王 超,周后明,趙振宇,曾俊勇,3,周展望

(1.湘潭大學(xué) 機械工程與力學(xué)學(xué)院,湖南 湘潭 411105;2.深圳信息職業(yè)技術(shù)學(xué)院 中德機器人學(xué)院,廣東 深圳 518029;3.深圳大學(xué) 機電與控制工程學(xué)院,廣東 深圳 518060)

氧化鋁陶瓷憑借其高溫下具備的高硬、脆、耐腐蝕等特性,廣泛應(yīng)用于機械、航空航天、汽車、國防工業(yè)[1-2],然而,由于氧化鋁陶瓷零件大多采用傳統(tǒng)燒結(jié)工藝和3D打印制備,導(dǎo)致零件表面較粗糙,嚴(yán)重阻礙了氧化鋁陶瓷在工業(yè)中的應(yīng)用和性能的提高,因此,降低氧化鋁表面粗糙度,提高表面質(zhì)量是當(dāng)今學(xué)者研究的熱點。

激光加工在穩(wěn)定性、選擇性、環(huán)保性、非直接接觸等方面優(yōu)于傳統(tǒng)的機械加工、化學(xué)加工和電解加工方法[3-4]。大量學(xué)者的研究表明,激光加工能夠降低材料的表面粗糙度[5-8]。在激光加工過程中,由于激光與材料作用時間快且激光強度大,實驗中很難觀測到加工過程中材料表面形貌的演變,許多學(xué)者選擇通過數(shù)值模擬對金屬加工機理、熔池動力學(xué)進(jìn)行研究[9-11]。然而,陶瓷激光加工領(lǐng)域的數(shù)值模擬,目前還主要是集中在溫度場、應(yīng)力場分析。Li等[12]研究了陶瓷材料激光熔化建模中熱源的影響,研究表明,體積熱源比表面熱源能夠更準(zhǔn)確地預(yù)測熔池的深度、寬度和截面積。Zhao等[13]利用COMSOL對激光燒蝕氧化鋁陶瓷進(jìn)行了數(shù)值模擬,分析了熱應(yīng)力的產(chǎn)生及裂紋擴展路徑。華顯剛等[14]利用ANSYS模擬激光加工氧化鋁陶瓷,并對加工過程中溫度場和應(yīng)力場進(jìn)行了分析,結(jié)果表明,激光輻射區(qū)域表面在極短時間達(dá)到熔點甚至沸點,熱影響區(qū)域約為2.5 μm。

綜上研究可以發(fā)現(xiàn),目前針對陶瓷材料激光加工的數(shù)值模擬尚缺乏對表面形貌演變過程的深入研究,建立適合陶瓷材料激光加工表面形貌演變過程的模型,將有利于更加直觀地顯示出實驗中無法觀測的形貌演變過程,為實驗加工提供理論指導(dǎo)。本文基于固定激光熱源,通過有限元法建立了一個耦合傳熱和層流的二維軸對稱模型,研究了單脈沖激光、多脈沖激光作用于氧化陶瓷表面形貌的演變過程及激光工藝參數(shù)對表面粗糙度的影響,并通過實驗驗證了數(shù)值模型的準(zhǔn)確性。

1 數(shù)值模型的建立

1.1 模型假設(shè)

在實際激光加工過程中,由于激光是通過一個接一個的激光點作用在材料表面進(jìn)行加熱,因此,可以通過模擬激光點作用在材料表面來描述激光作用于材料表面形貌的演變過程。為了研究激光作用氧化鋁陶瓷表面形貌演變過程及激光參數(shù)對粗糙度的影響,本文建立了二維瞬態(tài)軸對稱數(shù)值模型,并對模型做出以下假設(shè)。

1)加工過程中熔池內(nèi)部流動被稱為不可壓縮的牛頓層流。

2)材料分布滿足各向同性、連續(xù)性,且材料屬性參數(shù)只與溫度有關(guān)。

3)忽略等離子體對流體的影響。

4)忽略加工過程中入射角變化對加工的影響。

5)忽略加工過程中發(fā)生的化學(xué)反應(yīng)。

1.2 材料屬性

模型采用的材料為99%Al2O3,在激光加工過程中,由于材料發(fā)生相變,而相變期間吸收或者釋放的熱量直接影響表面溫度、反沖壓力、熔池大小和流體速度的大小,因此,模型中應(yīng)包含溫度相關(guān)特性,如密度和熱導(dǎo)率。圖1為密度和熱導(dǎo)率隨溫度的變化曲線,表1總結(jié)了氧化鋁陶瓷的其他材料特性和激光加工參數(shù)。

