面齿轮材料18Cr2Ni4WA的飞秒激光精微烧蚀特性研究

明瑞; 申警卫; 赖名涛; 马玉龙; 周贤; 明兴祖

doi:doi:10.3788/LOP202158.0914001

激光与光电子学进展, 2021, 58 (9): 0914001, 网络出版: 2021-05-12

面齿轮材料18Cr2Ni4WA的飞秒激光精微烧蚀特性研究下载： 662次

Characteristics of Femtosecond Laser Microprecision Ablation of 18Cr2Ni4WA Steel Used in Face Gears

论文大纲

明瑞 ¹申警卫 ¹赖名涛 ¹马玉龙 ²周贤 ²明兴祖 ^1,2,*

作者单位

¹ 湖南工业大学机械工程学院，湖南株洲 412007

² 湖北文理学院机械工程学院，湖北襄阳 441053

激光技术飞秒激光面齿轮双温模型烧蚀特性烧蚀阈值 laser technique femtosecond laser face gear two-temperature model ablation characteristics ablation threshold

AI 词云图 AI一句话精读 AI短摘要

注：本部分内容由 AI 自动生成，请您知悉。

摘要

飞秒激光精微烧蚀是一种新型的精密加工方法。本文研究了飞秒激光烧蚀面齿轮材料18Cr2Ni4WA的电子亚系统和晶格亚系统的能量耦合作用，建立了双温模型，采用有限差分法分析了脉冲宽度、平均功率对电子温度和晶格温度的影响规律。结果表明：当电子与晶格达到热平衡，且电子温度和晶格温度超过材料的熔点时，齿面产生烧蚀；当电子和晶格的温度均高于材料的沸点和相爆炸温度时，主要通过相爆炸实现材料的去除；材料烧蚀深度一般为40 nm左右，避免了热效应对表层质量的影响。采用飞秒激光微加工系统进行实验研究，得出了能量密度呈高斯分布的飞秒激光烧蚀材料18Cr2Ni4WA的单脉冲烧蚀阈值为0.29 J/cm²；分析了平均功率和脉冲数对烧蚀形貌的影响。通过研究飞秒激光精微加工材料18Cr2Ni4WA的烧蚀特性，为提高面齿轮的加工质量提供了技术基础。

Abstract

Femtosecond laser micro-ablation is a new high-precision processing method. In this study, the ablation characteristics of a face gear material (18Cr2Ni4WA steel) were studied. The energy coupling effect of the electronic and lattice subsystems of the ablated 18Cr2Ni4WA steel was investigated. In addition, a two-temperature model was established, and the effects of pulse width and average power on electron and lattice temperature were simulated using the finite difference method. Results reveal that when thermal equilibrium between electron and lattice is reached and the electron and lattice temperatures exceed the melting point of the material, the tooth surface is ablated; furthermore, when the electron and lattice temperatures are higher than the material boiling and phase explosion temperature, the material removal is mainly achieved by phase explosion. The material ablation depth is generally taken as ~40 nm to prevent the thermal effects on surface quality. The single-pulse ablation threshold of the 18Cr2Ni4WA steel ablated by a Gaussian distributed femtosecond laser using the femtosecond laser microprocessing system was 0.29 J/cm². The effects of average power and pulse number on the ablative morphology of the material were analyzed. The ablation characteristics of the 18Cr2Ni4WA steel microprocessed by a femtosecond laser in this study provide a technical basis for improving the processing quality of face gears.

