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復(fù)合脈沖深度激光打孔的實(shí)驗(yàn)研究

發(fā)布時(shí)間:2024-01-31 來源:元祿光電

傳統(tǒng)的激光打孔多采用大能量長(zhǎng)脈沖(微秒或毫秒)和高重復(fù)頻率、高峰值功率的短脈沖(納秒或皮秒)激光器,其打孔效果各具特點(diǎn)。長(zhǎng)脈沖激光器由于脈沖能量大、作用時(shí)間長(zhǎng),能夠有效地加熱、熔融、汽化材料,以實(shí)現(xiàn)材料去除,并達(dá)到較高的打孔速率,但是打孔過程中會(huì)產(chǎn)生再鑄層及微裂紋,導(dǎo)致孔的質(zhì)量下降。高峰值功率短脈沖激光器熱影響區(qū)小,能獲得較高的打孔質(zhì)量,但由于平均功率較低,限制了打孔速率。因此,想要獲得高速、高質(zhì)量的打孔效果,采用單一的長(zhǎng)脈沖或短脈沖激光器,會(huì)增加激光器的制造難度和成本。

研究者們將兩束激光通過時(shí)間或者空間疊加的方式,對(duì)金屬材料進(jìn)行打孔,取得了一些較好的效果。FOX采用CO2連續(xù)激光器輻射金屬產(chǎn)生熔池,并用脈寬為25nsNd:glass調(diào)Q激光單脈沖使得熔融材料發(fā)生濺射,在減小穿孔時(shí)間的同時(shí),改善了連續(xù)激光單獨(dú)打孔中的重鑄層現(xiàn)象。LEHANEKWOK采用脈寬為3.5ms0.15ms的兩個(gè)脈沖的延時(shí)疊加對(duì)不銹鋼進(jìn)行打孔,發(fā)現(xiàn)可大幅減小打孔所需的脈沖數(shù)。BRAJDIC用脈寬為17ns的脈沖串和0.5ms的脈沖在空間疊加,同時(shí)作用于不銹鋼上進(jìn)行打深孔,與單脈沖激光打孔相比,打孔速率提高,且納秒短脈沖激光由于產(chǎn)生了更高的表面溫度和反沖力,改善了單脈沖作用時(shí)孔閉合現(xiàn)象,提高了打孔質(zhì)量。

但是,以上這些研究只是從實(shí)驗(yàn)的角度,給出了復(fù)合脈沖較長(zhǎng)脈沖單獨(dú)打孔時(shí),打孔速率和打孔質(zhì)量提高的結(jié)果,并沒有建立一個(gè)完整的理論模型來解釋打孔速率提高的原因。本文中采用波長(zhǎng)為1064nm、脈寬分別為2ms~5ms可調(diào)和20ns的兩束脈沖激光,進(jìn)行空間合束同時(shí)作用于不銹鋼厚板打孔,并且建立了復(fù)合脈沖打孔的物理模型,從理論上分析了激光峰值功率密度對(duì)打孔速率的影響,明確了復(fù)合脈沖打孔中長(zhǎng)脈沖與短脈沖的不同作用,由此解釋了打孔速率提高的原因。仿真模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致,證明了理論模型的正確性,復(fù)合脈沖打孔能夠有效地提高激光打孔速率。同時(shí),理論分析和實(shí)驗(yàn)結(jié)果也為復(fù)合脈沖打孔的激光器選擇提供了依據(jù)。

1.   實(shí)驗(yàn)條件及方法

材料去除主要有以下3種排出機(jī)制:當(dāng)金屬表面溫度略高于熔點(diǎn),材料部分熔化,形成熔池,液體排出速率緩慢,通??刹扇≥o助氣體的方式加速液體排出;增大激光功率密度,提高液體表面溫度,部分液體蒸發(fā),氣體體積迅速膨脹,產(chǎn)生向下的反沖壓強(qiáng)作用于熔融液體表面,使液體濺射逸出,此時(shí),蒸發(fā)反沖壓強(qiáng)是流體力學(xué)機(jī)制下液體排出作用區(qū)的主要因素;若激光功率密度繼續(xù)增加,表面溫度進(jìn)一步上升,則熔融液體在到達(dá)作用區(qū)邊沿前便已蒸發(fā),此時(shí)材料更多以蒸發(fā)的方式排出[9]。本文中主要討論以蒸發(fā)反沖壓強(qiáng)為主的液體排出機(jī)制下,激光打孔速率與激光能量的關(guān)系。

