45% SiCp/Al復(fù)合材料切削表面對(duì)高斯激光吸收規(guī)律研究

孔憲俊， 王明海， 王奔， 鄭耀輝， 王揚(yáng)， 楊立軍

(1.沈陽(yáng)航空航天大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院， 遼寧 沈陽(yáng) 110136; 2.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院， 黑龍江 哈爾濱 150001)

0 引言

隨著現(xiàn)代科學(xué)技術(shù)的發(fā)展，對(duì)材料性能提出了越來越高的要求，特別是航空、航天及軍工領(lǐng)域要制造輕便靈活、性能優(yōu)良的飛機(jī)、導(dǎo)彈、精密儀表和光學(xué)儀器等，必須要求材料密度低、比強(qiáng)度及比模量高等[1-3]。SiCp/Al復(fù)合材料正是滿足了這方面的需要而進(jìn)入航空、航天及軍工領(lǐng)域的，并且得到了日益廣泛的應(yīng)用。然而顆粒增強(qiáng)復(fù)合材料對(duì)于刀具的巨大磨損導(dǎo)致常規(guī)切削加工的成本非常高，使得顆粒增強(qiáng)復(fù)合材料的應(yīng)用受到了巨大限制。為降低顆粒增強(qiáng)復(fù)合材料加工成本，出現(xiàn)了很多特種加工方式，例如電火花加工、磨料水射流加工、激光加工、激光加熱輔助切削(LAM)等[4-10]。為能夠得到最優(yōu)的加工參數(shù)、最大的加工效率以及穩(wěn)定的加工質(zhì)量，這些非傳統(tǒng)的加工方法在應(yīng)用前進(jìn)行了大量實(shí)驗(yàn)和仿真研究。研究發(fā)現(xiàn)：電火花方法加工顆粒增強(qiáng)復(fù)合材料是可行的，然而它的加工效率非常低，加工后材料表面有很多深淺不一的凹坑，這些凹坑的尺寸隨放電能量的增加而進(jìn)一步增大；磨料水射流加工非常適合顆粒增強(qiáng)復(fù)合材料的粗加工，加工進(jìn)給速度可達(dá)到450 mm/min，加工后表面也沒有毛刺出現(xiàn)，但加工后的表面相對(duì)粗糙、上層常常出現(xiàn)溝槽損傷；激光切割可以用于顆粒增強(qiáng)復(fù)合材料的粗加工，該方法的加工效率非常高，進(jìn)給速度甚至達(dá)到3 000 mm/min，而且加工的切口寬度一般小于0.4 mm，但存在顆粒增強(qiáng)復(fù)合材料對(duì)于激光吸收率較低的問題；LAM與上述加工方法相比具有效率高、成本低、加工質(zhì)量好等優(yōu)點(diǎn)，有望解決復(fù)合材料難加工的問題。

上述涉及的激光加工顆粒增強(qiáng)復(fù)合材料可歸納為兩大類：一類是復(fù)合材料被加熱到熔點(diǎn)以下溫度進(jìn)行加工，例如LAM技術(shù)，切削前激光先將待切削材料加熱到一定溫度，降低材料的硬度及屈服強(qiáng)度，達(dá)到減小切削力提高表面質(zhì)量的目的；另一類是復(fù)合材料被加熱到熔點(diǎn)以上溫度進(jìn)行加工，例如短脈沖激光打孔、激光熔敷、激光焊接、激光切割等。無論是哪一類激光加工方法，激光輻照材料后首先發(fā)生的都是材料表面的自由電子對(duì)于激光光子的吸收，電子吸收光子后發(fā)生受迫振動(dòng)，進(jìn)而產(chǎn)生動(dòng)能，導(dǎo)致溫度升高。在激光加工過程中，材料對(duì)于激光的吸收對(duì)于加工質(zhì)量和加工效率起著至關(guān)重要的作用，影響激光吸收的參量主要包括激光波長(zhǎng)、材料化學(xué)成分、材料表面狀態(tài)、表面粗糙度。各國(guó)學(xué)者們進(jìn)行了許多努力來探索材料對(duì)于激光的吸收規(guī)律[11-16]，但含有非均質(zhì)相的顆粒增強(qiáng)復(fù)合材料的切削表面對(duì)于半導(dǎo)體激光的吸收機(jī)理方面還鮮有報(bào)道，本文開展硬質(zhì)合金刀具和聚晶金剛石(PCD)刀具激光加熱切削顆粒增強(qiáng)復(fù)合材料實(shí)驗(yàn)，針對(duì)切削后材料表面對(duì)激光的吸收機(jī)理進(jìn)行探究，揭示顆粒增強(qiáng)復(fù)合材料增強(qiáng)相和基體吸收激光后的溫升變化規(guī)律，對(duì)于提高激光加工復(fù)合材料質(zhì)量以及效率有著重要的指導(dǎo)意義。