1　引　　言

近年来，航空航天领域的传动越来越朝着轻量化方向发展，面齿轮传动的优势越来越显著。面齿轮的齿形复杂，技术要求高，制造困难，国外面齿轮高精密加工机床和精密加工技术对我国实行封锁，而国内传统机械加工的面齿轮加工精度比国外低两级左右^［1］，亟待开发新的面齿轮加工方式。飞秒激光加工具有峰值功率高，加工区域精确，可精密加工任何材料等突出特点，加工精度可达微米甚至纳米级别^［2］，这使得飞秒激光精微加工面齿轮将成为一种全新的精密制造方式。

飞秒激光的持续时间仅为10^-15 s量级，极短的脉冲宽度和极高的峰值功率使得飞秒激光辐照材料时，材料中的电子瞬间被加热到较高的温度，而传热时间短，有效降低了热扩散对加工精度的影响^［3］。曾振鹏等^［4］研究了激光表面处理对18Cr2Ni4WA钢组织和性能的影响，结果发现，该钢经激光处理后，含碳量增加，有效提高了表面硬度。Cheng等^［5］采用飞秒激光脉冲对钛合金、铜等材料进行加工，研究了激光参数对材料加工性能的影响，结果表明，激光脉冲累积效应有助于降低材料的表面粗糙度，从而提高表面加工质量。王锋等^［6］设计了一种三光楔扫描的飞秒激光加工装置，然后利用该装置加工出了柴油机喷油嘴倒锥孔，孔的加工质量较高，验证了飞秒激光能够实现高精细加工。张伟等^［7］开展了飞秒激光烧蚀镍基合金材料的实验，分析了材料的表面损伤形态、侧壁加工形貌和损伤阈值，结果发现镍基合金经飞秒激光烧蚀后呈现出非热熔性损伤和热熔性损伤两种损伤机制，从而建立了镍基合金的损伤机制以及损伤阈值与能量密度、脉冲个数的定量关系，这对于加工出高质量的镍基航空器件具有实际指导意义。杨奇彪等^［8］利用损伤直径推导出了飞秒激光对硬质合金YG6的单脉冲损伤阈值和累积系数，为飞秒激光制备硬质合金刀具提供了理论和实验基础。

本文以面齿轮材料18Cr2Ni4WA为研究对象，从理论模型和实验分析的角度，研究飞秒激光烧蚀齿轮材料的传热模型与烧蚀特性，为高质、有效实现飞秒激光精微加工面齿轮提供技术参考。

2　飞秒激光烧蚀面齿轮材料的双温模型

飞秒激光烧蚀金属时，金属的电子首先被加热至接近或超过费米温度，而晶格的温度几乎未变。此时，电子温度下的热传导率和热容等热物理参数不能再用常数量来表示，需要将电子温度和晶格温度分开考虑^［9］。双温模型的方程为

C_{e} \frac{\partial T_{e}}{\partial t} = k_{e} \frac{\partial^{2} T_{e}}{\partial x^{2}} - g (T_{e} - T_{i}) + S (x, t)

，（1）

C_{i} \frac{\partial T_{i}}{\partial t} = g (T_{e} - T_{i})

，（2）

式中：T_e和T_i分别为电子亚系统和晶格亚系统的温度；C_e和C_i分别为电子和晶格的比热容；k_e为电子热导率； $g$ 为材料的电声耦合系数； $S (x, t)$ 为激光的热源项；x为垂直于材料表面方向的距离；t为时间。

（1）式描述了电子亚系统的温度随时间和空间的变化规律，其中：等式右边第一项为电子热传导项，表示轴方向上有温度差；第二项为能量耦合项，表示电子与晶格之间的能量耦合；第三项为激光热源项，表示电子亚系统所吸收的激光能量。（2）式描述了晶格亚系统的温度随时间和空间变化的规律，在电声耦合作用下，电子亚系统将能量传给晶格亚系统，两个亚系统达到热平衡。

电子热导率k_e一般被认为是常数^［10］。实际上，当飞秒激光照射到金属材料表面时，电子温度会超过费米温度。电子热导率可表示为

k_{e} = k \frac{(μ_{e}^{2} {+ 0.16)}^{5 / 4} (μ_{e}^{2} + 0.44) μ_{e}^{}}{(μ_{e}^{2} {+ 0.092)}^{1 / 2} (μ_{e}^{2} + b μ_{i}^{})}

