飛秒激光燒蝕齒面表層構態分析及其控制研究

徐海軍,明興祖,李 灣,顏 敏,吳 陶,李楚瑩

(1.湖南工業大學機械工程學院,湖南 株洲 412007;2.湖南汽車工程職業學院機電工程學院,湖南 株洲 412000)

1 引 言

面齒輪工作時具有傳動穩定、重載等特點,使其廣泛應用于工程機械、船舶、航空航天等關鍵領域[1]。隨著各領域技術的進步,人們對面齒輪的加工精度提出了更高的要求,但由于面齒輪齒形結構復雜、對機械加工技術要求較高、加工難度高,一般的機械加工精度已經無法適應要求。飛秒激光具有超短脈沖、超高瞬間功率、精確聚焦能力、高重復性和低附帶損傷等特點,不僅可以進行超精細三維精微燒蝕,還具有能夠進行材料的非熱熔性處理、超衍射極限處理以及提高表面精度等優勢[2-3]。因此,飛秒激光加工技術已經成為精微加工的前沿領域,并擁有更廣闊的應用領域[4]。

目前,有關激光參數和工藝參數對材料加工后的燒蝕形貌、電子溫度、晶格溫度的影響已有較多的研究成果,林嘉劍等[5]研究了飛秒激光燒蝕面齒輪的形貌特征,以脈沖數和激光功率作為變量,探究激光參數對飛秒激光燒蝕凹坑直徑和深度的影響,結果表明,飛秒激光燒蝕齒面 的質量隨著激光功率的增大顯著下降,當激光功率為1 W時,飛秒激光的加工質量良好且燒蝕深度足夠深。張偉等[6]進行了飛秒激光能量密度對鎳基合金重鑄層和加工效率的影響規律研究,結果表明,當激光能量密度大于鎳基合金的燒蝕閾值時,加工面上開始出現重鑄物,并隨激光能量密度增加,重鑄層厚度增大。何雪莉等[7]進行了飛秒激光加工鎳基高溫合金氣膜孔加工試驗,得到了激光功率、離焦量、單層進給量、單層掃描時間對于加工質量的影響規律。飛秒激光燒蝕是一個高速熱沖擊過程,脈沖激光以極短的時間和極高的峰值功率快速作用到材料很小的范圍內,最上層材料在瞬間達到氣化溫度后以等離子體的形式離開靶材,一部分熔化的液態材料在高壓力的沖擊作用下噴出,另一部分凹坑里殘留未噴出的熔融材料冷卻凝固后形成重鑄層,由于快速冷卻導致重鑄層內易產生微裂紋,重鑄層和微裂紋的存在不僅會降低材料的表面質量,影響材料的使用壽命。因此,如何減少重鑄層,避免裂紋產生、提升材料質量,一直是激光加工技術的研究方向。

本文針對18Cr2Ni4WA面齒輪,通過建立雙溫傳熱模型,模型采用向后有限差分法進行飛秒激光燒蝕數值模擬,研究飛秒激光燒蝕面齒輪過程中,激光參數對重鑄層以及熱影響層的影響規律。為去除飛秒激光一次加工中生成的重鑄層,對面齒輪齒面實施了飛秒激光二次加工。

2 燒蝕齒面表層構態的形成過程

飛秒激光與材料的燒蝕作用分為兩個階段,即光子-電子相互作用階段和電子-晶格相互作用階段,材料中的表層自由電子首先吸收激光能量,溫度急劇上升,形成熱電子,持續時間為飛秒量級。而后通過電子-聲子耦合,熱電子將能量傳遞給晶格,使晶格溫度升高,最終二者達到熱平衡狀態,持續時間為皮秒量級,而此時激光輻照已經結束[8]。當晶格溫度達到氣化溫度的材料迅速氣化以原子蒸汽的方式離開基體,晶格溫度達不到氣化溫度燒蝕區域無法形成原子蒸汽會導致局部的熱效應,受熱效應的影響,材料以液相的形式離開基體,其去除過程即液相爆破。且激光能量密度越高,激光與材料的作用時間越長,熱效應就越嚴重,因此飛秒激光具有的超短脈沖特性能有效降低熱效應,但不能完全消除熱效應。故飛秒激光燒蝕過程中還是不可避免的形成少量重鑄層等熱效應產物。