1 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

實(shí)驗(yàn)所用的激光加熱輔助車削系統(tǒng)如圖1所示，系統(tǒng)由1 000 W連續(xù)半導(dǎo)體激光器、數(shù)控車床、激光頭調(diào)整裝置以及紅外測(cè)溫儀組成。所用激光的波長(zhǎng)為1 064 nm、光斑直徑為5 mm. 激光產(chǎn)生后通過光纖傳輸?shù)郊す忸^，激光頭調(diào)整裝置對(duì)激光入射方向、光斑大小以及激光光斑與刀具距離等參數(shù)進(jìn)行精確調(diào)整，激光頭調(diào)整裝置固定在車床的溜板上，能夠與刀具一起運(yùn)動(dòng)。利用激光頭調(diào)整裝置上的步進(jìn)電機(jī)實(shí)現(xiàn)激光頭沿進(jìn)給方向、徑向方向及圓周方向的準(zhǔn)確調(diào)整。激光加熱過程中，利用紅外測(cè)溫儀對(duì)切削點(diǎn)處的溫度進(jìn)行實(shí)時(shí)測(cè)量，實(shí)驗(yàn)室虛擬儀器工程平臺(tái)Labview軟件將采集的溫度數(shù)據(jù)與設(shè)定的最優(yōu)切削溫度進(jìn)行比對(duì)，并且實(shí)時(shí)調(diào)整。加工工件使用絕熱材料絕熱后裝夾在三爪卡盤上，工件加工后使用便攜式TR200表面粗糙度儀對(duì)表面粗糙度進(jìn)行多次測(cè)量，取平均值以減少測(cè)量誤差。

圖1 激光加熱輔助車削試驗(yàn)裝置圖Fig.1 Experimental setup of laser assisted machining

實(shí)驗(yàn)所用材料為45% SiCp/4A11復(fù)合材料棒料，增強(qiáng)體顆粒大小為5 μm，均勻分布于4A11鋁合金基體中，顆粒及基體性能如表1所示。圖2為45% SiCp/4A11復(fù)合材料的透射電子顯微鏡圖，從中看到顆粒與基體界面結(jié)合良好，沒有明顯的反應(yīng)物，說明實(shí)驗(yàn)所用復(fù)合材料中的增強(qiáng)體與基體有良好的結(jié)合性能。

表1 SiC顆粒和鋁基體力學(xué)性能

圖2 45% SiCp/4A11復(fù)合材料的透射電子顯微鏡照片F(xiàn)ig.2 Transmission electron microscope photograph of 45% SiCp/4A11

2 結(jié)果與討論

2.1 45% SiCp/Al復(fù)合材料表面狀態(tài)對(duì)高斯激光吸收

激光器輸出的光束能量分布形式對(duì)于激光加熱時(shí)的溫度場(chǎng)有較大影響，進(jìn)而影響加工效率和質(zhì)量。實(shí)驗(yàn)前使用Spricon SP620激光光束質(zhì)量?jī)x對(duì)激光光束質(zhì)量進(jìn)行檢測(cè)，將激光光束垂直照射進(jìn)入激光探測(cè)器，高能激光束經(jīng)過探測(cè)器內(nèi)衰減片后進(jìn)入Spricon SP620激光光束質(zhì)量?jī)x，檢測(cè)到激光光束能量分布如圖3所示。從圖3中發(fā)現(xiàn)，激光光束呈均勻的高斯分布，光束能量分布均勻性良好。