表1 氧化鋁陶瓷材料特性及激光加工參數(shù)[16-20]

圖1 密度(a)和熱導(dǎo)率(b)隨溫度的變化圖[15]

1.3 控制方程

本模型基于COMSOL進(jìn)行模擬,其中加工過程中傳熱和層流的控制方程主要由能量、質(zhì)量和動量守恒組成[21],分別表示為:

(1)

(2)

ρrefg[1-β(T-Tm)]+

(3)

(4)

式中:Cp-s為固態(tài)氧化鋁比熱容;Lm為氧化鋁固相轉(zhuǎn)化為液相的熔化潛熱 ;fL為熔池中液相體積分?jǐn)?shù),其表達(dá)式為

(5)

式中:Ts、T1分別為氧化鋁的固相、液相線溫度。

為了模擬氧化鋁陶瓷表面形貌演變過程,采用動網(wǎng)格描述流體內(nèi)部流動,同時在計算時采用拉普拉斯平滑,從而提高數(shù)值模型的收斂性,網(wǎng)格的控制方程[21]為

(6)

式中:umesh為動網(wǎng)格速度;umat為由方程計算的材料速度。

1.4 邊界條件

為了保證模擬中表面初始輪廓與實際材料表面初始輪廓相符合,采用白光干涉儀測量初始表面輪廓,再通過傅里葉過濾表面高頻噪點,避免直接導(dǎo)入模型造成計算不收斂。然后,再將處理后的表面輪廓導(dǎo)入模型,考慮到激光加工過程中材料只在淺表層熔化,建立了二維軸對稱模型,其中模型的長寬為200 μm×80 μm,模擬時僅有半個激光輻射在材料表面。模型中各邊界條件如圖2所示,其中邊界2是對稱軸,邊界1、4存在表面對環(huán)境輻射,邊界熱源加載在邊界1上,邊界條件含義及控制方程如表2所示。

表2 邊界條件

圖2 計算域模型示意圖

為了簡化模型,激光熱源采用平頂熱源,熱源控制方程為

(7)

式中:α為激光吸收率;Ppk為激光峰值功率,可表示為

(8)

β1為用于模擬脈沖激光的方波函數(shù),可表示為

(9)

考慮到模型中材料蒸發(fā)主要產(chǎn)生反沖壓力和材料去除兩個影響,其中反沖壓力Pr表示為

(10)

式中:Tf為發(fā)生蒸發(fā)時表面溫度;βr為逆向擴散系數(shù);Psat為飽和蒸汽壓,可表示為[9]

(11)

式中:Patm為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓;ΔHv為單個原子汽化的相變焓;kB為波爾茲曼常數(shù)。

模型中材料去除通過汽化熱通量損失Qevap表示為

(12)

式中:m為單個原子的質(zhì)量;Lv為蒸發(fā)潛熱。

2 模擬結(jié)果分析

2.1 單脈沖激光作用下材料表面形貌演變過程

為了模擬單個脈沖激光作用于氧化鋁陶瓷表面形貌演變過程,光斑中心作用在r=0 μm處,其中脈沖寬度0.2 ms,功率為52 W,激光聚焦后的光斑直徑為0.314 mm,氧化鋁陶瓷材料的相關(guān)參數(shù)如表1所示。為了模擬出脈沖激光加熱的效果,在激光熱源處加載方波函數(shù),該方波函數(shù)持續(xù)加熱時間為0.2 ms,冷卻時間0.3 ms。圖3(a)給出了激光功率52 W不同時刻材料表面的溫度變化,可以看出:0～0.2 ms表面溫度逐漸上升,最大表面溫度達(dá)3 110 K,隨后進(jìn)入冷卻階段;0.5 ms時表面最大溫度降低至1 905 K。圖3(b)為0～0.5 ms材料表面流體速度的變化圖,由于本模型設(shè)置固體動力粘度為105Pa·s,液體動力粘度為0.03 Pa·s,因此,當(dāng)溫度低于熔化溫度,輻射區(qū)域流體速度被限制為0,隨著輻射時間的增加,流體突破動力粘度的限制,其最大速度達(dá)0.14 m/s,在冷卻階段，隨著溫度的降低，輻射區(qū)域流體速度逐漸下降，直到材料重新凝固，流體速度被限制為0 m/s。