飛秒激光加工完成后,齒面燒蝕形貌如圖1所示,齒面表層材料分為三層:(1)重鑄層,材料的電子和晶格的平衡溫度達到熔化溫度以上但達不到氣化溫度,該部分材料在熔化后重新冷卻形成重鑄層,包含飛濺物、殘留熔融物等;(2)熱影響層,材料的電子和晶格的平衡溫度在熔化溫度以下,材料未發生熔化,但其與重鑄層的交界處在冷卻前因高溫會發生熱擴散和相變,同時溫度梯度的存在會導致熱應力的產生。(3)基材層,材料的電子和晶格的平衡溫度很低,該層材料的材料性質沒有任何變化。

圖1 燒蝕后齒面表層構態

3 燒蝕模型的建立與參數設置

基體材料為18Cr2Ni4WA是一種常用合金滲碳鋼,為了保證計算的精度和提高計算的效率,建立單個輪齒模型,其長為200 μm、齒底寬為100 μm、齒頂外寬為10 μm、齒頂內寬為40 μm、高為35 μm。此外,網格采用自由四面體進行劃分,其最大單元大小為0.5 μm,最小單元大小為0.04 μm,最大單元增長率為1.3,曲率因子為0.3,其有限元模型及網格劃分如圖2所示。

圖2 面齒輪材料單齒網格劃分圖

當飛秒激光與材料相互作用時,激光能量首先通過光子-電子相互作用被電子系統吸收,隨后經過電子-聲子耦合傳導給晶格。因為在電子和晶格之間存在著非熱平衡,所以一般的傅里葉傳熱模型不能滿足要求。本文采用雙溫模型[9]描述飛秒激光脈沖與物質之間的相互作用,其模型表示為:

(1)

(2)

式中:Te、Tl分別為電子溫度和晶格溫度;Ce、Cl分別為單位體積的電子熱容和晶格熱容;ke為電子熱傳導率;g為電子與晶格的耦合系數;S(r,z,t)為材料吸收的熱量,其表達式為:

(3)

式中,R為材料的反射率;α為材料的吸收系數;z為幾何模型中心任意位置到材料頂面的穿透深度;r為光斑任意位置到光斑中心的距離;I(r,t)為在空間和時間均為高斯分布的激光光強[10],其表達式為:

(4)

式中,J0為激光的能量密度;τp為激光脈沖寬度;t為時間;ω0為激光光斑半徑。

飛秒激光燒蝕材料時,電子溫度會在極短的時間內上升到上萬度,而材料的熱物性參數受溫度變化的影響很大,不能忽略,所以熱物性參數不能設置為常數。根據CHEN等[11]的研究結果,電子熱容可近似為:

(5)

(6)

式中,Be為電子熱容系數;N為自由電子密度;kB為玻爾茲曼常數;Tf為費米溫度。

Te

(7)

式中,k0為室溫下的電子熱導率。

Te>Tf時,電子熱導率ke[13]表達式為:

(8)

式中,k、β為常數,θe=Te/Tf,θl=Tl/Tf。

根據MILLS等[14]的研究,面齒輪材料18Cr2Ni4WA的晶格熱容近似為:

(9)

以高斯分布表示能量沉積過程,并由邊界熱流模擬,熱內流公式如下:

(10)

將模型的非燒蝕邊界設置為熱絕緣,導電通量設置為零:

(11)

飛秒激光燒蝕面齒輪材料的仿真時,選取的熱物理性參數[15-16]和激光參數如表1、表2所示:

表2 激光參數

4 飛秒激光燒蝕齒面仿真分析

在COMSOL軟件中添加兩個系數形式偏微分方程模塊,將雙溫方程(1)、(2)輸入到系數形式偏微分方程模塊中,結合表1、表2中的計算參數,通過向后有限差分法對燒蝕能量模型進行求解。添加變形幾何模塊,將網格設置為自由變形,模擬飛秒激光燒蝕齒面材料去除過程。取值不同的能量密度值,根據作用時間內所有節點的溫度場數值進行劃分,得到重鑄層和熱影響層隨燒蝕時間以及能量密度的演變過程。設置兩個系數形式偏微分方程模塊的邊界條件和初始條件,模型的初始條件:Te=Tl=300 K,模型邊界條件由式(10)和(11)給出;時間步長為0.01 ps,求解時間為60 ps,相對容差為0.05。為更好展示仿真效果,仿真結果采用二維平面云圖展示,二維平面云圖為圖3所示加工面的截面圖。

