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發(fā)布時(shí)間：2024-01-31 來(lái)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(guò)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(guò)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25ns的Nd: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。LEHANE和KWOK采用脈寬為3.5ms和0.15ms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(méi)有建立一個(gè)完整的理論模型來(lái)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)。
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，通常可采取輔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。
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(guò)布儒斯特片非相干合束，經(jīng)過(guò)擴(kuò)束準(zhǔn)直，聚焦于厚度為5mm的SUS 304不銹鋼表面。
Figure 1. Experimental setup for laser drilling
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。
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(méi)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。
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(kāi)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
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(wú)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√)Imaxγw2π√κΔT(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-R，R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=T0+ΔT(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(kāi)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(guò)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) |
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 |
| 顯示表格
由(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)式~(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)式~(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(lái)說(shuō)，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(wú)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。
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(lái)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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