圖3 0～0.5 ms材料表面溫度及熔池內(nèi)流體速度大小分布:(a)表面溫度分布圖;(b)熔池內(nèi)流體速度大小分布圖

使用表面輪廓曲率來衡量加工后材料表面的平滑程度,理論上來說,曲率越趨于零,平滑效果越好。圖4(a)是0～0.5 ms材料表面輪廓曲率變化圖,可以看出,輻射區(qū)域在加熱階段0～0.2 ms,由于熔池中流體在毛細(xì)力和熱毛細(xì)力等驅(qū)動力作用下,流體由表面凸起向凹陷區(qū)域流動,材料表面在一定程度上得到平滑,因此,0～0.2 ms表面輪廓曲率逐漸降低。輻射區(qū)域在冷卻階段0.2～0.5 ms,表面溫度逐漸降低,在0.3 ms時,由圖3(a)可知,表面溫度下降到熔化溫度附近,熔池尺寸逐漸縮小,材料表面輪廓曲率進(jìn)一步減小。此外,可發(fā)現(xiàn)各個時刻熔池邊緣材 料表面輪廓曲率突變,這是因為熔池邊緣材料的冷卻速率高于熔池其他區(qū)域,邊緣處流體材料冷卻后迅速凝固,熔池邊緣流體得不到充分的平滑。圖4(b)給出了0～0.5 ms時材料表面輪廓高度變化圖。對比加工前0 ms和加工后0.5 ms時輻射區(qū)域材料表面輪廓高度變化,可以發(fā)現(xiàn)加工后材料表面輪廓高度差由8 μm下降到3.5 μm,同時,可以發(fā)現(xiàn)輪廓波峰高度降低而波谷高度增加,因此,單脈沖激光對材料表面具有顯著的平滑效果。

圖4 0～0.5 ms材料表面輪廓曲率及表面輪廓高度變化:(a)表面輪廓曲率變化圖;(b)表面輪廓高度變化圖

圖5給出了0～0.5 ms材料表面熔池演變過程,圖中箭頭方向表示流體流動方向,箭頭的大小與流速呈正比,其中黑色曲線表示材料熔化溫度等溫線,等溫線以內(nèi)表示材料為液態(tài),反之為固態(tài)。圖6為0～0.5 ms材料表面毛細(xì)力、熱毛細(xì)力、反沖壓力分布,可以看到在0.1 ms,輻射區(qū)域材料形成一個深度僅為3.5 μm的熔池(圖5(b)),熔池內(nèi)流體由表面凸起向凹陷區(qū)域流動,結(jié)合圖6(b)可知,熔池中流體的驅(qū)動力主要為毛細(xì)力。隨著輻射時間的增加,在0.2 ms時,熔池深度進(jìn)一步加深至8 μm(圖5(c)),熔池內(nèi)流體流動更加劇烈,值得注意的是,在熔池的邊緣區(qū)域(140

圖5 0～0.5 ms材料表面形貌演變過程

圖6 0～0.5 ms材料表面毛細(xì)力、熱毛細(xì)力、反沖壓力分布

2.2 多脈沖激光作用下材料表面形貌演變過程

通過單脈沖激光作用材料表面形貌演變可以發(fā)現(xiàn),在單脈沖加工后材料表面形貌得到一定的平滑,但是輻射后材料表面凸起并未完全消失。在實際加工實驗中,材料表面接受單個或者多個脈沖輻射,材料表面才能得到完全平滑,因此,在單脈沖加工的基礎(chǔ)上,本文增加一定數(shù)量的脈沖次數(shù)來研究材料表面形貌演變過程。圖7(a)為脈沖1～6次峰值溫度曲線,可以看出,隨著脈沖次數(shù)的增加,輻射區(qū)域峰值溫度逐漸增加,0.2～1.7 ms時,表面最大溫度達(dá)3 271 K,材料表面最大溫度一直處于熔化溫度和蒸發(fā)溫度之間,而2.2～2.7 ms時,材料表面最大溫度突破蒸發(fā)溫度,表面最大溫度達(dá)3 288 K,由于蒸發(fā)產(chǎn)生的反沖壓力也將驅(qū)動流體流動,此時熔池中的流體將會受到毛細(xì)力、熱毛細(xì)力、反沖壓力3個驅(qū)動力共同作用。圖7(b)為0.2～2.7 ms熔池中流體速度分布曲線。觀察發(fā)現(xiàn),0.2～1.7 ms時,在熔池中心部位(0