1.1   實(shí)驗(yàn)條件

復(fù)合激光脈沖打孔實(shí)驗(yàn)裝置如圖 1所示。兩束激光波長(zhǎng)均為1064nm,毫秒激光脈寬2ms~5ms可調(diào),頻率為30Hz,單脈沖能量為2J~5J,聚焦光斑為300μm,納秒激光脈寬為20ns,頻率為10kHz,單脈沖能量為1.5mJ,聚焦光斑為100μm。兩束激光通過布儒斯特片非相干合束,經(jīng)過擴(kuò)束準(zhǔn)直,聚焦于厚度為5mmSUS 304不銹鋼表面。

Figure 1.  Experimental setup for laser drilling

 

1.2   實(shí)驗(yàn)方法

納秒脈沖的輸出由毫秒激光的脈沖有效信號(hào)控制,用以實(shí)現(xiàn)兩束激光脈沖的同步,當(dāng)毫秒脈沖寬度激光脈沖輸出時(shí)納秒脈沖激光啟動(dòng)輸出,當(dāng)毫秒激光停止輸出時(shí)停止納秒脈沖激光的輸出,兩束激光脈沖啟動(dòng)時(shí)間的延遲為微秒量級(jí)。改變毫秒激光的脈沖寬度,能夠控制一個(gè)毫秒脈沖寬度內(nèi)復(fù)合的納秒脈沖個(gè)數(shù)。兩束激光峰值功率疊加如圖 2所示。

Figure 2.  Synchronized shape of the superposed pulse

 

固定毫秒激光器的脈寬,改變平均功率,即改變毫秒激光的單脈沖能量,記錄從激光作用到不銹鋼背面觀察到穩(wěn)定的熔融濺射的時(shí)間,即為穿孔時(shí)間。改變脈寬,重復(fù)以上實(shí)驗(yàn),得到不同脈寬下,毫秒激光單脈沖能量與穿孔時(shí)間的關(guān)系。

再固定毫秒激光器的脈寬,改變平均功率,即改變毫秒激光的單脈沖能量,同時(shí)疊加納秒激光脈沖,納秒激光的峰值功率固定在75kW,記錄穿孔時(shí)間。改變毫秒激光的脈寬,重復(fù)以上實(shí)驗(yàn),得到不同毫秒脈寬下,毫秒激光單脈沖能量與穿孔時(shí)間的關(guān)系。

2.   復(fù)合脈沖深度激光打孔工藝研究

將復(fù)合脈沖激光打孔后的SUS 304不銹鋼厚板沿孔的軸向切割,在顯微鏡下觀察孔的剖面形態(tài),如圖 3所示。由于不銹鋼板較厚而顯微鏡的視場(chǎng)較小,5mm長(zhǎng)的孔徑形貌需分3段拍攝,從左至右分別為孔的上、中、下3段。從圖中可以看到,小孔的入口圓度較好,出口孔徑略小于入口,孔壁略粗糙且發(fā)黑,有重鑄層。

Figure 3.  Longitudinal section of the superposed pulsed laser drilling hole in 5mm stainless steel

 

復(fù)合脈沖疊加打孔和毫秒脈沖單獨(dú)打孔的穿孔時(shí)間結(jié)果如圖 4所示。由圖可知,隨著毫秒脈沖能量的提高,峰值功率密度增加,穿孔時(shí)間減小。在相同的毫秒脈沖能量下,納秒脈沖的疊加大幅減小了不銹鋼的穿孔時(shí)間,以脈寬為2ms的毫秒激光打孔為例,當(dāng)毫秒脈沖能量為2.9J時(shí),單光束打孔時(shí)間為105s,復(fù)合脈沖打孔時(shí)間為45s,打孔速率提高了2.3倍左右。