，（3）

式中：k为材料的热导率；b为材料中电子的热导率； $μ_{e} = T_{e} / T_{i}, μ_{i} = T_{i} / T_{F}$ ，T_F为材料的费米温度。

飞秒激光光源为高斯光束，热源项可表示为

S = (1 - R) α I (t) e x p (- α x)

，（4）

式中：R为反射率；α为材料的吸收系数； I（t）为激光束在时间域上的分布函数。因为采用的入射激光为高斯光源，故I（t）可以表示为

I (t) = \frac{I_{0}}{τ \sqrt[]{π / (4 l n 2)}} e x p [- 4 l n 2 \cdot \frac{(t - t_{0})^{2}}{τ}]

，（5）

式中：I₀为入射激光能量的最大值，位于高斯型脉冲的中心处；t₀为脉冲初始时刻；τ为激光脉宽。I₀与激光能流密度E_p之间的关系为

I_{0} = \frac{2 E_{p}}{π ω_{0}^{2}}

，（6）

式中：w₀为束腰半径。激光束进入材料后遵循朗伯-比尔定律，光束在材料内部穿行过程中，由于被加工材料对激光的吸收，光束的强度以指数衰减^［11］。高斯分布的激光入射到距材料表面x深处的热源项可以表示为

S (x, t) = \frac{2 E_{p}}{π ω_{0}^{2} \sqrt[]{π / (4 l n 2)}} \frac{(1 - R)}{τ} α e x p [- 4 l n 2 \cdot {(\frac{t}{τ^{- 2}})}^{2} - α x]

。（7）

3　有限差分法仿真分析

采用有限差分法通过MATLAB软件编写程序代码求解双温方程（1）、（2），选择无条件稳定的向后差分，设置时间差分步长Δt为0.1 fs，空间差分步长Δx为1 nm，初始温度T₀为室温300 K，烧蚀前后齿轮材料18Cr2Ni4WA的底层绝热，仿真参数如表1所示^［12-13］。

表 1. 仿真参数

Table 1. Simulation parameters

Parameter	Symbol/unit	Value
Electron specific heat capacity	C_e /（J·K^-2·m^-3）	7.064×10²
Lattice specific heat capacity	C_i /(J·K^-1·m^-3)	3.5×10⁶
Density	ρ /(kg·m^-3)	7.91×10³
Absorption rate	α /m^-1	7.1×10⁷
Reflectivity	R	0.51
Coupling coefficient	g /(W·m^-3·K^-1)	1.3×10¹⁸
Fermi temperature	T_F /K	1.28×10⁵
Thermal conductivity coefficient	k /(W·m^-1·K^-1)	78.4
Melting temperature	T_m/K	1724
Evaporation temperature	T_n /K	3023

查看所有表

3.1　脉冲宽度对烧蚀齿轮材料电子温度和晶格温度的影响

脉宽在飞秒激光与齿轮材料的相互作用中主要影响电子对光子的非线性吸收，脉宽越短，非线性吸收就越明显。对于飞秒激光加工来说，脉宽并不是越窄越好，与实际应用有关。在固定平均功率为2 W、重复频率为200 kHz的条件下，选取脉宽分别为50，200，400，800，1000 fs，采用双温模型求解仿真，得到了烧蚀面齿轮材料的电子温度与晶格温度随时间t的变化，如图1所示。

图 1. 不同脉宽下烧蚀面齿轮材料的电子温度与晶格温度。（a）电子温度；（b）晶格温度

Fig. 1. Electron and lattice temperatures of ablated material of face gear under different pulse widths. （a） Electron temperature;（b） lattice temperature

