee
aanleiding
geven
tot
vervormingen buiten het vlak, geeft het stuikmechanisme aanleiding tot een vervorming in het vlak van de oorspronkelijke plaat. Het nodige onderscheid moet gemaakt worden tussen 2D laser buigen en 3D laservormen. Het 2D laser plooien omvat het scannen langs een recht pad en over de volledige breedte van de plaat. Voor scanpaden die voldoende lang zijn, kan de spanningstoestand als 2D beschouwd worden: de spanningen in de scanrichting zijn hierbij veel lager dan de spanningen loodrecht daarop en in het vlak van de plaat. Het doel van 2D laserbuigen is het aanmaken van stukken die samengesteld zijn uit flenzen. Hiertoe kunnen zowel het TGM als het KM aangewend worden. x
Nederlandstalige samenvatting In het geval van 3D omvormen, is het doel het maken van meer complexe werkstukken met dubbele kromming. Voor deze vorm van laservormen zullen de scanpaden meestal gekromd zijn of in het midden van het plaatwerk worden geplaatst. De spanningstoestand kan hierbij onmogelijk nog als tweedimensionaal worden beschouwd. De reden hiervan is het feit dat de vervormingen niet langer uit-het-vlak zijn, maar ook in-het-vlak. Voor het 3D omvormen zal hierbij dan ook steeds een combinatie van vormingsmechanismen vereist zijn: TGM met SM of KM met SM. Voor de zelf uitgevoerde testen in dit werk wordt gebruik gemaakt van een industriële CO2 hoogvermogen laser van 6 kW. Om oververhitting van de laserkop door gereflecteerde straling te vermijden, worden twee speciale hulpstukken gebruikt: een koelring rond de straaltuit en een hitteschild. Een mogelijke maatregel om reflectie van laserstraling te vermijden is de absorptie van het plaatwerk te verhogen door het aanbrengen van een grafietcoating. Een grafietlaag aanbrengen op de samples is zeer effectief: met slechts een kwart van het vermogen (en met alle andere parameters gelijkblijvend) is de buighoek 75% groter bij gecoate samples. Voor het laservormen in dit werk werd er toch geopteerd niet met (grafiet)coating te werken. De reden hiervoor is dat uit literatuur werd vastgesteld dat na één of meerdere scans, de coating (partieel) verdwijnt, waardoor ongelijke scancondities ontstaan tussen twee of meerdere opeenvolgende scans. Ook vanuit industrieel toepassingsoogpunt wordt het aanbrengen, heraanbrengen en verwijderen van een coating als een rem beschouwd (voor LASPIF wordt wel een coating aangebracht om de absorptie te verhogen omdat de ervaring geleerd heeft dat de coating hier wel blijvend is tijdens verwerking).
2D laseromvormen Tal van onderzoekers zijn reeds werkzaam geweest in dit domein. Ook aan het Departement Werktuigkunde van de KULeuven werden er reeds een aantal masterthesissen uitgevoerd. Hierbij zijn testen uitgevoerd zowel met een CO2 laser als met een Nd:YAG laser. Hun voornaamste bevindingen zijn de volgende:
•
Voor zowel de CO2 laser als de Nd:YAG laser (voor samples zonder smeltverschijnselen)
vermindert
de
buighoek
voor
toenemende
scansnelheid. De reden hiervoor is dat de geabsorbeerde energie per
xi
Nederlandstalige samenvatting lengte-eenheid evenredig vermindert met de toenemende snelheid. Twee andere redenen zijn dat de vloeigrens voor hogere snelheden niet zo verlaagd wordt zoals dit het geval is bij lage snelheden en dat de thermische uitzetting vermindert en dus het elastisch gedrag van de plaat meer uitgesproken wordt.
•
Voor zowel de CO2 laser als de Nd:YAG laser, voor een vaste spotgrootte, scansnelheid en samples zonder smeltverschijnselen is de buighoek recht evenredig met het effectief laservermogen.
•
Voor zowel de CO2 laser als de Nd:YAG laser is de buighoek omgekeerd evenredig met de spotgrootte.
•
Voor de tests op de CO2 laser is de warmte-input (i.e. het effectieve laservermogen gedeeld door de scansnelheid en de spotgrootte) de parameter die de buighoek bepaalt. Om smeltverschijnselen te voorkomen, moet een maximale warmte-input gerespecteerd worden. Op de Nd:YAG laser voor spotgroottes kleiner dan 2 mm en snelheden groter dan 1500 mm/min kan eveens de warmte-input gebruikt worden, terwijl dit voor spotgroottes groter dan 2 mm en snelheden lager dan 1500 mm/min eerder het effectief vermogen is gedeeld door het product van de spotgrootte met de scansnelheid in het kwadraat.
Bij het laseromvormen speelt ook de geometrie van de samples een rol:
•
de buighoek als functie van de sample-breedte (breedte van een sample = afmeting loodrecht op de scanrichting) vertoont een maximum.
•
Een
kortere
sample
lengte
(dimensie
volgens de
scanrichting)
vertoont een kleinere buighoek, maar de trend verdwijnt vanaf een zekere lengte (200 à 250 mm). Voor wat betreft de afhankelijkheid van de walsrichting, kan gesteld worden dat de buighoek hoger is voor een scanlijn die loodrecht geplaatst is op de richting met de laagste vloeigrens. Voor de onderzochte materialen AISI304L en Al3103 hangt de buigradius niet af van de materiaaldikte, maar wel af van de buighoek en van de spotgrootte. Een
grotere
spotgrootte
veroorzaakt
een
grotere
buigradius,
hoogst-
waarschijnlijk ten gevolge van een bredere zone van plastische vervorming
xii
Nederlandstalige samenvatting door de bredere spotgrootte. Figuur 1 toont de resultaten voor AISI304L, voor de diktes 1.02 en 1.49 mm. De proefstukgrootte was 100x70 mm. De scanlijn is geplaatst in het midden van de proefmonsters en het scannen gebeurde over de volledige breedte van het monster. Het aantal scans varieert tussen 1 en 15. 140
Binnenradius (mm)
120 spotgrootte 3mm
100
spotgrootte 3.5mm
-0.8251
y = 128.29x
spotgrootte 4mm
2
R = 0.9974
80
-0.9131
y = 123.77x 2
R = 0.9729
60
y = 128.79x-1.0389 R2 = 0.9931
40 20 0 0
2
4
6
8
10
12
14
Buighoek [°]
Figuur 1: Afhankelijkheid van de binnenradius en van de spotgrootte van de buighoek voor AISI304L.
3D laseromvormen Een overgang naar het laseromvormen van dubbelgekromde 3D oppervlakken vormt het laservormen dicht bij niet-rechte randen. Dit soort testen wordt gebruikt om te kijken hoe vormen in een vlakke plaat kunnen aangebracht worden
waartoe
bij
het
conventionele
omvormen
speciaal
aangepaste
werktuigen noodzakelijk zijn. Figuur 2 toont het opzet van enkele basistesten in AISI304L 1.02 ± 0.01 mm dikte. De volle lijnen zijn de snijlijnen en de stippellijn stelt de scanlijn voor. Het effectieve vermogen van de laser was 2565 W, de spotgrootte was 3.0 mm, de scansnelheid 5000 mm/min, het aantal scans 4 met een wachttijd tussen opeenvolgende scans van 30 s. De resultaten van deze testen zijn in Figuur 3 weergegeven. Volgende zaken vallen op:
•
De invloed op de buighoek van de nabijheid van de snijlijn heeft effect
xiii
Nederlandstalige samenvatting tot ongeveer een offset van 10 à 15 mm. De invloed van ΔR op de buighoek is groter dan de invloed van RA
•
(voor de geteste RA-waarden). Echter, vanaf ongeveer 70 mm, wordt de invloed van een kleinere RA-waarde duidelijk: de buighoek is kleiner voor kleinere stralen.
5
70
12
15
11
ΔR 110
RA
Buighoek [°]
10 9 8
RA=20 RA=35 RA=50 RA=70 RA=120 RA=170 RA=220 RA=inf
7 6 5 4
Figuur 2: Basisteststuk.
0
5
10
15
20
25
30
delta R [mm]
Figuur 3: Invloed van ΔR en van RA op de buighoek. Een typisch voorbeeld van laserscannen dicht bij de snijrand is het vormen van een ventilatielouver in een vlakke plaat. Onderstaande foto (Figuur 4) (waarbij de louver
om praktische redenen achteraf uit de plaat werd uitgesneden)
toont aan dat zulks mogelijk is met een 3-assige industriële lasersnijmachine.