圖3 飛秒激光燒蝕面齒輪溫度場模擬過程

4.1 飛秒激光燒蝕面齒輪溫度場演變過程

飛秒激光加工的燒蝕面積十分小,材料的峰值溫度極高,不方便直接測量。這里采用仿真方法分析飛秒激光燒蝕面齒輪溫度場隨時間變化過程,在激光能量密度為4.33 J/cm2、激光脈寬為300 fs,激光光斑半徑為20 μm,重復頻率為200 kHz的激光參數下,飛秒激光燒蝕面齒輪溫度場模擬過程如圖3所示。隨著激光作用時間t的增加,燒蝕凹坑的直徑和深度隨之增大,當溫度達到面齒輪材料18Cr2Ni4WA的熔點1723 K時,材料熔化;當溫度繼續升高至3023 K時,材料溫度不再升高。

4.2 重鑄層和熱影響層熱傳遞演變過程與分析

在飛秒激光燒蝕面齒輪的過程中,當齒面溫度達到920 K以上時,齒面原子吸收激光能量變得活躍,鐵、碳及其他微量元素會加速擴散,形成不同原子之間的重新組合,使齒面硬度得到提高,該部分屬于熱影響層。隨著齒面激光能量的不斷累積,齒面溫度繼續升高,齒面的局部區域達到面齒輪材料的熔點和沸點,一部分材料在高溫高壓下向外噴濺、燒蝕和升華;另一部分熔化后附著在燒蝕凹坑里,并在冷卻后凝固為重鑄層。由于激光能量在材料內傳播具有一個降低梯度,即電子和晶格的平衡溫度沿遠離材料表面的方向從氣化溫度以上逐漸降低至常溫,以920 K和1723 K為等溫分界線,劃分齒面的熱影響層和重鑄層:(1)重鑄層,材料的電子和晶格的平衡溫度達到熔化溫度以上但達不到氣化溫度,該部分材料在熔化后重新冷卻形成重鑄層;(2)熱影響層,材料的電子和晶格的平衡溫度在材料淬火溫度以上但達不到熔化溫度,材料未發生熔化,但可能受高溫影響而發生材料性能變化。圖4為激光能量密度為4.33 J/cm2、激光脈寬為300 fs,激光光斑半徑為20 μm,重復頻率為200 kHz,激光作用時間為60 ps時,齒面以920 K和1723 K為界線的等溫分布圖。結果顯示,沿燒蝕中心方向的重鑄層和熱影響層厚度分別為1.01 μm和1.34 μm,沿燒蝕四周方向的重鑄層和熱影響層厚度分別為2.73 μm和3.25 μm,沿燒蝕四周方向的重鑄層和熱影響層分別是沿燒蝕中心方向的2.70倍和2.42倍。經分析可知,激光能量作用于齒面時呈高斯分布,中間高、四周低,能量沿燒蝕中心方向傳導的熱量較多,使得燒蝕中心熔融物受激光的沖擊作用向四周飛濺,粘附在凹坑四周的熔融物較多,導致沿燒蝕四周方向的重鑄層厚度較大。

圖4 齒面等溫分布圖

圖5為激光功率4.33 J/cm2、激光脈寬為300 fs,激光光斑半徑為20 μm,重復頻率為200 kHz激光參數下,沿燒蝕四周方向的重鑄層和熱影響層的厚度隨時間變化圖。從圖中可以看出,隨著激光燒蝕時間的增加,重鑄層和熱影響層的厚度分別先增長到3.21 μm和3.68 μm,隨后分別降低到2.71 μm和3.23 μm附近趨于穩定狀態。由分析可知,隨著激光作用時間的增加,材料由固相到液相、再由液相到氣相,熱影響層轉為新生重鑄層,重鑄層的位置不斷向材料方移動。

圖5 沿燒蝕四周方向重鑄層和熱影響層的厚度隨時間變化

圖6為激光能量密度4.33 J/cm2、激光脈寬為300 fs,激光光斑半徑為20 μm,重復頻率為200 kHz激光參數下,沿燒蝕中心方向的重鑄層和熱影響層的厚度隨時間變化圖。從圖中可以看出,飛秒激光燒蝕齒面過程中,隨著激光燒蝕時間的增加,重鑄層和熱影響層的厚度分別增加1.01 μm和1.34 μm;飛秒激光燒蝕齒面0～10 ps時,重鑄層和熱影響層的厚度增加最快,速度分別為0.052 μm/ps和0.074 μm/ps;而隨著時間推移,重鑄層和熱影響層的厚度增速逐漸降低。分析認為,飛秒激光燒蝕齒面過程中,材料中的激光能量持續累積,在燒蝕的前10 ps時,齒面由固體加熱開始熔化,材料吸收的主要能量用于溫升,重鑄層和熱影響層的形成速率較大;隨著飛秒激光作用時間的增加,材料吸收的一部分能量用于熔融物的噴濺、燒蝕和升華,材料在向外噴濺去除的過程中帶走了部分能量,另一部分向材料內部傳遞,用于內部材料溫升。所以重鑄層和熱影響層的厚度增加速率顯著下降。

