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化學(xué)銑切簡(jiǎn)稱(chēng)為化銑，被廣泛應(yīng)用于航空航天飛行器鋁合金、鈦合金蒙皮類(lèi)構(gòu)件的減薄、減重工藝中?？绦妥鳛楹娇蘸教旌辖饦?gòu)件化銑生產(chǎn)過(guò)程中的重要環(huán)節(jié)，其加工質(zhì)量直接關(guān)系到整個(gè)化銑工藝的優(yōu)劣和最終產(chǎn)品的精度及質(zhì)量。激光加工技術(shù)具有非接觸、適應(yīng)材料廣、加工質(zhì)量高、易實(shí)現(xiàn)自動(dòng)化等優(yōu)點(diǎn)，在航空航天、能源裝備、汽車(chē)制造、電子信息等領(lǐng)域具有廣泛的應(yīng)用潛力，尤其是在航空航天合金構(gòu)件刻型環(huán)節(jié)中。目前國(guó)際上主流的航空制造企業(yè)已將激光刻型工藝成功地應(yīng)用到合金構(gòu)件化銑生產(chǎn)中，例如：波音、空客、達(dá)索等。國(guó)內(nèi)航空制造企業(yè)也通過(guò)引進(jìn)或自主研發(fā)激光刻型專(zhuān)用裝備，逐漸實(shí)現(xiàn)了合金構(gòu)件化銑工藝中自動(dòng)化激光刻型，升級(jí)迭代傳統(tǒng)手工刻型。

對(duì)于鋁合金化銑保護(hù)膠的激光刻型，由于保護(hù)膠與合金基體的比熱容、導(dǎo)熱系數(shù)、熱膨脹系數(shù)的不同，刻型過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生溫度梯度，且切縫內(nèi)存在氣化以及等離子體沖擊波，該現(xiàn)象易使保護(hù)膠層與合金基體的結(jié)合部位產(chǎn)生較大的應(yīng)力，進(jìn)而生成界面裂紋。在熱應(yīng)力的持續(xù)作用下，裂紋逐漸生長(zhǎng)、延伸，最終導(dǎo)致護(hù)膠層的開(kāi)裂和脫落，進(jìn)而影響航空航天合金構(gòu)件化銑生產(chǎn)過(guò)程的后續(xù)環(huán)節(jié)。因此，從機(jī)理上分析激光加工過(guò)程中涂層與基體材料的熱應(yīng)力分布及演變過(guò)程，受到了國(guó)內(nèi)外研究人員的廣泛重視?；谏鲜鰡?wèn)題，WU針對(duì)熱障涂層的制備過(guò)程，建立了激光熔覆的溫度場(chǎng)模型，探索了熔覆過(guò)程中應(yīng)力場(chǎng)的變化規(guī)律, 發(fā)現(xiàn)激光熔覆后期，殘余應(yīng)力主要分布在熱障涂層與基體材料相結(jié)合的界面處，該區(qū)域更易出現(xiàn)開(kāi)裂、脫層現(xiàn)象; 激光熔覆后的殘余應(yīng)力受到涂層與基體的熱膨脹系數(shù)的共同影響，熱膨脹系數(shù)差值越大，熔覆層殘余應(yīng)力越大。LIAO等人結(jié)合有限元仿真技術(shù)探究在持續(xù)的熱載荷下，熱障涂層產(chǎn)生裂紋和剝落的失效機(jī)制，發(fā)現(xiàn)高孔隙率的熱障涂層具備優(yōu)于低孔隙率的服役壽命。RAD等人通過(guò)計(jì)算機(jī)仿真軟件模擬了實(shí)際的涂層缺陷，發(fā)現(xiàn)較粘結(jié)層的孔隙，陶瓷層材料的孔隙對(duì)應(yīng)力分布的影響更加顯著，但粘結(jié)層的孔隙更易導(dǎo)致材料產(chǎn)生裂紋并失效。WANG等人建立熱機(jī)械耦合模型，探究激光加工過(guò)程中，帶熱障涂層的鎳合金的熱應(yīng)力的產(chǎn)生機(jī)制和微孔的生成機(jī)制，發(fā)現(xiàn)造成涂層產(chǎn)生裂紋和失效的主要原因是界面層附近的應(yīng)力突變和熱應(yīng)力沖擊。