Figuur 4: Louver opgebouwd uit 2 willekeurig gekozen letters. Er wordt echter een ongewenste vervorming geconstateerd: de plaat is, als gevolg van residuele spanningen, niet langer vlak. De ongewenste vervorming kan niet weggewerkt worden door middel van ontlaten.
xiv
Nederlandstalige samenvatting Een volgende stap om te komen tot het laservormen van dubbelgekromde 3D oppervlakken is nog steeds het scannen dichtbij een snijrand, maar nu wel van volledige contouren. Dit komt neer op het zetten van een flens aan een uitgesneden
werkstuk
(flens
maken
door
middel
van
krimp
in
de
contourrichting) of het zetten van een flens aan een uitgesneden gat (flens maken door middel van rek). De stukken of gaten kunnen al dan niet cirkelvormig zijn en de volledige contour wordt gescand op een bepaalde vaste afstand van de snijlijn (ΔR). Figuur 5 toont de resultaten voor het zetten van een krimpflens aan een uitgesneden cirkelvormig plaatje. Verschillende waarden voor de radius van de uitgesneden cirkel en ΔR worden getest. Het materiaal is AISI304L, 1.02 ± 0.01 mm dikte. Het effectieve laservermogen is 1990 W, de spotgrootte is 3.0 mm, de scansnelheid 6500 mm/min, het aantal scanlijnen 1 en het aantal scans 20. De koeltijd tussen twee opeenvolgende scans bedraagt 35 s en na elke 5 scans wordt er gewacht tot het stuk opnieuw op kamertemperatuur is. 18 16 14
Hoek [°]
12 10 8 deltaR=5mm
6
deltaR=10mm deltaR=15mm
4 2 0 0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
radius van de snijlijn [mm]
Figuur 5: Invloed van de invloed van de radius van de snijlijn en van ΔR op de buighoek voor een cirkelvormige sample. Er kan worden geconstateerd dat:
•
een grotere offset ΔR aanleiding geeft tot een kleinere buighoek. Hoe dichter de scanlijn de rand van het stuk nadert, hoe kleiner de tangentiële compressiedruk wordt in de flens en hoe groter de hoek die men kan behalen;
xv
Nederlandstalige samenvatting
•
een grotere radius van de uitgesneden contour geeft een grotere buighoek. De toename is degressief met toenemende radius;
•
de invloed van de offset op de buighoek is groter voor kleinere stralen.
Voor deze testen werd eveneens vastgesteld dat enkel de offset van 5 mm praktisch goede resultaten opleverde: waar bij ΔR= 5 mm het middengedeelte van het werkstuk mooi vlak bleef, was dit bij een grotere offset niet meer het geval en men krijgt zadeloppervlakken. Bij het vormen van een krimpflens met offset tussen scanlijn en buitenrand gelijk aan 5 mm aan een niet-cirkelvormig stuk, bestaande uit rechte stukken en cirkelbogen met verschillende stralen, kon een grote variatie aan buighoek worden vastgesteld langsheen de contour. Het middengedeelte van de monsters bleef echter nagenoeg vlak. Het inverse probleem, het vormen van een rekflens aan een uitgesneden interne contour, bleek moeilijker voor kleinere gaten, in overeenstemming met de bevindingen van een in dit werk opgesteld analytisch model. Verdere
algemene
bevindingen,
die
uit
dit
analytisch
model
(met
experimentele karakterisatie van het gebruikte materiaal) naar voor kwamen, waren:
•
voor een vaste snijradius, buighoek en offset tussen snijlijn en scan, zijn de ware rekken en spanningen hoger voor rekflenzen dan voor krimpflenzen;
•
de ware rekken en spanningen nemen toe voor een grotere buighoek, een grotere offset en een kleinere snederadius.
Een laatste stap in het aanmaken van 3D oppervlakken is nagaan hoever men kan gaan bij het laservormen van volle, niet-ontwikkelbare 3D vlakken. Uit de theorie van plaatwerk is bekend dat, wanneer de vervorming groter is dan de dikte van het stuk, de rekken opgebouwd zijn uit enerzijds een uit-hetvlak buigrek en een in-het-vlak membraanrek. Het is hierbij redelijk om aan te nemen dat voor het vormen van een niet-ontwikkelbaar oppervlak met een vervorming die groter is dan de dikte van het stuk, de membraanrek dominant wordt op de buigrek. Dit leidt dan tot de conclusie dat om zulke stukken te
xvi
Nederlandstalige samenvatting maken, veeleer het stuikmechanisme (SM) ipv het temperatuurgradiëntmechanisme (TGM) nodig is. In het geval het werkstuk dubbel gekromd is of niet ontwikkelbaar, bestaan membraanrekken, dit in tegenstelling tot vormen die enkel buigrekken hebben, dewelke enkelvoudig gekromd zijn of ontwikkelbaar. Voor een dubbelgekromd oppervlak is de Gaussiaanse kromming (i.e. het product van de twee hoofdkrommingen) verschillend van nul. Ze is positief voor een sferisch oppervlak, negatief voor een zadeloppervlak en nul voor een ontwikkelbaar oppervlak. Hoe groter de absolute waarde van de Gaussiaanse kromming, hoe verder weg het stuk zich bevindt van ontwikkelbaarheid en dus hoe hoger de benodigde membraanrekken zijn om het stuk te vormen. De hoeveelheid krimp in het vlak die door het SM kan geleverd worden is volgens verschillende auteurs echter erg beperkt en aangezien het SM het enige mechanisme voor laservormen is die membraanrekken in het stuk kan inbrengen, is het correct te concluderen dat de enige niet-ontwikkelbare oppervlakken die kunnen worden gemaakt met laseromvormen ondiepe vormen zijn die toch nog dicht bij ontwikkelbaarheid aanleunen. Omgekeerd kan de analyse van de Gaussiaanse kromming van een stuk ook gebruikt worden om te bepalen of een stuk al dan niet met laservormen kan worden gemaakt.
CAD/CAM van ontwikkelbare oppervlakken Zoals hierboven reeds werd aangegeven, zijn de vormingscapaciteiten van het laseromvormen
voor
het
maken
van
3D
oppervlakken
erg
beperkt.
Desondanks biedt het proces goede mogelijkheden tot het vormen van een specieke categorie van 3D oppervlakken: de ontwikkelbare oppervlakken. Voor de aanmaak van ontwikkelbare oppervlakken met behulp van laseromvormen, werd de aanpak gevolgd, zoals samengevat in Figuur 6.
xvii
Nederlandstalige samenvatting
Aanmaak CAD model krommingsanalyse
Hermaken van het stuk in een eindig aantal flenzen
Botsingsdetectie
Scannen en vergelijken met CAD bestand
Ontvouwen
Aanmaak van de technologie file
Figuur 6: CAD/CAM procedure voor de oppervlakken door middel van laserscannen.
•
aanmaak
van
ontwikkelbare
Aanmaak CAD model en krommingsanalyse: in dit doctoraat wordt hiertoe de CAD NURBS modeleersoftware van Rhinoceros (versie 3.0) gebruikt.
•
Hermaken van het stuk in een eindig aantal flenzen: in deze stap wordt het reële (gekromde) stuk benaderd door een aantal vlakke flenzen.
•
Botsingsdetectie:
in
deze
stap
wordt
op
basis
van
enkele
beslissingsregels gekeken of er in de opeenvolgende bewerkingsfasen botsing optreedt tussen het plaatwerkstuk en de laserkop.
•
Aanmaak van de technologiefile: om de buighoek bij een scan te kunnen voorspellen, is het noodzakelijk om een relatie te hebben tussen de buighoek en een eenvoudig te controleren numeriek gestuurde parameter (vb scansnelheid, vermogen, spotgrootte of een combinatie). Er wordt geconstateerd dat men dit best niet doet op basis van analytische modellen, maar eerder gebaseerd op enkele eenvoudige experimenten.