圖7 0.2～2.7 ms材料表面溫度及熔池內(nèi)流體速度大小分布:(a)表面溫度分布圖;(b)熔池內(nèi)流體速度大小分布圖

圖8給出了0.2～2.7 ms材料表面熔池演變過程，圖9為對應(yīng)時刻材料表面毛細(xì)力、熱毛細(xì)力、反沖壓力分布。熔池中心部位(0

圖8 0.2～2.7 ms材料表面形貌演變過程

圖9 0.2～2.7 ms材料表面毛細(xì)力、熱毛細(xì)力、反沖壓力分布

圖10為0.2～2.7 ms時刻材料上表面輪廓曲率及輪廓高度變化圖。對比加工前后表面輪廓曲率,總體來說,脈沖激光加工后熔池中心部位材料表面輪廓曲率均大幅降低,脈沖2～3次(0.7～1.2 ms)具有最佳平滑效果,而熔池邊緣位置則是由于高冷卻速率形成新的輪廓曲率突變。對比材料上表面輪廓高度變化可以發(fā)現(xiàn)(圖10(b)),在0

圖10 0.2～2.7 ms材料表面輪廓曲率和輪廓高度變化圖:(a)表面輪廓曲率變化圖;(b)表面輪廓高度變化圖

2.3 激光工藝參數(shù)對表面粗糙度的影響

在脈沖激光加工過程中,影響加工效果的因素很多,其中激光功率、頻率、脈寬是加工過程中重要的工藝參數(shù)。采用控制變量法研究激光工藝參數(shù)對表面粗糙度的影響,圖11(a)、(b)、(c)分別是不同頻率、脈寬、功率所得加工表面粗糙度及最大熔池深度變化圖,其中0.2、10 ms分別表示熔融態(tài)和冷卻凝固后表面粗糙度。

圖11 不同工藝參數(shù)單脈沖激光加工后表面粗糙度及熔池最大深度變化圖:(a)不同頻率;(b)不同脈寬;(c)不同功率

從圖11(a)可以看出,隨著脈沖頻率的增加,粗糙度則隨之增加,這主要是由于在其他工藝參數(shù)不變的情況下,增加脈沖頻率會導(dǎo)致單脈沖激光通量減小,熔池最大熔化深度逐漸降低,熔池內(nèi)材料熔化不充分,材料表面粗糙度逐漸增加;圖11(b)中隨著激光脈寬的增加,表面粗糙度呈現(xiàn)先減小而后增大的趨勢,這主要是由于激光脈寬增加,輻射時間延長,材料表面在脈寬0.1～0.25 ms時表面粗糙度降低,超過0.25 ms后激光通量繼續(xù)下降,導(dǎo)致熔池最大深度急劇下降,輻射區(qū)域材料熔化不充分,材料表面粗糙度逐漸上升;圖11(c)中,在其他工藝參數(shù)不變時,隨著激光功率的增加,材料表面粗糙度呈現(xiàn)先減小后增加的趨勢,同時熔池最大深度處于一直上升趨勢,在功率42～72 W時,激光功率增大導(dǎo)致激光通量增大,材料得到充分熔化,表面粗糙度降低,82～92 W時,由于激光功率增大,材料表面溫度急劇增大,超過材料蒸發(fā)溫度,輻射區(qū)域部分材料以氣體形式逸出,同時逸出的氣體產(chǎn)生的反沖壓力向下作用在流體材料表面,因此,材料表面粗糙度逐漸增加。