本文作者憑借仿真軟件對(duì)鋁合金化銑保護(hù)膠脈沖激光刻型工藝進(jìn)行理論研究，通過(guò)熱應(yīng)力耦合分析直觀地展示了溫度場(chǎng)引起的應(yīng)力變化及保護(hù)膠和鋁合金界面處的應(yīng)力細(xì)節(jié)，并借助仿真軟件的變形幾何功能動(dòng)態(tài)地顯示刻型過(guò)程中化銑保護(hù)膠的形貌演變規(guī)律，可為航空航天鋁合金構(gòu)件化銑保護(hù)膠激光刻型工藝的優(yōu)化提供理論支撐與參考。

1.   激光加工模型建立

       在激光刻蝕鋁合金化銑保護(hù)膠的工藝研究中，一般需要通過(guò)實(shí)驗(yàn)手段來(lái)獲得良好的加工效果，但因刻蝕的微槽結(jié)構(gòu)具有細(xì)、長(zhǎng)、深等特點(diǎn)，無(wú)論是高速相機(jī)的同步拍攝, 還是顯微鏡的離線(xiàn)測(cè)量，都只能得到表面微結(jié)構(gòu)的變化情況，而無(wú)法獲得微槽底部和側(cè)壁的形貌特征。更重要的是，只能得到激光刻蝕過(guò)程中微結(jié)構(gòu)的宏觀變化規(guī)律，而無(wú)法準(zhǔn)確把握材料內(nèi)部特征的變化機(jī)理，尤其溫度場(chǎng)與熱應(yīng)力的變化規(guī)律及其對(duì)加工過(guò)程的影響。在此基礎(chǔ)上，本文作者借助COMSOL Multiphysics仿真軟件對(duì)鋁合金化銑保護(hù)膠脈沖激光刻型工藝進(jìn)行熱應(yīng)力耦合理論研究，傳熱學(xué)分析可以直觀地展示化銑保護(hù)膠在激光輻照作用下的溫度場(chǎng)分布情況及變化過(guò)程，應(yīng)力分析可以直觀展示激光加工過(guò)程中保護(hù)膠和鋁合金界面處的應(yīng)力細(xì)節(jié)，此外，變形幾何功能的使用可以動(dòng)態(tài)地顯示整個(gè)刻型過(guò)程中化銑保護(hù)膠的形貌演變規(guī)律。

1.1   仿真模型材料及參數(shù)

鋁合金化銑保護(hù)膠激光刻型熱應(yīng)力耦合分析建模中使用到的化銑保護(hù)膠材質(zhì)為AC850，鋁合金基體材料材質(zhì)為2A12，材料對(duì)應(yīng)的厚度如表 1所示。鋁合金化銑保護(hù)膠激光刻型使用的脈沖激光器為北京熱刺激光技術(shù)有限公司生產(chǎn)的R40二氧化碳激光器，其輸出波長(zhǎng)、脈沖寬度、重復(fù)頻率等參數(shù)如表 2所示。

表 1  模擬分析中使用的材料及厚度

Table 1.  Thickness of material used in simulation analysis

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表 2  脈沖激光器的參數(shù)

Table 2.  Parameters of the pulsed laser

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1.2   化銑保護(hù)膠脈沖激光刻型有限元模型

微觀來(lái)看，由于化銑保護(hù)膠屬于高分子材料，在使用長(zhǎng)脈沖激光輻照鋁合金化銑保護(hù)膠表面時(shí)，材料分子吸收大量光熱產(chǎn)生分解、氣化，直接或間接與空氣中的O2發(fā)生氧化反應(yīng)并生成氣態(tài)物質(zhì)并逃逸，從而達(dá)到激光刻蝕效果。宏觀來(lái)看，激光刻型時(shí)，聚焦區(qū)域會(huì)達(dá)到數(shù)千攝氏度的高溫，通過(guò)疊加激光脈沖，使輻照區(qū)域刻型寬度和深度逐漸增加，來(lái)實(shí)現(xiàn)化銑保護(hù)膠的脈沖激光刻型。