•
Ontvouwen: in deze stap wordt de ontvouwing gemaakt van het werkstuk, al dan niet rekening houdend met een plooiverlies. Dit plooiverlies is verschillend van nul voor de geteste hoeken (tot 12°). De bepaling van het plooiverlies is gebaseerd op de veronderstellingen van een cirkelvormig plooiprofiel en het samenvallen van de neutrale vezel met de halve plaatdikte. Figuur 7 geeft het plooiverlies weer voor AISI304L en voor 2 diktes. Hiertoe werd de binnenradius opgemeten en werd voor de neutrale vezel de veronderstelling
xviii
Nederlandstalige samenvatting gemaakt dat deze centraal ligt. 0.18
1.5mm 1.0mm
0.16
y = 0.013897x - 0.002001 R² = 0.99
Plooiverlies [mm]
0.14 0.12 0.1 0.08
y = 0.009904x - 0.003441 R² = 0.99
0.06 0.04 0.02 0 0
2
4
6
8
10
12
14
Buighoek [°]
Figuur 7: Plooiverlies in functie van de buighoek voor AISI304L en 2 diktes.
•
Scannen en vergelijken met CAD bestand: in een laatste stap kan het eigenlijke laservormen gebeuren en kan de vergelijking met het CADflenzenmodel worden gemaakt.
Bovenstaande procedure werd toegepast op twee verschillende voorbeelden. Het blijkt echter dat er tussen deze voorbeelden verschillen in herhaalbaarheid en nauwkeurigheid optreden door een sommaties van variaties, waardoor de nood aan een gesloten-kring zich uiteindelijk opdringt (valt buiten de scope van dit werk).
Laserondersteund Eenpunts Incrementeel Omvormen Waarschijnlijk is het asymmetrisch eenpunts incrementeel omvormen (SPIF) de meest flexibele, numeriek gecontroleerde plaatbewerkingstechniek van het moment. Hierbij wordt een metalen plaat geklemd in een plaathouder en vervormt een stempel incrementeel de plaat waarbij deze stempel computergestuurde
bewerkingscontouren
volgt.
De
stempel
beweegt
hierbij
incrementeel dieper totdat uiteindelijk een 3D oppervlak ontstaat. Vervolgens kan men het werkstuk trimmen. SPIF
heeft
momenteel
nauwkeurigheid,
die
een
ontstaan
aantal ten
tekortkomingen gevolge
van
op
het
ongewenste,
vlak
van
plastische
xix
Nederlandstalige samenvatting vervormingen. Om meer nauwkeurige stukken te bekomen, worden correctiealgoritmes voor de bewerkingspaden voorgesteld door verschillende auteurs [Bambach et al., 2004], [Duflou et al., 2005a]. Afhankelijk van de beschikbare hardware waarop SPIF uitgevoerd wordt, worden ook limieten gesteld aan de toelaatbare belasting op het lagersysteem. Ook wordt tijdens SPIF een reductie in dikte gecreëerd, waardoor slechts gelimiteerde wandhoeken kunnen bereikt worden tijdens een enkelvoudige bewerkingsstrategie. Zo zijn bijvoorbeeld hoeken mogelijk van ongeveer 60° voor 1 à 1.5 mm dik Al99.5 en laagkoolstofstalen platen. [Hirt et al., 2004]. SPIF met meervoudige passen is voorgesteld [Duflou et al., 2008], maar de productietijd wordt hierbij eveneens vermenigvuldigd. Er worden eveneens problemen verwacht bij het omvormen d.m.v. SPIF van hoge-sterkte stalen en ultra-hoge-sterkte stalen: het ligt immers in de verwachting dat de vormingsmogelijkheden van deze groepen eerder beperkt zijn.
Daarenboven
zullen
ook
de
proceskrachten
en
de
dimensionale
afwijkingen veel hoger liggen. Strategisch gebruik van warmte zou bovenstaande problemen kunnen helpen oplossen. Om dit te onderzoeken, werd een opstelling gebouwd, zoals getoond in Figuur 8. Hierbij werd een verticaal klemsysteem gebouwd, waarbij aan de ene zijde een multi-assig positioneersysteem (6-assige robot) voor de vormingsstempel wordt gebruikt en aan de andere zijde (links in Figuur 8) een 3-assig
laserpositioneersysteem.
Een
verdere
vrijheidsgraad
voor
het
beïnvloeden van de realiseerbare temperatuursdistributies wordt bekomen door op de opstelling eveneens een koel- en smeersysteem te voorzien. Op het moment van de testen in dit werk was de robot nog niet gecompenseerd voor onstijfheden. Zo bijvoorbeeld geeft een kracht tbv. 1200 N, uitgeoefend in de richting van de as van het werktuig in de meest courant gebruikte machineconfiguratie, een afwijking van ongeveer 2 mm in die richting.
xx
Nederlandstalige samenvatting
Glasvezelkabel Glas fibre beam delivery laser Verticale Vertical tafel tablemet with klemclamping systeem system
KoelCoolant middel supply toevoer
6-assige robot 6-axis robot
Tool Stempelspindel spindel met withlucht air jet jet
3-axis beam position system
3-assig laser positioneer systeem
Figuur 8: Experimentele opstelling éénpunts incrementeel omvormen.
voor
laserondersteund
Als warmtebron wordt gebruik gemaakt van een 500 W Nd: YAG laser met een glasvezelkabel om de laserkop flexibel te kunnen positioneren (beweegt op een XYZ-tafel). De 3-assige controle van de laserkop levert ook de mogelijkheid
van
onafhankelijke
positionering
tov
de
positie
van
de
werktuigstempel. Dit laat dan toe dat de warmtespot relatief ten opzichte van de vervormingszone kan geplaatst worden. Dit gebeurt typisch door aan de warmtespot een eventuele voorwaartse offset of een laterale offset toe te kennen. Om
te
voorkomen
dat
het materiaal
vervormt
ten
gevolge
van
het
temperatuursgradiëntmechanisme (zie het onderdeel laseromvormen), is het belangrijk
om
een
voldoende
lage
werkingssnelheid
en
een
gepaste
voorwaartse offset tussen warmtespot en stempel in te stellen.
Proceskrachten Er kan worden aangetoond dat de proceskrachten voor de geteste materialen Aluminium 5182 en het hoogkoolstofstaal 65Cr2 (zgn. 'blauwe plaat') kunnen gereduceerd worden met 50%.
Maximale wandhoek Er kan worden aangetoond dat de toelaatbare radiale rek voor 65Cr2 met meer dan 40% en voor TiAl6V4 met meer dan 60% toeneemt met een gepaste, lokale verwarming.
xxi
Nederlandstalige samenvatting
Nauwkeurigheid De
nauwkeurigheid
van
de
stukken
neemt
toe
met
gepaste,
lokale
verwarming. Echter, een kwantificatie van de verbetering in nauwkeurigheid kon totnogtoe nog niet worden bekomen omwille van het gebruik van een ongecompenseerde robot.
Materiaalonderzoek Voor proefmonsters uit laagkoolstofstaal DC01 die gevormd zijn met LASPIF, neemt de hardheid gedeeltelijk toe ten gevolge van SPIF en gedeeltelijk ten gevolge van de opwarming. Samen met de toename van hardheid, nemen ook de residuele compressiespanningen toe, zowel in de voortbewegingsrichting van de stempel als in de richting daar loodrecht op (en in het vlak van de plaat). De ruwheid van LASPIF Aluminium 5182 stukken was niet hoger dan de stukken gevormd met SPIF. Voor DC01, kon echter wel een ogenschijnlijk lichte toename in ruwheid worden gecontateerd ten gevolge van LASPIF. Door SPIF worden de (microstructuur) materiaalkorrels van de geteste materialen TiAl6V4, DC01 en Al5182 verlengd ten gevolge van rekken in de oorspronkelijke radiale richting. Verwarming heeft hierbij niet geresulteerd in een herkristallisatie van de vervormde microstructuur.