下载图片查看所有图片

由图1可以看出，脉宽只影响电子的峰值温度、电声耦合时间，而对晶格温度以及最终电子与晶格达到平衡后的温度影响不大。由图1（a）可知，随着脉宽增加，电子的峰值温度降低。当脉冲激光作用于齿轮材料上时，齿轮材料的电子温度在极短的时间内急剧升高，脉宽越短，电子温度升高得越快，峰值温度越高，这说明材料上的激光能量高度集中，烧蚀效率高；到达峰值温度之后，电子开始进行热扩散和电声耦合，温度快速下降，最终达到平衡温度。脉宽为皮秒量级时，受热传导的影响，电子的峰值温度较低，而当脉宽为飞秒量级时，电子更易达到较高的峰值温度。电子的峰值温度越高，意味着更多的热量传递给了晶格。当脉冲宽度为飞秒量级时，电子与晶格的耦合时间为3~6 ps，热传导的时间被缩短，说明飞秒脉冲激光可以实现高效加工。

在电子达到峰值温度之后，晶格温度开始上升，升温过程相对平缓，如图1（b）所示。可以看出：脉宽越短，升温速度越快，材料达到热平衡的时间越短；在不同的脉宽下，晶格的升温趋势与时间大致相同；电子与晶格最终达到热平衡之后的温度在齿轮材料的熔点附近，在此温度下齿轮材料表面开始熔化。若要求更高的烧蚀率，则需调整激光参数，以实现更高的烧蚀温度。

3.2　平均功率对烧蚀齿轮材料电子温度和晶格温度的影响

在固定脉宽为800 fs、重复频率为200 kHz的条件下，选取平均功率为0.7，0.9，2，3.5 W进行仿真，得到烧蚀面齿轮材料的电子温度与晶格温度随时间t的变化，如图2所示，图中T_m为材料的熔点1776 K。

图 2. 不同平均功率下烧蚀面齿轮材料的电子温度与晶格温度。（a） 0.7 W；（b） 0.9 W；（c） 2 W；（d） 3.5 W

Fig. 2. Electron and lattice temperatures of ablated material of face gear under different average powers. （a） 0.7 W; （b） 0.9 W;（c） 2 W; （d） 3.5 W

下载图片查看所有图片

由图2可知，激光平均功率会直接影响电子的峰值温度、电声耦合时间、晶格温度、热平衡后的表层材料温度，当电子和晶格的平衡温度都超过熔点时，材料才会发生烧蚀。由图2（a）、（b）可知，当激光平均功率为0.7 W和0.9 W时，仅有电子的峰值温度接近或超过熔点，随后温度迅速降至熔点之下，此时材料未发生烧蚀；由图2（c）可知，当平均功率为2 W时，达到热平衡后的表层材料温度在熔点附近；由图2（d）可知，当平均功率为3.5 W时，在3 ps时电子和晶格的温度都超过了熔点，同时电声耦合时间也相对变长，耦合后晶格所达到的温度也随之升高。

当激光平均功率继续增加至6.45 W和7.83 W时，飞秒激光烧蚀面齿轮材料的电子温度与晶格温度随时间t的变化如图3所示，图中T_b为材料的沸点3134 K。由于电声的耦合时间在皮秒量级，不足以形成一定密度的异质泡，熔融的材料表层无法发生正常的沸腾；当材料继续被加热到沸点之上，接近临界温度T_c时，同质泡的成核速率倍增，当同质泡达到一定密度时，近表面区域的同质泡突发性地转为气体和液滴的混合物并被排出，在极短的时间内快速完成相转变，产生相爆炸，相爆炸温度为0.9T_c，此时才发生材料的去除^［14］。金属材料临界温度T_c的经验公式为T_c=521 K+1.747T_b^［15］，据此可知该齿轮材料18Cr2Ni4WA的相爆炸温度为5396 K，当电子温度和晶格温度都高于材料的沸点T_b和相爆炸温度时，材料的去除主要通过相爆炸来实现。