Figure 4.  Time to drill through 304 stainless steel vs. ms pulse energy by ms laser drilling and by ms laser drilling superposed by ns laser

 

比較不同毫秒脈寬下的打孔時(shí)間可知,當(dāng)毫秒脈沖能量一定時(shí),脈寬越長(zhǎng),打孔時(shí)間也越長(zhǎng)。當(dāng)毫秒脈沖的能量增加到一定值后,打孔時(shí)間不再減小,打孔速率不再提高,再增加毫秒脈沖的能量沒有意義,毫秒脈沖能量存在一個(gè)值。

對(duì)比相同打孔時(shí)間下的2ms脈沖能量可知,復(fù)合脈沖打孔下,毫秒脈沖在單脈沖能量為2.9J時(shí),打孔時(shí)間為45s,同樣的打孔時(shí)間,毫秒激光單獨(dú)打孔需要3.6J,則打孔所需的毫秒脈沖能量減少了20%左右。

3.   復(fù)合脈沖深度激光打孔理論研究

為了解釋復(fù)合脈沖激光打孔中,長(zhǎng)脈沖與短脈沖的不同作用,以及打孔速率高于長(zhǎng)脈沖單獨(dú)打孔的原因,建立圖 5所示的打孔模型。一束半徑為w的激光入射到材料表面,當(dāng)激光功率密度足夠高時(shí),材料發(fā)生熔化以及汽化,產(chǎn)生的蒸發(fā)反沖壓強(qiáng)作用于熔融液體表面,熔融物質(zhì)以徑向速率vm離開激光作用區(qū)域而濺射逸出,熔融層以速率u向下推進(jìn),直至材料下表面,完成穿孔(u即為打孔速率)[9-10]。

Figure 5.  Schematic of molten liquid removal in laser drilling

 

3.1   復(fù)合脈沖深度激光打孔傳熱機(jī)理分析

假設(shè)作用的激光光斑為均勻分布,材料尺寸遠(yuǎn)大于光斑尺寸,此時(shí),激光束可以當(dāng)作圓形面熱源對(duì)半無窮大物體加熱。同時(shí),假設(shè)熔融物的排出僅發(fā)生于激光光斑作用區(qū)域內(nèi),熔融層的表面近似平坦且厚度相同。

根據(jù)熱傳導(dǎo)方程,激光光斑中心處引起的溫升為:

ΔT(0,0,τ)=arctan(8ατw2√)Imaxγw2πκΔT(0,0,τ)=arctan?(8ατw2)Imaxγw2πκ

(1)

式中Imax為激光峰值功率密度,材料吸收因子γ=1-RR為材料的反射率且假設(shè)為常數(shù),α是材料的熱擴(kuò)散率,τ為脈沖寬度,w為光斑半徑,κ是材料的熱導(dǎo)率。則材料的表面溫度為:

Ts=T0T(0,0,τ)Ts=T0+ΔT(0,0,τ)

(2)

式中,T0為環(huán)境溫度。

飽和蒸汽壓強(qiáng)ps與表面溫度Ts相關(guān),由BATANOV的近似方程給出:

ps(Ts)=p0exp[λekTe(1?TvTs)]ps(Ts)=p0exp?[λekTe(1?TvTs)]

(3)

式中,p0為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓強(qiáng),λe是單個(gè)原子蒸發(fā)所吸收的熱量,k是玻爾茲曼常數(shù),Tv為沸點(diǎn)。

蒸發(fā)反沖壓強(qiáng)pr與飽和蒸汽壓強(qiáng)ps的關(guān)系由ANISIMOV給出:

pr=0.55pspr=0.55ps

(4)