Besluit 2D laseromvormen biedt zeker enkele vormingsmogelijkheden, maar indien men een herhaalde hoge nauwkeurigheid wenst voor tal van materialen, dient men over te gaan naar een gesloten-lus omvormsysteem. De vormingscapaciteiten voor wat betreft het 3D omvormen (i.e. het omvormen van niet-ontwikkelbare oppervlakken) is eerder beperkt tot vormen waarvan de Gaussiaanse kromming niet ver afwijkt van nul (i.e. de vorm leunt dicht aan bij een ontwikkelbare vorm). Omgekeerd bezit de bepaling van de Gaussiaanse kromming van een werkstuk ook de mogelijkheid om te voorspellen of een stuk al dan niet met laseromvormen kan aangemaakt worden. Het laserondersteunde eenpunts incrementeel omvormen laat toe dat men in vergelijking met de koude variant met lagere proceskrachten werkt, de nauwkeurigheid verhoogd
wordt en
dat vormdetails met een
kleinere
kromtestraal mogelijk worden. Het proces is bovendien in staat om materialen om te vormen die moeilijk op kamertemperatuur om te vormen zijn. xxii
Symbols, definitions and abbreviations
Symbols, definitions and abbreviations General abbreviations 1D, 2D, 3D 3DP AISI av BA bcc BM BPP CAD/CAM CCD CMM CO2 CW DLF EBM EBSD EDM FD FDM FEM hcp IED ISF LASPIF LENS LVDT NACEBEL NC ND Nd:YAG NURBS RD RMSE RTHT SLA SLM SLS SOD SPIF St dev TEM TGM TPC
One-dimensional, two-dimensional, threedimensional Three-dimensional Printing American Iron and Steel Institute Average value Bend Allowance Body-centred cubic Buckling Mechanism Beam Parameter Product Computer Aided Design/ Computer Aided Manufacturing Charge-coupled Device Coordinate Measuring Machine Carbon Dioxide Continuous Wave Direct Laser Forming Electron Beam Melting Electron Backscatter Diffraction Electrical Discharge Machining Focal Distance Fused Deposition Modelling Finite Elements Modelling Hexagonal close packed Input energy density Incremental Sheet Forming Laser Assisted Single Point Incremental Forming Laser Engineered Net Shaping Linear Variable Differential Transformer Nomenclature statistique des Activités Economiques dans la communauté Européenne pour la Belgique Numerically controlled Normal direction Neodymium-doped yttrium aluminium garnet Non-uniform rational B-spline Radial direction Root mean square error Rank Taylor Hobson Talysurf roughness meter Stereolithography Selective Laser Melting Selective Laser Sintering Stand off distance Single Point Incremental Forming Standard deviation Transverse Electromagnetic Mode Temperature Gradient Mechanism Total power control
mm
m
xxiii
Symbols, definitions and abbreviations TPIF TRIZ TS UM UTS XRD YS ZnSe
Two Point Incremental Forming Theory of Inventive Problem Solving (Ultimate) Tensile strength Upsetting Mechanism Ultimate tensile strength X-Ray Diffraction Yield strength Zinc Selenide
MPa Mpa MPa
General symbols A Ap As cp d D DC E f fc FlR1 FR FT Ftot Fx,Fy,Fz g h hh,b hh,t hv I K k Kf L l L L1 m MI ML Mx,My,Mz n Nlb NuL Nwp xxiv
Absorptivity of a material surface Absorptivity of a material surface under p-polarised laser radiation Absorptivity of a material surface under s-polarised laser radiation Specific heat capacity Spot size Diameter of the laser head Duty cycle of the laser source modulus of elasticity frequency Focal length First flange to the right of the clamping line. Resultant force Tangential force Total force vector Force in x,y,z-direction Gravitational acceleration Convective heat transfer coefficient Convective heat transfer coefficient for a bottom horizontal plate Convective heat transfer coefficient for a top horizontal plate Convective heat transfer coefficient for a vertical plate Power intensity Strength coefficient Extinction coefficient k factor Characteristic length Sample length Length of the straight portion of the flange Length of flange number one Mass Moment of inertia Moment introduced by the laser beam Moment around x,y,z-axis Refraction coefficient Direction of the (cylindrical) laser beam Number of Nusselt Normal of the work piece
J/kgK mm mm GPa Hz mm N N N N m/s² W/m²K W/m²K W/m²K W/m²K W/m²
m m mm mm kg Kg m² Nm Nm
Symbols, definitions and abbreviations P p Pabs Pe Peff Pr q Qc Qc,h,b Qc,h,t Qc,v Qr R Ra RA ra RA0 RA1,RA2 RAi RaL RAT rB Ri Rm Rp Rr Rt Rv Rα S s s0 SZ t T T∞ Tc Tf TH
Laser power (set) Parallel light polarisation Absorbed power Total equivalent laser power Effective power Number of Prandtl Arc length coordinate along the flange (measured from the centre of the scan line) Heat loss due to convection Heat loss due to convection for a bottom horizontal plate Heat loss due to convection for a top horizontal plate Heat loss due to convection for a vertical plate Heat loss due to radiation Reflectivity Arithmetic mean of the deviations of the roughness profile form the mean line Radius Initial radial distance coordinate to a material point Radial distance to the centre of the scan line Radial distances to the undeformed and deformed free edge Internal radius of the bending angle Rayleigh number Radial distance to the tangent point at the internal radius Radius of the laser beam Reflectivity for a smooth surface Mean Lankford coefficient Rp is the maximum height of the profile above the mean line within the assessment length Reflectivity for a rough surface Sum of roughness number Rv and roughness number Rp Rv is the maximum depth of the profile below the mean line within the assessment length Lankford coefficient where the longitudinal, inplane axis makes an angle α with the rolling direction Surface area Perpendicular light polarisation Sheet thickness Strain zone Time Temperature Temperature of the surroundings, room temperature Critical temperature Film temperature Temperature of the hot body
W W W W mm J J J J J µm mm mm mm mm mm mm m μm μm μm
M² mm mm s K K K K K
xxv
Symbols, definitions and abbreviations ti v w(z) w0 Y YS z zR α αB αB,VOL αB,YAU αC αth β ΔFO Δl ΔLO ΔR Δt ΔT Δx Δy δσ ε ε0 εpl εr εs0 εth εxx,εyy,εzz εxy,εxz,εyz εθ θ θbeam θL λ λ0 λth ν ρ σ σr σs0 σθ
xxvi
Interaction time Scan velocity Radius of the beam at distance z from the focus point Beam radius at the waist (focus) Yield stress Yield strength Distance from the focus point Rayleigh length Thermal diffusivity Bending angle Bending angle obtained using the analytical 2-layer model of Vollertsen Bending angle obtained using the analytical model of Yau et al. Cumulative sum of the scan angles to the left or right from the clamping line. Linear thermal expansion coefficient Volumetric thermal expansion coefficient Forward offset between laser spot and tool Scan length Lateral offset between laser spot and tool Offset between the free edge and the scan line Heating time Temperature rise Offset in x-direction between free cut edge and the scan line Offset in y-direction between free cut edge and the scan line Surface roughness emissivity Pre-strain Plastical strain Radial strain Strain in the thickness direction Thermal strain Normal strains in x-, y-, z-direction Shear strain in xy-, xz-, yz-plane Tangential strain Angle of incidence Beam divergence half-angle Angle between the normals of the work piece and the laser beam. Wavelength Wavelength in vacuum Thermal conductivity Kinematic viscosity Specific weight Stefan-Boltzman constant Radial stress Stress in the thickness direction Tangential stress
s m/s mm mm MPa MPa mm mm m²/s ° ° ° ° K-1 K-1 mm m mm mm s K mm mm μm mm/mm mm/mm mm/mm mm/mm mm/mm mm/mm rad mrad rad nm nm W/mK m²/s kg/m³ W/m²K4 MPa Mpa MPa
Symbols, definitions and abbreviations τ φ ω
Thermal time constant Strain-hardening coefficient Instantaneous radial distance coordinate to a material point
s mm
xxvii
Table of Contents
Table of Contents Voorwoord...........................................................................................i Abstract..............................................................................................v Beknopte samenvatting.....................................................................vii Nederlandstalige samenvatting..........................................................ix Symbols, definitions and abbreviations...........................................xxiii Table of Contents............................................................................xxix List of Figures...............................................................................xxxiii List of Tables.....................................................................................xli 1 Introduction.....................................................................................1 1.1 Description and Analysis of the Problem...........................................1 1.1.1 Shot Peen Forming...............................................................4 1.1.2 Incremental Forming ...........................................................5 1.1.3 Asymmetric Incremental Forming...........................................6 1.1.4 Incremental Bulging.............................................................7 1.1.5 Laser and Plasma Jet Forming................................................8 1.1.6 Conclusion..........................................................................9 1.2 Research Objectives....................................................................10 1.3 State of the Art..........................................................................11 1.3.1 Laser Forming.....................................................................11 1.3.1.1 Temperature Gradient Mechanism [Vollertsen, 1996]........11 1.3.1.2 Buckling Mechanism [Vollertsen, 1996]...........................13 1.3.1.3 Upsetting Mechanism [Vollertsen, 1996]..........................14 1.3.1.4 2D Laser Bending versus 3D Laser Forming.....................14 1.3.1.5 Parameters Influencing the Laser Forming Process............16 1.3.1.6 Finite Elements Modelling..............................................21 1.3.1.7 Analytical Modelling......................................................23 1.3.2 Laser Assisted Single Point Incremental Forming......................24 1.4 Boundary Conditions...................................................................26 1.4.1.1 Type of Laser...............................................................26 1.4.1.2 Graphite Coating..........................................................27 1.4.1.3 Materials.....................................................................28 1.5 Research Overview.....................................................................28 2 Materials, Experimental Methods and Experimental Boundary Conditions.........................................................................................29 2.1 Test Set-up and Laser Characteristics............................................29 2.1.1 CO2 Laser Test Set-up.........................................................29 2.1.1.1 Laser Power................................................................30 2.1.1.2 Laser Mode.................................................................33 2.1.1.3 Spot size and Stand-off Distance....................................35 2.1.1.4 Lens and NC Focus.......................................................36 2.1.1.5 Influence of the Nozzle Cooling/Reflection Shield..............38 2.1.2 Nd:YAG Laser Test Set-up....................................................41 2.1.2.1 Laser Power................................................................42 xxix