本文作者基于COMSOL Multiphysics軟件的固體傳熱、固體力學(xué)、變形幾何3個(gè)模塊來(lái)實(shí)現(xiàn)多物理場(chǎng)耦合仿真計(jì)算。固體傳熱物理場(chǎng)用于計(jì)算激光刻蝕過(guò)程中隨時(shí)間和熱物理參數(shù)改變而變化的溫度場(chǎng)，需要考慮到傳導(dǎo)傳熱、對(duì)流傳熱、輻射傳熱3種傳熱情況。其中，鋁合金化銑保護(hù)膠脈沖激光刻型過(guò)程中材料表面與空氣的換熱視為對(duì)流換熱，對(duì)流換熱邊界條件為：

式中, h為換熱系數(shù), Text為環(huán)境溫度, T為溫度, n為法線(xiàn)上的單位向量, q為激光的熱流密度。

激光束熱流密度表示為：

式中, A為材料對(duì)激光的吸收率, P為激光功率, w為光斑半徑, r為材料表面到光斑中心的距離。

變形幾何物理場(chǎng)的加入是為了計(jì)算出刻蝕過(guò)程中材料在脈沖激光作用下的去除速率，根據(jù)材料相變過(guò)程中材料的熔化潛熱與蒸發(fā)潛熱推導(dǎo)出材料升華熱，則材料的去除速率v可表示為：

式中, ρ為材料密度, H為材料的升華熱。

通過(guò)加入固體力學(xué)物理場(chǎng)來(lái)計(jì)算激光刻蝕過(guò)程中溫度場(chǎng)的實(shí)時(shí)變化與不同材料屬性對(duì)熱應(yīng)力場(chǎng)變化規(guī)律的影響，對(duì)應(yīng)關(guān)系可表示為：

式中, u為位移場(chǎng), ??為梯度算子, σ為柯西應(yīng)力張量, FV為單位變形體積上的力。

熱應(yīng)力耦合分析可以反映熱溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的相互影響過(guò)程，根據(jù)求解步驟的不同, 分為直接求解法和間接求解法。直接求解法是利用包含溫度以及位移自由度的耦合單元，經(jīng)過(guò)一次求解計(jì)算同時(shí)得到熱分析和結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析結(jié)果。間接求解法則需要分步進(jìn)行，首先通過(guò)熱分析計(jì)算出模型的節(jié)點(diǎn)溫度，將求解的節(jié)點(diǎn)溫度作為體載荷施加到結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析中，求解出節(jié)點(diǎn)應(yīng)力。由于直接求解法的平衡狀態(tài)需要同時(shí)滿(mǎn)足多個(gè)準(zhǔn)則，復(fù)雜的約束條件使得節(jié)點(diǎn)自由度較多，并且矩陣方程繁雜，求解效率低。在鋁合金化銑保護(hù)膠激光刻型熱應(yīng)力耦合分析中，相較于結(jié)構(gòu)響應(yīng)，熱分析的溫度對(duì)結(jié)構(gòu)分析時(shí)應(yīng)力應(yīng)變的影響更為顯著，因此本文中選擇效率較高的間接求解法來(lái)實(shí)現(xiàn)對(duì)鋁合金化銑保護(hù)膠激光刻型的熱應(yīng)力耦合分析。脈沖激光的刻蝕原理如圖 1所示，采用移動(dòng)高斯熱源模擬長(zhǎng)脈沖激光與目標(biāo)材料的相互作用過(guò)程。

圖 1  鋁合金銑削保護(hù)膠激光雕刻模擬示意圖

Figure 1.  Schematic diagram of laser engraving simulation of aluminum alloy milling protective glue