圖3 光束能量分布圖Fig.3 Laser beam energy distribution

當(dāng)使用基模高斯光束照射在工件表面后，工件的表層材料吸收了激光絕大部分能量，原理如圖4所示，其中θp為縱模光束發(fā)散角的半角，θn為橫模光束發(fā)散角的半角。在接下來溫度場(chǎng)的研究中將激光加熱工件表面假設(shè)為一個(gè)表面熱源對(duì)工件表面進(jìn)行加熱，該面熱源能量強(qiáng)度Q分布如(1)式所示：

(1)

式中:Pl為激光功率；A為激光吸收率；r為距光斑中心的距離；R為激光半徑。

圖4 半導(dǎo)體激光縱向和橫向模式與復(fù)合材料的相互作用Fig.4 Longitudinal and transverse modes of diode laser beam profile

理論上45% SiCp/Al復(fù)合材料表面中碳化硅顆粒的占比為45%，經(jīng)砂紙精磨、拋光后組織形貌如圖5所示。從圖5中發(fā)現(xiàn)，有很多碳化硅陶瓷顆粒露出。為了分析顆粒與基體的溫度場(chǎng)，提取激光光斑照射區(qū)域的一部分。

圖5 45% SiCp/Al復(fù)合材料顯微組織形貌Fig.5 Microstructure of 45% SiCp/Al composite

圖6 半導(dǎo)體激光輻照復(fù)合材料時(shí)SiC顆粒、Al基體和45% SiCp/Al復(fù)合材料溫度隨時(shí)間變化曲線Fig.6 Time dependence of surface temperatures in SiC, aluminum matrix and composite irradiated by a diode laser

假設(shè)激光照射到材料表面時(shí)沒有相轉(zhuǎn)變發(fā)生，將45% SiCp/4A11復(fù)合材料中的Al基體、SiC增強(qiáng)體顆粒和SiCp/Al復(fù)合材料熱物性能參數(shù)代入熱傳導(dǎo)(2)式中進(jìn)行計(jì)算得出圖6所示的變化規(guī)律，SiCp/4A11各組分熱物性能如表2所示。由于45% SiCp/Al復(fù)合材料中陶瓷增強(qiáng)體對(duì)激光吸收率遠(yuǎn)大于鋁合金基體對(duì)激光的吸收率，當(dāng)半導(dǎo)體激光束照射到復(fù)合材料表面時(shí)，碳化硅陶瓷顆粒吸收激光后升溫速率高于鋁合金基體，由圖6得出激光加熱5 μs時(shí)，鋁基體合金溫度達(dá)到300 ℃，而碳化硅陶瓷顆粒達(dá)到1 600 ℃，在較大的溫差及鋁合金較大的熱傳導(dǎo)系數(shù)條件下，碳化硅陶瓷顆粒和鋁基體之間會(huì)發(fā)生快速的熱傳導(dǎo)，數(shù)微秒使得熱量均勻化，45% SiCp/Al復(fù)合材料溫度接近500 ℃. 實(shí)際加工過程中，往往需要數(shù)秒的預(yù)熱，加工時(shí)間也遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于幾微秒，因此，實(shí)際加工過程中可以忽略碳化硅顆粒和鋁基體間的溫差，假設(shè)溫度是均勻分布在整個(gè)激光照射區(qū)內(nèi)。

(2)

式中：To為室溫(℃)；I為激光功率密度(W/cm3)；α為吸收系數(shù)；Ae為每一組分的吸收率；K為熱膨脹系數(shù)(K-1)；λ為熱導(dǎo)率(W/(m·℃))；t為激光與組分相互作用時(shí)間(s)。

表2 45% SiCp/4A11各組分熱物性能

圖7 硬質(zhì)合金刀具車削45% SiCp/Al復(fù)合材料表面形貌和能譜分析Fig.7 Surface morphology of 45% SiCp/Al composite with WC and energy spectrum

激光加熱切削45% SiCp/Al復(fù)合材料過程中使用的切削刀具對(duì)于45% SiCp/Al復(fù)合材料成型表面有較大的影響，圖7和圖8分別為硬質(zhì)合金刀具和PCD刀具車削45% SiCp/Al復(fù)合材料圓棒后的表面形貌。實(shí)驗(yàn)采用的切削參數(shù)：切削深度0.75 mm，轉(zhuǎn)速500 r/min，進(jìn)給量0.1 mm/r. 刀具參數(shù)如表3所示。

圖8 PCD刀具車削45% SiCp/Al復(fù)合材料表面形貌和能譜分析Fig.8 Surface morphology of 45% SiCp/Al composite with PCD and energy spectrum