Table of Contents 2.1.2.2 Laser Mode.................................................................43 2.1.2.3 Spot Size and Stand-off Distance...................................44 2.1.2.4 Lens and NC-Focus.......................................................45 2.2 Tested Materials.........................................................................45 2.2.1 Materials for Laser Forming...................................................45 2.2.2 Materials for Incremental Forming.........................................47 2.3 Bending Angle Measurement........................................................50 2.4 Laser Absorptivity.......................................................................51 2.4.1 Influencing Factors..............................................................51 2.4.2 Measurement Method...........................................................54 2.4.3 Experimental Set-up and Results...........................................57 2.4.3.1 Test Set-up.................................................................57 2.4.3.2 Samples and Materials..................................................58 2.4.3.3 Scan Parameters..........................................................60 2.4.3.4 Results and Discussion..................................................60 2.4.4 Influence of Radiation..........................................................62 2.4.4.1 Vertical Plate (Nd:YAG Tests).........................................62 2.4.4.2 Horizontal Plate (CO2 Tests)..........................................63 2.4.4.3 Quantification of Radiation and Convection Heat Loss........64 3 2D Laser Forming...........................................................................69 3.1 Tests on a 6 kW CO2 Laser..........................................................69 3.1.1 Available Background Knowledge...........................................69 3.1.1.1 Influence of the Scan Velocity........................................70 3.1.1.2 Influence of the Laser Power..........................................73 3.1.1.3 Influence of the Spot Size.............................................77 3.1.2 Influence of Graphite Coating................................................80 3.1.3 Influence of Sample Width ...................................................83 3.1.4 Influence of Sample Length..................................................85 3.1.5 Influence of Rolling Direction.................................................87 3.1.6 Bending Radius...................................................................90 3.2 Tests with a 500W Nd:YAG Laser..................................................96 3.2.1 Influence of the Spot Size.....................................................96 3.2.2 Influence of the Scan Velocity...............................................97 3.2.3 Influence of the Laser Power.................................................98 3.2.4 General Analysis..................................................................98 3.3 Conclusions of 2D Forming.........................................................100 4 Laser Forming of 3D Surfaces.......................................................103 4.1 Laser Scanning Close to Non-straight Edges..................................103 4.1.1 Influence of the Edge Radius and the Offset .........................103 4.1.2 The Laser Forming of a Louvre.............................................111 4.1.3 Shrink and Stretch Flanging................................................117 4.1.4 Analytical Model Development.............................................132 4.1.5 Conclusions......................................................................142 4.2 Laser Forming of Full 3D Surfaces...............................................144 4.2.1 Problem Description...........................................................144 4.2.2 Gaussian Curvature............................................................148 4.2.3 Example...........................................................................148 4.3 Conclusions..............................................................................155 5 Laser Forming Oriented CAD/CAM for Developable Surfaces.........157 5.1 Introduction.............................................................................157 xxx
Table of Contents 5.2 Workflow Description.................................................................158 5.2.1 CAD Model and Curvature Analysis.......................................159 5.2.2 Rebuilding the Part into a Finite Number of Flanges................159 5.2.3 Collision Detection.............................................................160 5.2.4 Technology File.................................................................164 5.2.5 Bend Allowance and Unfolding.............................................169 5.2.6 Scanning and Surface Verification........................................173 5.3 Demo Part 1: Parabolic Cylinder..................................................173 5.4 Demo Part 2.............................................................................179 5.5 Conclusions..............................................................................185 6 Laser Assisted Single Point Incremental Forming........................187 6.1 Introduction.............................................................................187 6.2 Experimental Set-up..................................................................190 6.2.1 Influence of Spot Diameter, Velocity and Effective Power on the Forward Offset...........................................................................195 6.2.2 Limitations of the 3D Laser Positioning System .....................201 6.3 Forces.....................................................................................203 6.4 Maximum Wall Angle.................................................................208 6.4.1 65Cr2..............................................................................208 6.4.2 Ti6Al4V............................................................................209 6.5 Accuracy..................................................................................210 6.6 Material Investigation................................................................213 6.6.1 Roughness .......................................................................213 6.6.2 Hardness .........................................................................217 6.6.3 Microstructure Evolution ....................................................220 6.7 Conclusions..............................................................................228 7 General Conclusions and Recommendations.................................231 7.1 Conclusions Related to Laser Forming..........................................231 7.2 Recommendations Laser Forming................................................233 7.3 Conclusions Related to Laser Assisted Incremental Forming...........234 7.4 Recommendations Laser Assisted Incremental Forming.................235 Alphabetical Bibliography................................................................237 List of Publications..........................................................................249 International Reviewed Journal Papers..............................................249 International Non-Reviewed Journal Papers........................................249 International Conference Proceedings Papers.....................................249 Curriculum Vitae..............................................................................251 Appendix A : Matlab Codes for Collision Detection ..............................1 Appendix B : NC Files 'CAD/CAM of Developable Surfaces'.................15 Parabolic Cylinder ............................................................................15 Demo Part 2....................................................................................26 Appendix C: Different Influences on the Variance of Laser Forming . .47 Appendix D: Closed loop laser forming - state of the art....................49
xxxi
List of Figures
List of Figures Figure 1.1: Figure 1.2: Figure 1.3: Figure 1.4: Figure Figure Figure Figure
1.5: 1.6: 1.7: 1.8:
Figure 1.9: Figure 1.10: Figure 1.11: Figure 1.12: Figure Figure Figure Figure
1.13: 2.1: 2.2: 2.3:
Figure 2.4: Figure 2.5: Figure 2.6: Figure 2.7: Figure 2.8: Figure 2.9: Figure 2.10: Figure 2.11: Figure 2.12: Figure 2.13: Figure 2.14:
Evolution of the gross index numbers in Belgium between January 2001 and October 2008 for metal working and metal products [source: National Bank of Belgium, website 1] ...........1 Incremental Stretch Expanding Apparatus [Kitazawa et al., 1996]................................................................................5 Incremental Backward Bulge Forming [Matsubara, 1994] .........5 Principles of Asymmetric Incremental Forming: 4 variants [Bambach et al., 2003] .......................................................6 Incremental Roll Forming [Yoon et al., 2003] ......................7 Incremental Bulging. Based on [Iseki, 1999] ..........................8 Laser Forming principle with its most influencing parameters. ...8 Schematic presentation of the laser forming mechanisms. dT/dz is the temperature gradient in the sheet thickness direction [Vollertsen, 1996] ............................................................11 Heating and cooling phase of the temperature gradient mechanism [Vollertsen, 1996]. ...........................................12 TGM principle ...................................................................13 Ratio of linear thermal expansion coefficient to the volumetric heat capacity for different materials with laser settings to invoke the buckling mechanism [Vollertsen, 1996]. .........................20 Influence of the thermal diffusivity on the temperature gradient for different materials with TGM laser settings. .....................21 Working principle of Total Power Control ..............................27 CO2 laser cutting platform ..................................................29 Pulsed laser power. ...........................................................30 CO2 effective power measurement results in function of nominal power [W] and duty cycle for f=1000 Hz. .............................32 Comparison of the set laser power P with the equivalent laser power and the effective laser power for different DC values and at 1000 Hz [Knockaert et al., 2001]. ...................................33 Beam characteristics of the CO2 laser (10 inch lens) at nominal power 6 kW and DC 100% as measured by means of a Primes FocusMonitor. ..................................................................34 Difference in SOD for a 7.5 inch and a 10 inch lens. ..............37 Comparison between the FD falling together with the SOD (left situation) and the FD smaller than the SOD (right situation). . .37 Nozzle cooling ring ............................................................38 Temperature course of the nozzle with and without an extra nozzle cooling ring [Knockaert et al., 2002]. No laser heating is induced on the sample during the temperature measurements.39 Laser head with nozzle cooling ring and heat shield. ..............39 Temperature measurement with a thermocouple of a sample with and without extra heat shield. "x" indicates the location of the thermocouple. ...........................................................40 Nd:YAG laser effective power measurement results. ..............42 Internal power measurement versus power demand for the Nd:YAG laser. ..................................................................43 Beam characteristics of the Nd:YAG laser as measured by means