2.   仿真計(jì)算分析

2.1   鋁合金基體應(yīng)力分布仿真計(jì)算

按照表 2中的加工參數(shù)，對(duì)2維多層材料有限元模型進(jìn)行計(jì)算分析，首先進(jìn)行的是鋁合金化銑保護(hù)膠激光刻型溫度場(chǎng)仿真，采用間接求解法得到鋁合金化銑保護(hù)膠激光刻型的應(yīng)力及位移分布云圖。從圖 2可以明顯看出，在保護(hù)膠與鋁合金的結(jié)合界面上出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象。圖 2中的仿真結(jié)果以激光功率為變量，選取50 W, 60 W, 70 W作為參數(shù)節(jié)點(diǎn)，根據(jù)激光燒蝕時(shí)間選擇3個(gè)時(shí)間節(jié)點(diǎn)(2 ms, 4 ms, 6 ms), 其余仿真條件如下：激光掃描速率為10 m/min、重復(fù)頻率為100 kHz。在9個(gè)仿真結(jié)果中，應(yīng)力的顏色顯示已經(jīng)統(tǒng)一為至高4×107 Pa，至低為0 Pa。

圖 2  不同功率對(duì)鋁合金基體應(yīng)力分布的影響

Figure 2.  Effect of different power on the stress distribution of aluminum alloy matrix

縱向觀察發(fā)現(xiàn)，燒蝕時(shí)間恒定，燒蝕深度隨著激光功率的增大逐漸增大，同時(shí)，燒蝕區(qū)域底部對(duì)應(yīng)的保護(hù)膠與鋁合金的結(jié)合界面處出現(xiàn)了應(yīng)力集中現(xiàn)象，而應(yīng)力集中點(diǎn)也隨著激光功率的增大而顯著增多；其中燒蝕時(shí)間為4 ms、6 ms，激光功率為60 W、70 W時(shí)，保護(hù)膠與鋁合金的結(jié)合界面處開(kāi)始出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，且應(yīng)力集中區(qū)隨著激光掃描路徑延伸逐漸擴(kuò)大，應(yīng)力至高點(diǎn)出現(xiàn)在掃描區(qū)域的中心位置，且對(duì)鋁合金基體材料產(chǎn)生了應(yīng)力影響。橫向觀察發(fā)現(xiàn)，激光功率為50 W時(shí)，整個(gè)燒蝕過(guò)程中沒(méi)有出現(xiàn)特別明顯的應(yīng)力集中區(qū)，這是因?yàn)榧す夤β瘦^小時(shí)，保護(hù)膠材料不能被完全燒蝕，所以保護(hù)膠與鋁合金的結(jié)合界面處并未產(chǎn)生明顯應(yīng)力；同燒蝕深度的變化規(guī)律，其應(yīng)力影響區(qū)域面積與應(yīng)力數(shù)值也隨著激光功率的增大而增大。仿真計(jì)算結(jié)果表明：激光功率越大，燒蝕深度越深；激光焦點(diǎn)距保護(hù)膠與鋁合金的結(jié)合界面處越近，界面處產(chǎn)生的應(yīng)力就越大，由于鋁合金是熱的良導(dǎo)體，較高的傳熱性能使其在激光刻型時(shí)，容易產(chǎn)生更大范圍的應(yīng)力區(qū)域與更高的應(yīng)力值。

圖 3是以激光掃描速率為變量的仿真結(jié)果。分別選取8 m/min, 10 m/min, 12 m/min為參數(shù)節(jié)點(diǎn)，其余仿真條件如下：激光功率為60 W、重復(fù)頻率為100 kHz。燒蝕時(shí)間節(jié)點(diǎn)選擇與圖例設(shè)置同圖 2。橫向觀察發(fā)現(xiàn)，較10 m/min, 12 m/min的仿真結(jié)果，激光掃描速率為8 m/min時(shí)，其燒蝕深度較深，且整個(gè)燒蝕過(guò)程中產(chǎn)生的應(yīng)力區(qū)域較大、應(yīng)力值較高，而燒蝕深度、應(yīng)力區(qū)域和應(yīng)力極值均與掃描速率呈負(fù)相關(guān)。因?yàn)閽呙杷俾实脑龃髸?huì)造成激光燒蝕過(guò)程中脈沖重疊率的減小，從而降低了激光加工過(guò)程中的熱效應(yīng)累積，同時(shí)也減少了熱應(yīng)力的集中現(xiàn)象。