图 3. 较高平均功率下烧蚀面齿轮材料的电子温度与晶格温度。（a）6.45 W；（b）7.83 W

Fig. 3. Electron and lattice temperatures of ablated face gear material at high average power. （a） 6.45 W; （b） 7.83 W

下载图片查看所有图片

3.3　平均功率对烧蚀性能的影响

在激光脉宽为800 fs、重复频率为200 kHz、平均功率分别为2 W和6 W的条件下，电子与晶格的三维温度场分布分别如图4、图5所示。由图4、5可知，电子和晶格的温度分布差距较大，但电子温度和晶格温度在深度x上的影响有限，垂直于材料40 nm以下的区域处无热量注入。这说明激光能量多集中于材料表面的浅层区域，表层区域的材料余量或凸起可以通过飞秒激光进行有效烧蚀去除，而不会对材料内部造成影响。因此，飞秒激光可有效避免热效应对加工质量的影响，实现精微加工。

图 4. 平均功率2 W时电子与晶格的三维温度场分布。（a）电子；（b）晶格

Fig. 4. Three-dimensional temperature field distributions of electron and lattice at an average power of 2 W. （a） Electron；（b） lattice

下载图片查看所有图片

图 5. 平均功率6 W时电子与晶格的三维温度场分布。（a）电子；（b）晶格

Fig. 5. Three-dimensional temperature field distributions of electron and lattice at an average power of 6 W. （a） Electron；（b） lattice

下载图片查看所有图片

4　飞秒激光烧蚀面齿轮实验与分析

4.1　实验加工系统和实验材料

如图6所示，实验采用的飞秒激光微加工系统主要由激光器、导光组件、振镜系统、三维移动平台、CCD系统及计算机控制系统等组成。激光器的波长为1030 nm，脉宽为800 fs，频率在100~1000 kHz范围内可调。为降低等离子体的膨胀与辐射区高度，减少熔凝物对齿面的覆盖，清除废屑，改善加工质量，该飞秒激光微加工系统配备了吹气系统。

图 6. 飞秒激光微加工系统示意图

Fig. 6. Schematic of femtosecond laser micromachining system

下载图片查看所有图片

本次实验中的飞秒激光微加工试样是采用线切割机从面齿轮上切割下来的一个齿样品。面齿轮材料为低碳合金钢18Cr2Ni4WA，其化学成分如表2所示。

表 2. 面齿轮材料18Cr2Ni4WA的化学成分

Table 2. Chemical composition of face gear material 18Cr2Ni4WA

Element	Ni	Cr	W	Mn	Si	C	Cu	P	S
Mass fraction/%	4.19	1.47	0.89	0.37	0.24	0.16	0.100	0.012	0.011

查看所有表

4.2　烧蚀阈值计算

由于材料加工过程中的粗糙度变化会影响烧蚀坑的深度与体积，因此本文将烧蚀坑的面积作为烧蚀坑的几何表征来研究烧蚀阈值^［16］。通过改变激光的平均功率对材料进行烧蚀，借助电子显微镜测量烧蚀坑的半径，利用其与入射激光能量密度的线性关系，可以推导出材料的烧蚀阈值。飞秒激光脉冲的能量密度分布为高斯型，如图7所示。

图 7. 高斯光束的能量密度分布

Fig. 7. Energy density distribution of Gaussian beam

下载图片查看所有图片

在距离光束中心为r处的激光能量密度 $I (r)$ 的表达式为^［17］

I (r) = I_{0} e x p (- 2 \frac{r^{2}}{ω_{0}^{2}})

，（8）

式中： $I_{0}$ 为距离光束截面中线为r处的能量密度，也是光束的最大能量密度（J/cm²）； $ω_{0}$ 为束腰半径，即能量密度下降至 $I_{0} / e^{2}$ 时的光束半径。