圖6 沿燒蝕中心方向重鑄層和熱影響層的厚度隨時間變化

4.3 能量密度對重鑄層和熱影響層的影響

圖7為面齒輪經飛秒激光在脈沖數N=20,激光脈寬為300 fs,激光光斑半徑為20 μm,重復頻率為200 kHz的激光參數加工后重鑄層厚度、熱影響層厚度與能量密度的關系。結果顯示:激光能量密度未達到面齒輪材料18Cr2Ni4WA的燒蝕閾值(0.138 J/cm2)時,沒有明顯的重鑄層存在,只存在熱影響層。當激光能量密度達到材料的燒蝕閾值時,重鑄層開始出現,激光能量密度從1.73 J/cm2增加到4.33 J/cm2,重鑄層厚度從0.68 μm增加到1.02 μm,熱影響層厚度從0.96 μm增加到1.35 μm。

圖7 重鑄層和熱影響層厚度隨激光能量密度的變化曲線

5 實驗過程及結果分析

5.1 實驗材料及加工設備

實驗選用的面齒輪材料18Cr2Ni4WA屬于合金滲碳鋼,具有高的強度、韌性和良好淬透性,它的主要化學成分如表3所示,激光燒蝕前的面齒輪銑削后實物如圖8所示。

表3 面齒輪材料18Cr2Ni4WA化學成分

圖8 激光燒蝕前的面齒輪銑削后實物圖

實驗采用FemtoYL-100工業飛秒激光器,該飛秒激光加工系統主要由計算機系統、飛秒激光器、反射鏡、激光擴束器、三維振鏡系統、CCD監測系統、測距儀、遠心場鏡、四軸移動平臺、照明系統、和吹氣系統等部分組成。飛秒激光加工系統如圖9所示。

圖9 飛秒激光加工系統圖

5.2 能量密度對重鑄層的影響

重鑄層的危害在于:(1)重鑄層中材料的物理化學性能、晶格結構等會發生改變;(2)重鑄層中存在隨微裂紋和氣孔等缺陷,重鑄層和熱影響層之間的膨脹系數差異與較大的溫度梯度是導致熱應力產生的主要原因,而熱應力是導致重鑄層開裂的重要因素。重鑄層表面還存在飛濺物:多脈沖飛秒激光加工中,兩個脈沖的焦點距離和間隔時間都較小,上一脈沖導致的重鑄層的溫度已下降至熔化溫度但仍然處于高溫,下一脈沖產生的飛濺物在飛濺至上一脈沖產生的重鑄層時因冷卻時間短也處于高溫,兩者發生侵蝕黏附,從而導致二者粘結較為牢固,造成齒面凹凸不平,嚴重影響齒面質量。

在飛秒激光加工結束后,采用光學顯微鏡觀察齒面重鑄層殘留情況。與圖7相同激光能量密度下面齒輪的燒蝕顯微形貌如圖10所示,當激光能量密度大小為1.73 J/cm2時,燒蝕表面較為平整,沒有產生明顯的熔化重鑄物;當激光能量密度增加到2.17 J/cm2時,燒蝕面出現明顯的重鑄物,圖中白色圓圈處,重鑄層堆積比較厚;當激光能量密度增加到2.89 J/cm2、4.33 J/cm2時,重鑄層的厚度進一步增大,且燒蝕面的周圍開始出現重鑄物。這是因為隨著激光能量密度的增加,燒蝕區域的動態壓力隨之增大,在動態壓力的作用下,熔融物開始從燒蝕中心區域向四周濺射。熔融的液態材料在濺射過程中重新冷卻結晶并附著在面齒輪表面,使齒面出現了由液滴和液流凝固形成的凸起結構。