圖 3  不同掃描速率對(duì)鋁合金基體應(yīng)力分布的影響

Figure 3.  Effect of different scanning speeds on the stress distribution of aluminum alloy matrix

圖 4是以激光重復(fù)頻率為變量的仿真結(jié)果。選取60 kHz, 80 kHz, 100 kHz為參數(shù)節(jié)點(diǎn)，其余仿真條件如下：激光功率為60 W、掃描速率為10 m/min。燒蝕時(shí)間節(jié)點(diǎn)選擇與圖例設(shè)置同圖 2。觀察發(fā)現(xiàn), 激光重復(fù)頻率為60 kHz, 80 kHz時(shí)，燒蝕過(guò)程中產(chǎn)生的應(yīng)力區(qū)域與應(yīng)力值差別較小但顯著大于重頻為100 kHz時(shí)的情況。3種重頻下的燒蝕深度并無(wú)明顯差別，說(shuō)明在激光功率與掃描速率相同的情況下，脈沖激光的重復(fù)頻率對(duì)燒蝕效果的影響并不顯著，但卻會(huì)帶來(lái)燒蝕過(guò)程中應(yīng)力的變化，這對(duì)調(diào)整激光加工工藝有重要的指導(dǎo)意義。

圖 4  不同重復(fù)頻率對(duì)鋁合金基體應(yīng)力分布的影響

Figure 4.  Influence of different repetition frequencies on stress distribution of aluminum alloy matrix

圖 5展示了分別以激光功率(第1排)、掃描速率(第2排)、重復(fù)頻率(第3排)為變量，選取燒蝕時(shí)間節(jié)點(diǎn)為6 ms時(shí)，保護(hù)膠與鋁合金的結(jié)合界面處的應(yīng)力數(shù)值。通過(guò)圖 5可以更清晰地看到燒蝕過(guò)程中應(yīng)力極值與加工參數(shù)的聯(lián)系。觀察發(fā)現(xiàn)，應(yīng)力極值與激光功率呈正相關(guān)，與掃描速率呈負(fù)相關(guān)，與重復(fù)頻率呈負(fù)相關(guān)，其中脈沖激光的掃描功率對(duì)應(yīng)力極值的影響較為顯著。

圖 5  保護(hù)膠和鋁合金的界面應(yīng)力分布

Figure 5.  Interfacial stress distribution between protective adhesive and aluminum alloy

2.2   結(jié)合熱變形的保護(hù)膠刻型形貌分析

圖 6為不同激光功率對(duì)保護(hù)膠刻型形貌的影響示意圖。以激光功率為變量，分別選取50 W, 60 W, 70 W為參數(shù)節(jié)點(diǎn)，根據(jù)激光燒蝕時(shí)間選擇3個(gè)時(shí)間節(jié)點(diǎn)分別為0.1 ms, 0.4 ms, 0.7 ms。在9個(gè)仿真結(jié)果中，材料因熱應(yīng)力而產(chǎn)生的位移通過(guò)顏色圖例顯示，至高為1.4×10-2 mm，低為0.98×10-2 mm。

圖 6  不同功率對(duì)保護(hù)橡膠切口狀態(tài)的影響

Figure 6.  Effect of different powers on the incision morphology of the protective rubber

觀察發(fā)現(xiàn)，靠近切口處變形較大，整體呈現(xiàn)出凸起的火山口形貌。脈沖激光以高斯熱流密度載荷的形式垂直作用在目標(biāo)材料的表面，隨著脈沖數(shù)的增加，熱量迅速向材料內(nèi)部傳導(dǎo)。同一時(shí)刻，激光功率越大，切口處變形越大，并且燒蝕深度越深。激光功率為70 W時(shí)，可以明顯看到激光已經(jīng)燒蝕到了保護(hù)膠與鋁合金的結(jié)合界面處，并在切口處產(chǎn)生了較大的熱變形。因?yàn)椴牧瞎潭ㄓ谶\(yùn)動(dòng)平臺(tái)上，平臺(tái)對(duì)材料底面具有位移約束。材料內(nèi)部熱量的傳導(dǎo)及底面所受位移約束都具有方向性，因此應(yīng)力和位移的變化趨勢(shì)并不完全相同。