xxxiii
List of Figures of a Primes FocusMonitor. ..................................................43 Figure 2.15: Definition of the stand-off distance for the Nd:YAG setup. ......44 Figure 2.16: Yield strength and ultimate tensile strength for DC01, AISI304L, Al5182 and Al3103. ..........................................................47 Figure 2.17: 65Cr2: ultimate strength evolution as a function of temperature.. .......................................................................................49 Figure 2.18: Ti6Al4V: yield strength and ultimate tensile strength for 2 velocities as a function of temperature. Source: Royal Military Academy, Brussels. ...........................................................49 Figure 2.19: Laser forming bending angle measurement for two angles with the same sign (left) and two angles with different sign (right). 50 Figure 2.20: Calorimetric laser absorption test set-up. .............................55 Figure 2.21: Determination of the constant C in the heat equation ............56 Figure 2.22: Radiative and convective heat loss for an Al5182 sample and for the horizontal set-up (CO2 laser). .......................................65 Figure 2.23: Radiative and convective heat loss for an Al5182 sample and for the vertical set-up (Nd:YAG laser). ......................................65 Figure 2.24: Ratio between radiative and convective cooling for CO2 set-up. .. .......................................................................................66 Figure 2.25: Ratio between radiative and convective cooling for Nd:YAG setup. .................................................................................66 Figure 3.1: Bending angle as a function of scan velocity for St12 1 mm. ...70 Figure 3.2: Bending angle as a function of scan velocity for St12 1,5 mm. 70 Figure 3.3: Bending angle as a function of scan velocity for St12 2 mm. ...71 Figure 3.4: Bending angle as a function of scan velocity for AISI304L 1 mm. .......................................................................................71 Figure 3.5: Bending angle as a function of velocity for AISI304L 1,5 mm. . 72 Figure 3.6: Bending angle as a function of scan velocity for AISI304L 2 mm. .......................................................................................72 Figure 3.7: Bending angle as a function of duty cycle for St12 1 mm. .......73 Figure 3.8: Bending angle as a function of duty cycle for St12 1,5 mm. ....74 Figure 3.9: Bending angle as a function of duty cycle for St12 2 mm. .......74 Figure 3.10: Bending angle as a function of duty cycle for AISI304L 1 mm. 75 Figure 3.11: Bending angle as a function of duty cycle for AISI304L 1,5 mm. . .......................................................................................75 Figure 3.12: Bending angle as a function of duty cycle for AISI304L 2 mm. 76 Figure 3.13: Bending angle as a function of the spot diameter for St12 1 mm. .......................................................................................77 Figure 3.14: Bending angle as a function of the spot diameter for St12 1,5 mm. ..........................................................................77 Figure 3.15: Bending angle as a function of the spot diameter for St12 2 mm. .......................................................................................78 Figure 3.16: Bending angle as a function of the spot diameter for AISI304L 1 mm. .............................................................................78 Figure 3.17: Bending angle as a function of the spot diameter for AISI304L 1,5 mm. ..........................................................................79 Figure 3.18: Bending angle as a function of the spot diameter for AISI304L 2 mm. .............................................................................79 Figure 3.19: Bending angle without a coating for nine replications ............82 Figure 3.20: Bending angle using a graphite coating for nine replications . . .82 Figure 3.21: Measurement results for the influence of the sample width on the bending angle. .................................................................84
xxxiv
List of Figures Figure 3.22: Measurement results for the influence of the sample length on the bending angle. ............................................................85 Figure 3.23: Bending angle for 8 replications with scan line parallel to the rolling direction. ...............................................................88 Figure 3.24: Bending angle for 8 replications with scan line perpendicular to the rolling direction. ..........................................................88 Figure 3.25: Dependency of the inner radius and the spot diameter on the bending angle for AISI304L. ...............................................92 Figure 3.26: Dependency of the inner radius and spot diameter on the bending angle for Al3103. ..................................................92 Figure 3.27: Calculation of the strain zone. ............................................93 Figure 3.28: Top view of the thermal distribution on AISI304L 1mm. The beam moves in the positive x-direction. ...............................94 Figure 3.29: Zoom of the region within the critical temperature for stainless steel (570°C). ..................................................................94 Figure 3.30: Relationship between the natural logarithm of Peff/d and the SZ. .......................................................................................95 Figure 3.31: Influence of the spot diameter for DC01 1 mm tested on the Nd:YAG laser. ..................................................................96 Figure 3.32: Influence of the scan velocity for DC01 1 mm thickness tested on the Nd:YAG laser. .............................................................97 Figure 3.33: Influence of the effective laser power for DC01 1 mm thickness tested on the Nd:YAG laser. ...............................................98 Figure 3.34: Bending angles as a function of power divided by square velocity and spot diameter. ...........................................................99 Figure 3.35: Absorbed heat input versus bending angle for Nd:YAG laser and CO2 laser tests on DC01 1mm thickness. ...........................100 Figure 4.1: Basic test part 1. Bold lines were cut, dotted lines were scanned. .....................................................................................104 Figure 4.2: Basic test part 1: temperature course over the thickness of the sample with the settings as in Table 4.2. ............................105 Figure 4.3: Influence of ΔR on the total bending angle after 2 scans for RA=40 mm (a), RA=50 mm (b), RA= 60 mm (c), RA= 80 mm (d), RA= 100 mm (e), RA= 250 mm (f), RA= 500 mm (g), RA= infinite (h). ....................................................................106 Figure 4.4: Temperature course for ΔR=3mm and for ΔR=11mm. .........107 Figure 4.5: Basic test Part 2: sample part for larger radii. Bold: cut; dotted: scanned. ........................................................................108 Figure 4.6: Basic test Part 2: sample part for smaller radii. Bold: cut; dashed: scanned. ...........................................................108 Figure 4.7: Influence of ΔR on the total bending angle after 4 scans for RA=infinite (a), RA=220 mm (b), RA= 170 mm (c), RA= 120 mm (d), RA= 70 mm (e), RA= 50 mm (f), RA= 35 mm (g), RA= 20 mm (h). .............................................................110 Figure 4.8: Results of basic test part 2: complete data set. ...................111 Figure 4.9: Scheme for the making of a louvre. Bold: cut; dashed and dotdashed: scanned for forming. ...........................................112 Figure 4.10: louvre forming: bending angles in zone 2 and zone 3 for Δy constant. .......................................................................113 Figure 4.11: louvre forming: bending angles in zone 2 and zone 3 for Δx constant. .......................................................................114 Figure 4.12a (left): Rendered mesh of the point cloud, obtained with a laser
xxxv