表3 刀具參數(shù)

Tab.3 Tool parameters

刀具涂層基體涂層厚度/μm前角/(°)后角/(°)硬質(zhì)合金TiAlNK10807PCD無合金無07

從圖7(a)中發(fā)現(xiàn)，使用普通硬質(zhì)合金刀具進(jìn)行激光加熱車削復(fù)合材料時(shí)，復(fù)合材料表面露出的碳化硅陶瓷顆粒很少，表面基本被鋁基體覆蓋；圖7(b)為表面元素含量的能譜圖，從中發(fā)現(xiàn)鋁硅元素含量的比值為1.187，大于材料中鋁硅元素理論含量的比值0.873，這一結(jié)果證實(shí)了硬質(zhì)合金刀具切削復(fù)合材料后表面覆蓋一層鋁基體合金，影響了材料對(duì)激光的吸收率。接下來采用有限元仿真與測(cè)溫實(shí)驗(yàn)結(jié)合的方法計(jì)算復(fù)合材料不同加工表面狀態(tài)對(duì)半導(dǎo)體激光的吸收率：首先利用紅外熱像儀測(cè)量半導(dǎo)體激光照射工件后的溫度變化曲線；然后采用有限元仿真的方法建立與實(shí)驗(yàn)條件一致的溫度場(chǎng)模型，通過調(diào)整溫度場(chǎng)模型中的激光吸收率，擬合仿真溫度變化曲線與實(shí)驗(yàn)測(cè)得的溫度變化曲線，兩個(gè)曲線擬合最好時(shí)有限元模型中使用的吸收率就是45% SiCp/Al復(fù)合材料對(duì)半導(dǎo)體激光的吸收率，實(shí)驗(yàn)測(cè)量的溫度值與有限元仿真預(yù)測(cè)的溫度值隨時(shí)間變化曲線如圖9所示；最后得出此表面對(duì)半導(dǎo)體激光的吸收率為0.21.

圖9 實(shí)驗(yàn)測(cè)量與仿真預(yù)測(cè)的溫度隨時(shí)間變化曲線Fig.9 Experimental and predicted temperatures at selected location

當(dāng)使用PCD刀具進(jìn)行激光加熱車削復(fù)合材料棒料時(shí)，切削后的表面形貌如圖8(a)所示，從中發(fā)現(xiàn)，復(fù)合材料表面基本被鋁合金覆蓋，材料表面露出的碳化硅顆粒較理論計(jì)算值少，較硬質(zhì)合金刀具切削后露出的多；圖8(b)為表面元素含量的能譜圖，從中計(jì)算得出鋁/硅元素含量的比值為1.047，低于硬質(zhì)合金刀具切削表面的鋁/硅元素含量比值1.187. 原因在于硬質(zhì)合金刀具車削45% SiCp/Al復(fù)合材料很短時(shí)間后，刀具刀尖與后刀面受到硬度極大的碳化硅陶瓷顆粒沖擊作用導(dǎo)致發(fā)生劇烈的磨粒磨損，切削刃鈍圓半徑增大[17]，繼續(xù)使用大圓弧半徑的硬質(zhì)合金刀具車削45% SiCp/Al復(fù)合材料，材料的變形去除過程由微切削去除轉(zhuǎn)變?yōu)閿D壓方式去除，此外，硬質(zhì)合金刀具摩擦系數(shù)較PCD刀具大，隨著切削時(shí)間的增加，剪切變形區(qū)和加工后表面溫度上升的速度更快，導(dǎo)致鋁基體軟化，加工后材料表面更易于發(fā)生熨燙現(xiàn)象。在刀具的擠壓和熨燙共同作用下使得鋁合金基體越來越多覆蓋于加工后材料表面，增大了材料表面鋁/硅元素含量的比值；同時(shí)，由于切削刃鈍圓半徑增大導(dǎo)致實(shí)際的切削深度減小。而利用PCD刀具切削45% SiCp/Al復(fù)合材料，由于PCD刀具硬度較碳化硅陶瓷顆粒高，摩擦系數(shù)較低[18]，車削過程刀具發(fā)生磨粒磨損的速率遠(yuǎn)低于硬質(zhì)合金刀具，同時(shí)切削刃鈍圓半徑增大程度也小于硬質(zhì)合金刀具。摩擦生熱較低，45% SiCp/Al復(fù)合材料變形過程為微切削和刻劃，顆粒與基體發(fā)生協(xié)同剪切變形，鋁合金基體材料被刀具擠壓到工件材料表面現(xiàn)象較少，導(dǎo)致復(fù)合材料表面鋁/硅元素含量的比值低。實(shí)驗(yàn)測(cè)量的溫度值與有限元仿真預(yù)測(cè)的溫度值隨時(shí)間變化曲線如圖10所示，圖中實(shí)線代表實(shí)驗(yàn)值，用虛線來表示不同α的仿真值。接下來采用有限元仿真計(jì)算與測(cè)溫實(shí)驗(yàn)結(jié)合的方法得出45% SiCp/Al復(fù)合材料表面對(duì)于半導(dǎo)體激光的吸收率為0.23，略高于硬質(zhì)合金刀具切削表面。