3 實驗驗證

由于模型中對加工過程進(jìn)行了假設(shè)簡化,因此需要通過加工實驗對模擬結(jié)果進(jìn)行驗證,為了保證脈沖激光加工實驗的進(jìn)行,采用CO2激光器搭建了加工實驗裝置,其能量分布是一個平頂式的激光束,如圖12所示,實驗裝置主要包括激光器(FSTI100SWC,SYNRAD,USA)、三維動態(tài)聚焦振鏡(RF8330-3D-1200,金海創(chuàng),江蘇,中國)、三維調(diào)節(jié)架等,其中激光器的功率輸出范圍為0～150 W,振鏡工作焦距為550 mm,幅面為400 mm×400 mm。由于激光加工涉及復(fù)雜的物理過程,難以對其演變過程進(jìn)行實時檢測,因此,本文通過激光共聚焦顯微鏡獲取實驗加工點的表面粗糙度Rt及熔池直徑與模擬結(jié)果對比來驗證模擬的準(zhǔn)確性。

圖12 實驗裝置

加工實驗和模擬均采用激光功率為52 W、脈寬0.2 ms、頻率為2 kHz。圖13為脈沖激光輻射1.7 ms時加工點的SEM圖像。從圖13(a)可以發(fā)現(xiàn),激光輻射后材料表面形成了明顯的圓形熔池,材料表面得到一定的平滑,值得注意的是,表面產(chǎn)生了明顯的微裂紋,這主要是由于激光加工產(chǎn)生大的熱應(yīng)力引起的,對比圖13(b)、(c)可以觀察到,加工后材料表面粉末顆粒進(jìn)一步細(xì)化,顆粒之間的空隙縮小,這主要是由于激光作用后材料表面形成了致密的熔融層導(dǎo)致的。

圖13 激光輻射1.7 ms時材料表面加工點實際SEM圖像

為了檢驗?zāi)M的準(zhǔn)確性,分別選取輻射時間為1.7、2.2、2.7 ms熔池的表面粗糙度Rt及熔池直徑D進(jìn)行對比。圖14為實驗和模擬加工所得熔池表面粗糙度Rt和熔池寬度對比圖,圖14(a)、(c)、(e)為模擬熔池截面形貌圖,其中黑色曲線表示原始輪廓曲線,圖14(b)、(d)、(f)為實驗所得熔池形貌圖。此外,表3給出了實驗和模擬所得數(shù)據(jù)值的比較。結(jié)合圖14和表3可知,模擬結(jié)果所得Rt和熔池直徑D均小于實驗測量值,最大誤差控制在21%以內(nèi),考慮到模型進(jìn)行了一定的假設(shè)簡化,因此,本文認(rèn)為實驗與模擬結(jié)果相吻合,采用該模型進(jìn)行數(shù)值模擬具有較高的準(zhǔn)確性。

表3 實驗和模擬所得數(shù)據(jù)值比較

圖14 實驗和模擬加工所得熔池表面粗糙度Rt和熔池寬度D對比圖

4 總 結(jié)

本文建立了一個耦合傳熱和層流的二維軸對稱模型,研究了單脈沖、多脈沖激光作用氧化陶瓷表面形貌的演變過程,及不同激光工藝參數(shù)對表面粗糙度的影響,并通過實驗對數(shù)值模型進(jìn)行了驗證。

1) 采用激光功率為52 W、脈寬0.2 ms、頻率為2 kHz的單脈沖激光作用于氧化鋁陶瓷表面時,加工后材料表面輪廓曲率降低,具有顯著的平滑效果,熔池內(nèi)部流體主要是在毛細(xì)力的驅(qū)動下由波峰流向波谷,而邊緣位置則主要在熱毛細(xì)力的作用下由溫度中心向固液邊界流動。

2)采用相同參數(shù)下的多脈沖激光作用氧化鋁陶瓷表面時,在脈沖2～3次時,具有最佳平滑效果,隨著脈沖次數(shù)的增加,熔池內(nèi)部流體主要驅(qū)動力由毛細(xì)力逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)榉礇_壓力,同時反沖壓力的出現(xiàn),增加了熔池表面輪廓的凹陷程度,反沖壓力是造成材料表面平滑效果減弱的主要原因。

3)采用不同激光工藝參數(shù)的脈沖激光作用于氧化鋁陶瓷表面時,保持其他參數(shù)不變,較大的頻率或者脈沖寬度都會導(dǎo)致激光通量降低,材料表面得不到充分的熔化,粗糙度降低不明顯,然而較大的激光功率則會導(dǎo)致激光通量過大,從而使表面粗糙度增加。