蒸發(fā)反沖壓強(qiáng)作用在熔融層,使液體沿徑向移動(dòng)離開作用區(qū)域,濺射排出,排出速率為vm,ALLMEN給出了其表達(dá)式:

vm=2prρ???vm=2prρ

(5)

式中,ρ為材料密度。

ALLMEN還給出了液體排出率jl的定義,即單位時(shí)間、單位面積的液體排出質(zhì)量(g·cm-2·s-1),并且給出了表達(dá)式:

j1=[2αwln(TsTm)]12ps14ρ34j1=[2αwln?(TsTm)]12ps14ρ34

(6)

式中,Tm為材料的熔點(diǎn)。

在以蒸發(fā)反沖壓強(qiáng)使液體濺射為主的排出機(jī)制下,材料通過蒸發(fā)形式損失的質(zhì)量可被忽略,則打孔速率u可被表示為:

u=j1ρu=j1ρ

(7)

3.2   復(fù)合脈沖深度激光打孔機(jī)理

根據(jù)以上公式,結(jié)合實(shí)驗(yàn)參量進(jìn)行仿真模擬,可得到激光脈沖能量和脈沖寬度與打孔速率之間的關(guān)系,表 1中給出SUS 304不銹鋼的物理特性參量。

Table 1.  Physical parameters of 304 stainless steel

material

density ρ/(kg·m-3)

melting point Tm/K

boiling pointTv/K

thermal conductivityκ/(W·m-1·K-1)

thermal diffusivityα/(m2·s-1)

latent heat of vaporization Lv/(J·K-1)

304 stainless steel

7900

1700

3273

30.4

4.9×10-6

6.1×106

 

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(1)式得到不同脈寬下毫秒激光單脈沖能量與不銹鋼材料表面溫升的關(guān)系曲線,如圖 6所示。根據(jù)計(jì)算可知,使不銹鋼表面達(dá)到熔點(diǎn)所需的激光能量約為其達(dá)到沸點(diǎn)的一半。以脈寬為5ms的長(zhǎng)脈沖為例,使不銹鋼表面達(dá)到熔點(diǎn)的單脈沖能量為0.82J,達(dá)到沸點(diǎn)的單脈沖能量為1.58J。當(dāng)脈沖能量相同時(shí),脈寬越窄,峰值功率密度越大,材料的表面溫升越高。納秒脈沖的峰值功率密度遠(yuǎn)大于毫秒脈沖,疊加后使材料表面溫度進(jìn)一步升高。

Figure 6.  Relationship between temperature rising of stainless steel surface vs. ms laser pulse energy for different pulse widths

 

在單獨(dú)采用長(zhǎng)脈沖打孔,考慮蒸發(fā)反沖壓強(qiáng)濺射熔融物質(zhì)為主的模型中,長(zhǎng)脈沖激光能量加熱材料形成熔池,同時(shí)產(chǎn)生蒸發(fā)反沖壓強(qiáng)排出液體,脈寬5ms的激光單脈沖能量需大于1.58J,根據(jù)(1)~(7)式,得到不同脈寬作用下,打孔速率與脈沖能量的關(guān)系,如圖 7a所示。

Figure 7.  Drilling velocity vs. laser single pulse energy for different pulse widths

 

由圖可知,長(zhǎng)脈沖激光單獨(dú)作用時(shí),脈沖能量越大,打孔速率越快,相同的脈沖能量下,脈寬越窄,峰值功率密度越高,產(chǎn)生的蒸發(fā)反沖壓強(qiáng)越大,濺射更加劇烈,打孔速率越快,與圖 4中的實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致。

在長(zhǎng)脈沖與短脈沖復(fù)合打孔,考慮到蒸發(fā)反沖壓強(qiáng)濺射熔融物質(zhì)為主的模型中,長(zhǎng)脈沖能量主要用于加熱材料使其熔化,產(chǎn)生足夠的熔融液體,脈寬5ms的激光單脈沖能量在0.82J~1.58J之間,短脈沖作用于熔池,產(chǎn)生蒸發(fā)反沖壓強(qiáng)排出液體,根據(jù)(1)~(7)式,得到不同納秒脈寬作用下,打孔速率與脈沖能量的關(guān)系,如圖 7b所示。