圖10 實(shí)驗(yàn)測(cè)量與仿真預(yù)測(cè)的溫度隨時(shí)間變化曲線Fig.10 Experimental and predicted temperatures at selected location

從以上研究發(fā)現(xiàn)，無論使用硬質(zhì)合金刀具還是PCD刀具進(jìn)行45% SiCp/Al復(fù)合材料的激光加熱車削，加工后的復(fù)合材料表面由于鋁基體合金的覆蓋使得復(fù)合材料對(duì)于激光的吸收率極低，為提高復(fù)合材料對(duì)半導(dǎo)體激光的吸收率，后續(xù)的激光加熱車削復(fù)合材料時(shí)，均在復(fù)合材料表面均勻涂覆了一層極薄的石墨，來增加45% SiCp/Al復(fù)合材料對(duì)激光的吸收率，涂覆石墨的45% SiCp/Al復(fù)合材料表面對(duì)于半導(dǎo)體激光的吸收率可達(dá)0.63，提高了激光能量的利用率。

2.2 激光加熱切削溫度場(chǎng)有限元仿真與分析

本文以傅里葉傳熱方程為基礎(chǔ)，采用有限元分析軟件Ansys建立LAM溫度場(chǎng)模型。首先將建好的幾何體模型離散成擴(kuò)散熱傳導(dǎo)單元，然后以高斯激光熱流密度、對(duì)流和輻射邊界條件及初值，忽略切削過程、摩擦生成的熱量，求解熱傳導(dǎo)方程。加熱的45% SiCp/Al復(fù)合材料為各向同性材料，熱導(dǎo)率、比熱容隨溫度變化關(guān)系如圖11所示。建立過程中還充分考慮了激光加熱切削的特點(diǎn)，對(duì)模型以下方面進(jìn)行優(yōu)化：

圖11 45% SiCp/Al復(fù)合材料的熱導(dǎo)率及比熱容Fig.11 Effect of temperature on thermal conductivity and specific heat of 45% SiCp/Al

1) 激光加熱工件表面后，表面溫度迅速升高，并且沿徑向具有極大的溫度梯度，該溫度梯度對(duì)于材料切削性、刀具磨損都有很大影響，為精確研究該層材料的溫度場(chǎng)，對(duì)該薄層材料單元進(jìn)行了網(wǎng)格細(xì)化，以提高計(jì)算精度。

2) 激光光斑直徑相對(duì)于工件尺寸較小，且需要沿工件軸向運(yùn)動(dòng)。對(duì)于激光熱傳導(dǎo)區(qū)域以及工件軸向網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行細(xì)化處理，以提高計(jì)算結(jié)果的精度。

通過有限元模型仿真得出激光加熱45% SiCp/Al復(fù)合材料時(shí)的溫度場(chǎng)有限元模型如圖12所示，某一時(shí)刻瞬態(tài)溫度場(chǎng)仿真結(jié)果如圖13所示。

圖12 溫度場(chǎng)有限元模型Fig.12 Finite element model for temperature field

圖13 瞬態(tài)溫度場(chǎng)仿真結(jié)果Fig.13 Temperature distribution for operating condition

采用Flirfdps- 150型紅外熱像儀進(jìn)行工件表面溫度的測(cè)量，紅外熱像儀放置于水平處，激光束與紅外熱像儀沿周向呈35°角照射工件表面，為能夠準(zhǔn)確測(cè)量工件表面溫度場(chǎng)分布，在工件表面沿軸線方向選擇了間距5 mm的3個(gè)點(diǎn)G1、G2、G3，后處理時(shí)提取3個(gè)點(diǎn)處溫度隨時(shí)間的變化值來分析參數(shù)對(duì)于激光加熱工件表面溫度場(chǎng)的影響規(guī)律，紅外熱像儀測(cè)溫位置如圖14所示，45% SiCp/Al復(fù)合材料的發(fā)射率設(shè)置為0.2.