List of Figures line scanning system. (Louvre obtained for Δx and Δy=5mm.). Figure 4.12b (right): determination of the radius of curvature in zone 3. ...115 Figure 4.13: Customised louvre consisting out of two arbitrary letters: photograph. ...................................................................116 Figure 4.14: Customised louvre consisting out of two arbitrary letters: drawing. ........................................................................116 Figure 4.15: Influence of the radius of curvature and of the offset ΔR between scan line and workpiece edge for circular shrink flanges. ......118 Figure 4.16: Shrink flanging: circular sample for the influence of the number of scans on the bending angle. Bold: cut. Dotted: scanned. . .120 Figure 4.17: Shrink flanging: angle (x) and angle per scan (+) for the circular part. Also shown is the second-order-trend line for the angle as a function of the number of scans ........................................120 Figure 4.18: Shrink flanging: inner profile of the circular part. ................121 Figure 4.19: Shrink flanging: picture of a circular sample. 30 scans, AISI304L 1 mm thickness, Ø80 mm. ...............................................121 Figure 4.20: Shrink flanging: the forming of the outer contour of a noncircular part. The inner and outer line are the scanning and cutting line respectively. ..................................................122 Figure 4.21: Shrink flanging: non-circular sample. Bending angle variation within one sample for 8, 24, 40 and 56 scans. ....................123 Figure 4.22: Shrink flanging: profile of the non-circular part. ..................124 Figure 4.23: Shrink flanging: picture of the non-circular part. 56 scans. . . .124 Figure 4.24: Stretch flanging: test set-up. ............................................125 Figure 4.25: Stretch flanging a circular hole with cut diameter 100 mm: bending angle as a function of the number of scans. Also shown are the standard deviations for ΔR=5 mm. .........................126 Figure 4.26: Stretch flanging: picture of circular hole 100 mm diameter. 60 scans. ...........................................................................126 Figure 4.27: Stretch flanging: circular hole diameter 5mm. 40 scans. ......127 Figure 4.28: Stretch flanging: non-circular shape. Bending angle variation within one sample. ..........................................................128 Figure 4.29: Stretch flanging: non-circular part. 80 scans. ......................128 Figure 4.30: Stretch flanging: sketch of obround shape (cutting lines in mm). . .....................................................................................129 Figure 4.31: Stretch flanging: obround shape. Bending angle as a function of the number of scans for four thicknesses. ..........................129 Figure 4.32: Influence of the thickness on the bending angle for the straight and curved portion of the obround shape and for 30 scans. . .130 Figure 4.33: Stretch flanging: picture of the formed obround shape after it has been cut out along a rectangular contour. .....................131 Figure 4.34: Sketch of the flange's shrinkage. ......................................131 Figure 4.35: Partial model of shrink flanging: Topview (left) and sectional view AA' (right). .............................................................133 Figure 4.36: Partial model: stretch flanging. .........................................137 Figure 4.37: Constitutive law for AISI304L 1.02 mm and for strains larger than 0.0035. Orange data points are points of the fit (Swift). The insert shows the misfit between measurement points and Swift law for strains smaller than 0.0035. ..................................138 Figure 4.38: Constitutive law for AISI304L 1.02 mm and for strains smaller than 0.0035. The red line is the 3rd order polynomial fit. .....139 Figure 4.39: Influence of offset and bending angle on the true tangential
xxxvi
List of Figures strain for shrink (a) and stretch flanging (b). ....................140 Figure 4.40: Influence of offset and bending angle on the tangential stresses for shrink (a) and stretch flanging (b). ..............................140 Figure 4.41: Influence of bending angle and cutting radius on the tangential strains for shrink (a) and stretch flanging (b). ....................141 Figure 4.42: Influence of bending angle and cutting radius on the tangential stresses for shrink (a) and stretch flanging (b). ..................141 Figure 4.43: Influence of the cutting radius and of the offset on the tangential strains for shrink (a) and stretch flanging (b). .....................142 Figure 4.44: Influence of the cutting radius and of the offset on the tangential stresses for shrink (a) and stretch flanging (b). ..................142 Figure 4.45: Sketch of a spherical surface. ...........................................146 Figure 4.46: Tangential strain of spherical part as a function of the variation in radius relative to the chord length. ................................147 Figure 4.47: Tangential strain of spherical part as a function of the variation in chord length relative to the radius. ................................147 Figure 4.48: Bending angle as a function of number of scans with RA 35 mm. The radius of the cut was 40 mm. .....................................150 Figure 4.49: Maximum Gaussian curvature and average Gaussian curvature of the ten highest values for the test scheme of Table 4.13. .....151 Figure 4.50: Point cloud and analytical shape representation of test number 5 of Table 4.13. .................................................................152 Figure 4.51: Gaussian curvature of test number 5 of Table 4.13. .............153 Figure 4.52: Maximum Gaussian curvature and average Gaussian curvature of the ten highest values for the test scheme of Table 4.13. .....153 Figure 4.53: Mean curvature of test number 5 of Table 4.13. ..................154 Figure 5.1: Hyperboloid of one sheet. ................................................157 Figure 5.2: Ship hull with Gaussian curvature [source: website 9] .........158 Figure 5.3: Open-loop workflow of the CAD/CAM procedure for developable surfaces made with laser forming. .....................................159 Figure 5.4: Cylinder with second order base curve. ..............................159 Figure 5.5: Original (red) and rebuilt surface. .....................................160 Figure 5.6: Faces and defining vertices as obtained from the CAD input file. . .....................................................................................161 Figure 5.7: Sketch of the calculation of x- and z-coordinates. ................162 Figure 5.8: Sketch of half the laser head with flange closest to the head. 163 Figure 5.9: Comparison of the measured bending angle with the predicted values for 2 models as a function of DC. ............................165 Figure 5.10: Measured bending angle divided by predicted values as a function of DC. ...............................................................165 Figure 5.11: Comparison of the measured bending angle with the predicted values for 2 models as a function of velocity. ......................165 Figure 5.12: Measured bending angle divided by predicted values as a function of velocity. .........................................................165 Figure 5.13: Comparison of the measured bending angle with the predicted values for 2 models as a function of spot diameter. .............166 Figure 5.14: Measured bending angle divided by predicted values as a function of spot diameter. ................................................166 Figure 5.15: Relationship between input energy density and bending angle for stainless steel AISI304L (s=1.02 mm). ..............................167 Figure 5.16: Bending angle of Al5182 as a function of the scan velocity (s=1.155). .....................................................................169
xxxvii
List of Figures Figure 5.17: Definition Bend allowance [DIN 6935]. ..............................170 Figure 5.18: Calculation of the bend allowance. ....................................171 Figure 5.19: Bend allowance for AISI304L for 2 thicknesses as a function of bending angle. ...............................................................172 Figure 5.20: Bend allowance for Al3103 for 2 thicknesses as a function of bending angle. ...............................................................172 Figure 5.21: Sensitivity of the choice of the k factor on the bend allowance. Values for AISI304L. .......................................................173 Figure 5.22: CAD model and radius of curvature of a parabolic cylinder (all dimensions in mm). ........................................................174 Figure 5.23: Rhinoceros rebuild command: original control points and rebuilt control points .................................................................175 Figure 5.24: Parabolic cylinder approximated by 18 flanges. ...................175 Figure 5.25: Meaning of the front, back, left and right side of the scan line in bold. .............................................................................176 Figure 5.26: Collision matrix for the parabolic cylinder. ..........................176 Figure 5.27: Collision check for the parabolic cylinder, fixed at line 13. .....177 Figure 5.28: Parabolic cylinder: comparison of the laser formed part with the CAD model taking into account BA (deviations in mm) .........178 Figure 5.29: Comparison of laser formed parabolic cylinder with (left) and without (right) BA compensation. ......................................178 Figure 5.30: Demo part 2: drawing and dimensions ...............................179 Figure 5.31: Demo part 2: rebuilt, with numbering of the scan lines indicated. .....................................................................................179 Figure 5.32: Collision detection: scanning situation for the last scan line. The front side of the part is shown in green and the back side in blue. .....................................................................................180 Figure 5.33: Clamped demo part and laser head in position for the last scan. . .....................................................................................181 Figure 5.34: Comparison of the formed part with the CAD file. The fit has been done on the clamping zone of scan line 11. ...................... .....................................................................................182 Figure 5.35: Bending angle: repeatability of results for AISI304L. ............183 Figure 5.36: Bending angle: repeatability of results for Al5182. ...............183 Figure 6.1: Variants of Incremental Sheet Forming [Bambach et al., 2003] . . .....................................................................................188 Figure 6.2: Programmed toolpath and resulting shape with unwanted deformation. ..................................................................189 Figure 6.3: Exploded view of forming fixture [Duflou et al., 2005b] ........190 Figure 6.4: Experimental setup. ........................................................191 Figure 6.5: Simplified scheme for robot and tool positions. ...................192 Figure 6.6: Relative positioning between forming tool and heating source, with indication of a possible temperature field to the tool side of the workpiece and a sketch of a possible contact area between the tool and the sheet material. .......................................193 Figure 6.7: Experimental set-up with combined cooling/lubrication system. . . .....................................................................................194 Figure 6.8: Pyrometer set-up with laser focussing unit. ........................195 Figure 6.9: Influence of the velocity on the maximum temperature at the tool and the heating side and on the lag at the forming side for DC01. ...........................................................................197 Figure 6.10: Influence of the velocity on the maximum temperature at the
xxxviii
List of Figures
Figure 6.11: Figure 6.12: Figure 6.13: Figure 6.14: Figure 6.15: Figure 6.16: Figure 6.17: Figure 6.18: Figure 6.19: Figure 6.20: Figure 6.21: Figure 6.22: Figure 6.23: Figure 6.24: Figure Figure Figure Figure Figure Figure Figure