圖10 不同能量密度下齒面掃線顯微圖像

圖11分別展示了不同能量密度下齒面掃線三維超景深圖像,該圖像直觀的展現了激光燒蝕區域表面平整狀況,從圖中可以看出,燒蝕區域呈現中間高、兩邊低的特點,這是由高斯脈沖的能量分布造成的。當激光能量密度大小為1.73 J/cm2時,燒蝕區域較為平整,最大燒蝕深度為1.629 μm;當激光能量密度增加到2.17 J/cm2時,燒蝕區域的中間和右邊開始變得不規整,存在較多分散的塊狀重鑄物,最大燒蝕深度為2.132 μm;當激光能量密度增加到2.89 J/cm2、4.33 J/cm2時,重鑄物的面積進一步增大,形成了條狀重鑄物,且重鑄物分布的區域向外擴散,最大燒蝕深度為2.742 μm和4.085 μm。

圖11 不同能量密度下齒面掃線三維超景深顯微圖像

5.3 激光工藝參數設置及二次加工

一次加工采取較高的激光能量密度對齒面進行加工,雖然極大的提高了齒面的加工效率,但會在齒面形成較厚的重鑄層。重鑄層的存在嚴重影響了齒面的硬度、粗糙度等表面質量,因此在完成飛秒激光燒蝕齒面一次加工后需去除殘留的重鑄層,進行飛秒激光二次加工。重鑄層經過熔化冷卻后,其燒蝕閾值相較于基材層已經大大降低,并且其表面的光吸收率也因為飛濺物和黑色氧化層的存在而大大提高。因此采用較低能量密度飛秒激光對齒面進行二次加工,不僅能有效去除重鑄層,而且對基材層的損傷也微乎其微。激光一次和二次加工工藝參數如表4所示。

表4 激光一次和二次燒蝕工藝參數

為驗證飛秒激光二次加工清除重鑄層的可行性,按表4設置激光參數及工藝參數,進行面齒輪飛秒激光一次和二次燒蝕加工試驗。加工效果對比圖如圖12所示,在高能量密度的飛秒燒蝕下,一次加工結束后,各齒面燒蝕區域形成了黑色重鑄層;采用低能量密度飛秒激光對齒面進行二次加工后,能夠較好的清除重鑄層,使加工面具有一定的光亮度。加工后的微觀形貌對比圖如圖13所示,可以看出,飛秒激光一次加工形成了較厚的重鑄層,而飛秒激光二次加工能夠清除重鑄層,且二次加工后的材料表面無明顯的掃道痕跡,說明飛秒激光二次加工對基材的損傷不大。

圖12 加工效果對比圖

圖13 齒面微觀形貌對比圖

5.4 齒面粗糙度分析

齒面粗糙度Ra采用德國生產的表面輪廓儀HommelWerke T8000(精度可達0.001 μm)進行測量,對齒面的粗糙度測量3次,取其平均值作為齒面粗糙度。圖14為飛秒激光加工前齒面粗糙度,其平均值為0.773 μm。

圖14 飛秒激光加工前面齒輪齒面粗糙度

面齒輪經過飛秒激光一次和二次精微加工后的表面粗糙度變化情況如圖15所示。能量密度為4.33 J/cm2、脈沖寬度為300 fs、重復頻率為200 kHz時,飛秒激光一次加工測量的齒面粗糙度如圖15(a)所示,平均粗糙度為0.365 μm。在第一次加工完成后,采用能量密度為1.73 J/cm2,其他參數不變,對面齒輪齒面進行第二次加工,飛秒激光二次加工測量的齒面粗糙度如圖15(b)所示,平均粗糙度為0.185 μm。

圖15 一次加工和二次加工后的齒面粗糙度

6 結 論

本文針對面齒輪材料18Cr2Ni4WA,通過建立雙溫傳熱模型,模型采用向后有限差分法進行飛秒激光燒蝕數值模擬,仿真分析飛秒激光燒蝕面齒輪在能量密度為1.73～4.33 J/cm2范圍內重鑄層和熱影響層的演變規律,并通過實驗與仿真進行對比,結果表明:當能量密度為1.73 J/cm2時,齒面燒蝕效果較好,未出現明顯的重鑄層,但隨著激光能量密度的增加,齒面重鑄層逐漸增多,齒面燒蝕效果變差。為減少重鑄層,采用飛秒激光二次加工工藝,一次加工采取激光能量密度為4.33 J/cm2對齒面進行燒蝕,能實現對材料的有效去除,二次加工采激光能量密度為1.73 J/cm2對齒面進行燒蝕,能實現對一次加工殘留重鑄層的去除。結果表明:飛秒激光二次加工工藝能有效的去除重鑄層并降低齒面粗糙度,同時兼顧燒蝕效率和燒蝕質量。這為解決重鑄層殘留問題以及提高面齒輪飛秒激光精微加工質量提供了研究基礎。