圖14 紅外熱像儀測(cè)溫位置示意圖Fig.14 Locations of IR temperature measurement

在激光加熱過程中，激光功率Pl、激光光斑直徑Dl、激光軸向移動(dòng)速度vl、激光與測(cè)溫點(diǎn)距離Ll以及預(yù)熱時(shí)間tp對(duì)于工件表面的溫度會(huì)產(chǎn)生較大的影響，因此，選擇5個(gè)參數(shù)進(jìn)行溫度場(chǎng)的研究，實(shí)驗(yàn)所使用參數(shù)如表4所示。

表4 實(shí)驗(yàn)參數(shù)

將實(shí)驗(yàn)測(cè)量得到的溫度與有限元模型預(yù)測(cè)的溫度場(chǎng)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，發(fā)現(xiàn)模型預(yù)測(cè)的結(jié)果存在一定的偏差，接下來對(duì)有限元模型參數(shù)進(jìn)行修正。依據(jù)紅外測(cè)溫實(shí)驗(yàn)對(duì)建立的有限元模型中的對(duì)流換熱系數(shù)進(jìn)行修正，直到模型的仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果誤差在可控范圍內(nèi)，修正后的對(duì)流換熱系數(shù)為88 W/(m2·℃)。

接下來選取對(duì)溫度場(chǎng)影響較大的激光功率和光斑直徑作為實(shí)驗(yàn)變量，得到軸向3個(gè)不同位置G1、G2、G3溫度場(chǎng)仿真值與實(shí)驗(yàn)值的曲線如圖15所示。從圖15中發(fā)現(xiàn)，3個(gè)測(cè)溫點(diǎn)溫度均先增加到最大值，而后隨著激光的遠(yuǎn)離，溫度從最高點(diǎn)開始下降。由于激光加熱表層溫度升高后，熱流迅速向工件內(nèi)部擴(kuò)散，導(dǎo)致隨著軸向距離的增加，測(cè)溫點(diǎn)的最高溫度增加。

圖15 有限元模型預(yù)測(cè)的溫度場(chǎng)與實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果對(duì)比分析Fig.15 Comparisons of the IR camera measurements and the thermal model predictions in LAM

2.3 45% SiCp/Al復(fù)合材料激光加熱溫度經(jīng)驗(yàn)公式

激光束照射到45% SiCp/Al復(fù)合材料圓柱件表面后，影響溫度的主要因素有激光功率Pl、激光直徑Dl、激光頭移動(dòng)速度vl、距激光光斑中心距離Ll和轉(zhuǎn)速n. 采用上述建立的溫度場(chǎng)有限元模型仿真分析激光加熱45% SiCp/Al復(fù)合材料圓柱件過程中參數(shù)對(duì)溫度場(chǎng)的影響規(guī)律，仿真分析采用5因素4水平進(jìn)行，參數(shù)和極差分析結(jié)果如表5所示。

表5 正交參數(shù)溫度仿真結(jié)果及分析

注：Ki(i=1,2,3,4)為影響溫度的第i個(gè)因素的水平之和；Tc為切削點(diǎn)溫度。

從表5極差分析結(jié)果中得出影響激光加熱溫度大小的參數(shù)順序?yàn)椋杭す夤β蔖l大于激光移動(dòng)速度vl，vl大于激光光斑直徑Dl，Dl大于距激光光斑中心距離Ll，Ll大于轉(zhuǎn)速n.