6.25: 6.26: 6.27: 6.28: 6.29: 6.30: 6.31:
Figure 6.32: Figure 6.33: Figure 6.34: Figure 6.35: Figure 6.36: Figure 6.37:
tool and the heating side and on the lag at the forming side for Ti6Al4V. ........................................................................197 Influence of the spot diameter on the maximum temperature at the tool and the heating side and on the lag at the forming side for DC01. .......................................................................198 Influence of the spot diameter on the maximum temperature at the tool and the heating side and on the lag at the forming side for Ti6Al4V. ....................................................................198 Influence of the effective power on the maximum temperature at the tool and the heating side and on the lag at the forming side for DC01. .......................................................................199 Influence of the effective power on the maximum temperature at the tool and the heating side and on the lag at the forming side for Ti6Al4V. ....................................................................199 Temperature difference at the location of maximum temperature at the heating side for different spot diameters (spot sizes) and velocities and on DC01. ............................200 Temperature difference at the location of maximum temperature at the heating side for different spot diameters (spot sizes) and velocities and on Ti6Al4V. ................................................200 Sketch of cylindrical laser beam and surface. ......................201 Influence of the angle between the normal on the workpiece and the direction of the laser beam on the surface area relative to the surface area at 0°. ....................................................202 Radiation intensity variation along the slopes of a pyramid with a slope change. .................................................................203 Maximum and arithmetic mean total forces in function of heating temperature. ..................................................................205 xyz-forces for cold formed cone in 65Cr2. .........................207 xyz-forces for heated cone in 65Cr2. ................................207 Obtained workpiece geometry for heated and non-heated process variants and comparison with CAD data. .................211 Orthogonal deviation corresponding to the surfaces shown in Figure 6.23. ...................................................................212 Roughness measurements Al5182. ....................................214 Profile height of the Al5182 base material. .........................214 Profile height for an Al5182 sample (255°C). ......................215 DC01 sample after EDM. ..................................................215 Ra-values for DC01 at Peff = 223 W. .................................216 Profile height of the DC01 base material. ...........................217 Profile height of a DC01 sample (Feed rate 1000 mm/min, Peff= 223 W, spot size = 8 mm). ..............................................217 Micro-Vickers hardness test results for LASPIF DC01 pyramid, measured at tool and laser side. .......................................218 Residual stresses using XRD measurements on a LASPIF formed DC01 pyramid wall at the laser side (Peff =223 W, temp. ≈ 600°C for the sample with tool feed rate = 1000 mm/min). . .219 definition of RD, ND, TD and of RD', ND' and TD'. ................221 Position of samples collected for microstructural observations. . . .....................................................................................221 As received microstructure of Ti6Al4V sheets prior to SPIF. ...222 Microstructure of Ti6Al4V after cold SPIF deformation (left) and
xxxix
List of Figures after LASPIF (right). ........................................................222 Figure 6.38: Microstructure of DC01 visualised on the tool side (left) and on the laser side (right) for the base material (top), the SPIF (middle) and a LASPIF part (bottom). ...............................224 Figure 6.39: Sample location for EBSD testing. .....................................225 Figure 6.40: Inverse pole figure of the base material (left) and area distribution of the grain sizes (right). .................................226 Figure 6.41: Inverse pole figure of the SPIF material (left) and area distribution of the grain sizes (right). .................................227 Figure 6.42: Inverse pole figure of the LASPIF material (left) and area distribution of the grain sizes (right). .................................228
xl
List of Tables
List of Tables Table 1.1: Table 1.2: Table 2.1: Table 2.2: Table 2.3: Table 2.4: Table 2.5: Table 2.6: Table Table Table Table Table Table Table Table Table
2.7: 2.8: 2.9: 2.10: 2.11: 2.12: 2.13: 2.14: 2.15:
Table 2.16: Table 2.17: Table 3.1: Table 3.2: Table 3.3: Table 3.4: Table 3.5: Table 3.6: Table 3.7: Table 3.8: Table 3.9: Table 3.10:
Rapid prototyping techniques [Website 2]...............................3 Parameters influencing the bending angle during laser forming.... .......................................................................................16 Overview of Process parameters and hardware specifications...... .......................................................................................30 The total equivalent laser power at 6 kW, at 1000 and 2000 Hz and for different duty cycles [Knockaert et al., 2001].............31 The most important beam characteristics of the CO2 laser (measured at nominal power 6 kW and DC 100% and with a 10 inch lens).........................................................................34 Calculated SOD values for the CO2 laser (10 inch lens)...........36 Process parameters and machine range Nd:YAG laser.............42 The most important beam characteristics of the Nd:YAG laser for an effective power after glass fibre and lens of 365 W and using a lens with a focal length of 196 mm....................................44 Calculated SOD values for the Nd:YAG laser..........................45 Chemical composition of DCO1 (wt%)..................................46 Chemical composition of AISI304L (wt%).............................46 Chemical composition of Al5182 (wt%).................................46 Chemical composition of 65Cr2 (wt%)..................................47 Chemical composition of Ti6Al4V (wt%)................................48 Thicknesses and heat capacities for the tested materials.........58 Roughness measurements for the tested samples..................59 Thermal time constants and time for absorption calculation of the different materials........................................................59 Absorption values [%] for CO2 and Nd:YAG laser tests...........60 Number of Prandtl, thermal diffusivity, kinematic viscosity and thermal conductivity of air at 300 and 350 K [Incropera et al., 1985]..............................................................................64 Maximum heat input for AISI304L and St 12 ........................80 Scan conditions for the determination of the influence of a graphite coating................................................................81 Scan conditions for the determination of the influence of the sample width....................................................................83 Scan conditions for the determination of the influence of the sample length on the bending angle.....................................85 Scan conditions for the determination of the influence of the rolling direction on the bending angle...................................87 Lankford coefficients for AISI304L 0.8 mm at 0° and at 90° to the rolling direction............................................................89 Materials, thicknesses and settings for the tests on the bend radius..............................................................................90 Regression analysis of the influencing parameters on the (common) logarithm of the inner radius for AISI304L.............91 Regression analysis of the influencing parameters on the (common) logarithm of the inner radius for Al3103................91 Test settings for Figure 3.30...............................................95
xli
List of Tables Table 4.1: Table 4.2: Table Table Table Table Table
4.3: 4.4: 4.5: 4.6: 4.7:
Table 4.8: Table Table Table Table
4.9: 4.10: 4.11: 4.12:
Table 4.13: Table Table Table Table
5.1: 5.2: 6.1: 6.2:
Table Table Table Table
6.3: 6.4: 6.5: 6.6:
Table 6.7: Table 6.8: Table 6.9:
xlii
Basic test part 1: tested values for RA and ΔR.....................104 Settings for influence determination of radius and offset between scan and cut on the bending angle.....................................104 Basic test part 2: overview of tested combinations...............108 Basic test Part 2: Laser settings.........................................109 Scan settings for the forming of a louvre.............................112 Louvre forming: tested combinations for Δx and Δy in mm.. . .113 Louvre forming: Radii of curvature for the different settings for Δx and Δy.......................................................................115 Comparison of the radius of curvature in zone 3 before and after annealing.......................................................................117 Parameter settings for the shrink flanging of circular shapes.. 118 Shrink flanging: standard deviation for the circular part........121 Shrink flanging: standard deviation for the non-circular part.. 123 Maximal elongation for obround shape with ΔR=5mm and RA=5mm and for different thicknesses...............................132 Scanning scheme for the identification of the forming limit of a shallow cup with cut radius RA 40 mm................................149 Bend allowance: tested materials and laser settings.............170 Repeatability tests for AISI304L and Al5182........................182 Specifications infra-red camera..........................................194 Settings for the influence of velocity, spot diameter and power on the forward offset. A is the absorptivity of the material surface...........................................................................196 Force test settings for Al5182 cones...................................204 Tested parameters with levels...........................................205 Contributions of the effects to the total variance for Al5182.. .206 Wall angle test results at room temperature and at 350 °C for 65Cr2. ...........................................................................208 Maximum wall angle test results for 0.6 mm Ti6Al4V............210 Parameters for DC01 microstructure testing........................223 Parameters for Al5182 microstructure testing......................225