圖 7是以?huà)呙杷俾蕿樽兞康姆抡娼Y(jié)果。分別選取8 m/min, 10 m/min, 12 m/min為參數(shù)節(jié)點(diǎn)，其余加工參數(shù)如下：激光功率為60 W、重復(fù)頻率為100 kHz。燒蝕時(shí)間節(jié)點(diǎn)選擇與圖例設(shè)置同圖 6。觀察圖 7發(fā)現(xiàn)，掃描速率為8 m/min時(shí)，保護(hù)橡膠產(chǎn)生的熱變形較大。這是因?yàn)閽呙杷俾实脑龃髸?huì)引起脈沖重疊率的減小，且會(huì)明顯降低激光刻型過(guò)程中熱效應(yīng)的累積現(xiàn)象，同時(shí)也會(huì)減小切口的熱變形程度。

圖 7  不同掃描速率對(duì)保護(hù)橡膠切口形貌的影響

Figure 7.  Effect of different scanning speeds on the topography of the protective rubber incision

圖 8是以重復(fù)頻率為變量的仿真結(jié)果。分別選取60 kHz、80 kHz、100 kHz為參數(shù)節(jié)點(diǎn), 其余仿真條件如下：激光功率為60 W、掃描速率為10 m/min。燒蝕時(shí)間節(jié)點(diǎn)選擇與圖例設(shè)置同圖 6。觀察圖 8發(fā)現(xiàn)，掃描時(shí)間恒定時(shí)，重復(fù)頻率以選取的參數(shù)節(jié)點(diǎn)變化; 重復(fù)頻率為60 kHz、80 kHz時(shí)，切口形貌、燒蝕深度無(wú)明顯變化，當(dāng)重復(fù)頻率達(dá)到100 kHz時(shí)，形貌變化較明顯，且切口處產(chǎn)生了較大的熱變形現(xiàn)象。

圖 8  不同重復(fù)頻率對(duì)保護(hù)橡膠切口形態(tài)的影響

Figure 8.  Effect of different repetition frequencies on the incision morphology of the protective rubber

3.   結(jié)論

為了研究鋁合金化銑保護(hù)膠激光刻型熱應(yīng)力演變過(guò)程，本文中通過(guò)鋁合金化銑保護(hù)膠激光刻型熱應(yīng)力耦合分析，得到了鋁合金基體的應(yīng)力分布云圖以及在熱應(yīng)力作用下保護(hù)膠切口的最終形貌。

(1) 通過(guò)鋁合金化銑保護(hù)膠激光刻型熱應(yīng)力耦合分析得到的應(yīng)力分布云圖，發(fā)現(xiàn)應(yīng)力集中主要發(fā)生在保護(hù)膠與鋁合金的結(jié)合界面。應(yīng)力集中區(qū)隨著激光掃描路徑延伸逐漸擴(kuò)大，應(yīng)力至高點(diǎn)出現(xiàn)在掃描區(qū)域的中心位置，且對(duì)鋁合金材料產(chǎn)生了一定的應(yīng)力影響。

(2) 應(yīng)力極值與激光功率呈正相關(guān)，與掃描速率和重復(fù)頻率呈負(fù)相關(guān)，其中激光功率對(duì)應(yīng)力極值的影響較為顯著。由于鋁合金是熱的良導(dǎo)體，較高的傳熱性能使其在激光刻型時(shí)，更易產(chǎn)生大范圍的應(yīng)力區(qū)域與更高的應(yīng)力值。

(3) 重復(fù)頻率、激光功率以及掃描速率等參數(shù)共同決定著鋁合金化銑保護(hù)膠刻型的切口形貌，其中，切口形貌的熱變形與重復(fù)頻率、激光功率呈正相關(guān)，與掃描速率呈負(fù)相關(guān)，且切口整體呈現(xiàn)為凸起的火山口形貌。

注明：文章出處：激光技術(shù)網(wǎng) http://www.jgjs.net.cn/cn/article/doi/10.7510/jgjs.issn.1001-3806.2023.03.021