根據(jù)激光和切削參數(shù)對(duì)加熱溫度的影響規(guī)律，提出工件表面切削點(diǎn)處的溫度可用經(jīng)驗(yàn)公式(3)式表示：

(3)

式中：CT為溫度系數(shù)；a1、a2、a3、a4、a5為指數(shù)。

將(3)式兩邊取對(duì)數(shù)，并且通過多元線性回歸法得出切削點(diǎn)處溫度公式：

(4)

(4)式推導(dǎo)的切削點(diǎn)處溫度公式相關(guān)系數(shù)為0.996，說明推導(dǎo)出的經(jīng)驗(yàn)公式能夠較準(zhǔn)確地描述切削溫度與激光和切削參數(shù)的關(guān)系。通過(4)式能夠快速分析出工藝參數(shù)對(duì)切削點(diǎn)位置溫度的影響規(guī)律，對(duì)于初選工藝參數(shù)及減少仿真計(jì)算量有較大益處。

3 結(jié)論

1) 本文研究了硬質(zhì)合金刀具與PCD刀具切削45% SiCp/Al復(fù)合材料后不同表面對(duì)半導(dǎo)體高斯激光的吸收規(guī)律，結(jié)果表明：使用硬質(zhì)合金刀具進(jìn)行激光加熱輔助車削得到的45% SiCp/Al復(fù)合材料表面鋁/硅元素含量比值為1.187，對(duì)半導(dǎo)體激光的吸收率為0.21；而采用PCD刀具進(jìn)行激光加熱車削獲得的表面鋁/硅元素含量比值為1.047，激光吸收率達(dá)到0.23. 主要原因在于使用PCD刀具車削后的45% SiCp/Al復(fù)合材料表面露出的碳化硅顆粒較硬質(zhì)合金刀具切削后露出的多，而碳化硅顆粒對(duì)于激光吸收率遠(yuǎn)大于鋁合金基體。

2) 根據(jù)碳化硅和鋁基體的熱物性參數(shù)和熱傳導(dǎo)公式，采用數(shù)值計(jì)算方法獲得了激光加熱過程45% SiCp/Al復(fù)合材料、碳化硅陶瓷顆粒、鋁基體的溫度隨時(shí)間的變化規(guī)律，結(jié)果顯示：碳化硅顆粒升溫速率遠(yuǎn)大于45% SiCp/Al復(fù)合材料和鋁基體。利用有限元仿真的方法建立了LAM 45% SiCp/Al復(fù)合材料的溫度場(chǎng)預(yù)測(cè)模型，通過仿真分析獲得了影響激光加熱溫度程度的參數(shù)順序由大到小依次為：激光功率Pl、激光移動(dòng)速度vl、激光光斑直徑Dl、距激光光斑中心距離Ll、轉(zhuǎn)速n. 結(jié)合切削參量對(duì)加熱溫度的影響規(guī)律，建立工件表面切削點(diǎn)處溫度的經(jīng)驗(yàn)公式，對(duì)于初選工藝參數(shù)及減少仿真計(jì)算量有較大益處。

連續(xù)的高斯激光與45% SiCp/Al復(fù)合材料相互作用過程中，涉及光子學(xué)、物理學(xué)、材料學(xué)、熱力學(xué)等多個(gè)學(xué)科知識(shí)，這些交叉學(xué)科知識(shí)的發(fā)展和應(yīng)用對(duì)于45% SiCp/Al復(fù)合材料的激光打孔、切割等激光微細(xì)加工具有非常重要的指導(dǎo)意義。本文研究工作還存在一些待解決的問題，需要在實(shí)際應(yīng)用中不斷積累和完善，后續(xù)需要在以下兩個(gè)方面進(jìn)行更加深入的研究：

1) 溫度場(chǎng)有限元仿真過程中45% SiCp/Al復(fù)合材料使用的是整體均質(zhì)材料，熱力學(xué)性能與真實(shí)45% SiCp/Al復(fù)合材料有差別，應(yīng)考慮建立更加符合真實(shí)結(jié)構(gòu)的三維多面體顆粒增強(qiáng)復(fù)合材料，進(jìn)行溫度場(chǎng)仿真研究。

2) 將激光系統(tǒng)與加工中心進(jìn)行優(yōu)化和集成，研制具備自動(dòng)控制、溫度實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)與反饋功能的激光復(fù)合機(jī)械的集成裝備，適應(yīng)未來各種復(fù)雜精細(xì)件的增減材集成加工制造，實(shí)現(xiàn)激光復(fù)合機(jī)械加工技術(shù)的大規(guī)模工業(yè)化應(yīng)用。