由圖 7可知,復(fù)合脈沖疊加時(shí),納秒激光的脈沖能量越大,脈寬越窄,打孔速率越快。在相同的打孔速率下,與長(zhǎng)脈沖激光單獨(dú)作用相比,復(fù)合脈沖打孔疊加的短脈沖激光能量遠(yuǎn)小于長(zhǎng)脈沖激光能量,且所需的長(zhǎng)脈沖激光能量較低,則總能量降低。即復(fù)合脈沖打孔能以較小的激光能量,達(dá)到相同的打孔速率。

實(shí)驗(yàn)中,固定納秒激光脈沖能量為1.5mJ,打孔時(shí)間隨毫秒脈沖能量增加而減小,相同的毫秒脈沖能量下,復(fù)合脈沖打孔時(shí)間小于毫秒脈沖單獨(dú)打孔,疊加的納秒脈沖作用于熔融層表面,產(chǎn)生附加的蒸發(fā)反沖壓強(qiáng),加速了熔融液體的排出。隨著毫秒激光的單脈沖能量增加,產(chǎn)生的濺射速率也在增加,納秒脈沖產(chǎn)生的附加去除的熔融物在總的去除金屬總量的比例下降,則復(fù)合脈沖疊加與單獨(dú)毫秒作用的打孔時(shí)間逐漸接近,此時(shí)疊加脈沖打孔減小能量消耗的優(yōu)勢(shì)不再。所以,對(duì)一定能量的納秒脈沖,毫秒脈沖能量存在值,以這個(gè)參量進(jìn)行打孔,復(fù)合脈沖打孔速率增長(zhǎng)多,納秒脈沖的疊加優(yōu)勢(shì)明顯。

對(duì)脈沖寬度2ms的毫秒脈沖來說,當(dāng)毫秒脈沖的單脈沖能量為3.5J左右時(shí),毫秒脈沖單獨(dú)打孔和復(fù)合脈沖激光打孔的打孔速率接近相同,此時(shí)疊加納秒脈沖串已無必要。脈沖寬度2ms的毫秒脈沖,在單脈沖能量為2.5J~3.5J時(shí),復(fù)合脈沖的打孔速率和打孔效率與毫秒脈沖單獨(dú)打孔相比有大差值,即在此參量下,復(fù)合脈沖激光打孔的長(zhǎng)脈沖與短脈沖參量是匹配。

4.   結(jié)論

對(duì)納秒短脈沖與毫秒長(zhǎng)脈沖空間合束的復(fù)合脈沖激光打孔方式進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究,建立了復(fù)合脈沖打孔的理論模型進(jìn)行仿真模擬。

(1) 與毫秒脈沖單獨(dú)激光打孔相比,在相同的毫秒脈沖能量下,復(fù)合脈沖激光打孔能大幅減小打孔時(shí)間、提高打孔速率,打孔速率可提高2.3倍左右。

(2) 復(fù)合脈沖激光打孔中,脈沖能量越大,脈沖寬度越窄,則峰值功率密度越大,激光打孔速率越快。

(3) 復(fù)合脈沖激光打孔中,毫秒脈沖與納秒脈沖的能量存在匹配,對(duì)單脈沖能量為1.5mJ、脈沖寬度為20ns的納秒脈沖,脈沖寬度為2ms的毫秒脈沖的單脈沖能量為2.5J~3.5J。這為復(fù)合脈沖打孔中,長(zhǎng)脈沖與短脈沖激光的參量選擇提供了依據(jù)。

注明 文章來源:激光技術(shù)網(wǎng) http://www.jgjs.net.cn/cn/article/doi/10.7510/jgjs.issn.1001-3806.2017.03.015

 


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