对截面各点能量密度积分，可得单脉冲能量E_p为

E_{p} = \int_{0}^{+ \infty} 2 π I (r) d r = \int_{0}^{+ \infty} 2 π I_{0} e x p (- \frac{2 r^{2}}{ω_{0}^{2}}) d r = \frac{π ω_{0}^{2} I_{0}}{2}

。（9）

激光单脉冲能量E_p和平均功率 $P$ 、重复频率 $f$ 的关系为

E_{p} = \frac{P}{f}

，（10）

I₀与P的关系为

I_{0} = \frac{2 P}{π f ω_{0}^{2}}

。（11）

设 $φ_{t h}$ 为烧蚀阈值， $D$ 为烧蚀坑直径（ $D = 2 r$ ），则烧蚀边缘所对应的激光能量密度为^［18］

φ_{t h} = φ (\frac{D}{2}) = I_{0} e x p (- \frac{D^{2}}{2 ω_{0}^{2}})

。（12）

对（12）式两边取对数，可得

D^{2} = 2 ω_{0}^{2} (\frac{l n I_{0}}{l n φ_{t h}})

，（13）

将（11）式、（12）式代入（13）式，整理可得

D^{2} = 2 ω_{0}^{2} (l n P + l n \frac{2}{π f ω_{0}^{2} φ_{t h}})

。（14）

（14）式是 $D^{2}$ 关于 $l n P$ 的直线，斜率为2 $ω_{0}^{2}$ 。通过测量飞秒激光在不同平均功率 $P$ 下对应的烧蚀坑直径 $D$ ，用最小二乘法进行线性拟合，从拟合直线的斜率2 $ω_{0}^{2}$ 就可以确定束腰半径 $ω_{0}$ ；令烧蚀坑直径D=0，此时光束中心处的能量密度即为材料的烧蚀阈值。

在单脉冲飞秒激光烧蚀齿轮材料的实验中，设定不同的平均功率对材料进行烧蚀加工，采用DMM-300C型光学显微镜测量烧蚀坑直径，对实验数据进行整理计算，可以拟合出烧蚀坑直径的平方D²与平均功率对数lnP的关系，如图8所示。图中y=7453.9x－9115.9为拟合直线的函数表达式，R²为拟合的准确度。

图 8. 单脉冲激光下D²与ln P的关系

Fig. 8. Relationship between D² and ln P under single pulse laser

下载图片查看所有图片

通过拟合可以计算出在单脉冲激光波长为1030 nm、脉宽为800 fs、重复频率为200 kHz的条件下，齿轮材料18Cr2Ni4WA的烧蚀阈值为0.29 J/cm²。

4.3　平均功率对烧蚀圈形貌的影响

设定飞秒激光器的参数为脉宽800 fs，激光能量50 μJ，重复频率200 kHz，采用光学显微镜分别观测不同平均功率（3.5，4.98，6.45，10.04 W）下的烧蚀圈形貌，结果如图9所示。

图 9. 不同平均功率下的烧蚀圈形貌。（a） 3.5 W；（b） 4.98 W；（c） 6.45 W；（d） 10.04 W

Fig. 9. Ablative ring morphologies under different average powers. （a） 3.5 W; （b） 4.98 W; （c） 6.45 W; （d） 10.04 W

下载图片查看所有图片

由图9可知，随着平均功率增加，烧蚀坑的面积随之增加，同时在烧蚀坑周边出现了严重的氧化痕迹，且平均功率越大，氧化痕迹越明显，氧化区域面积越大。出现这一结果的原因有两个：一是实验环境为大气环境，二是吹气管的气压不足。由此可以得出，随着平均功率增加，齿轮表面烧蚀面积及形貌特征越来越明显。

4.4　脉冲数对烧蚀坑微观形貌的影响

飞秒激光光束的能量密度分布为高斯型，因此齿面烧蚀坑呈现明显的弱烧蚀和强烧蚀的微观形貌。当激光强度较弱时，材料表面出现弱烧蚀斑和周期性波纹；当激光强度较强时，发生强烧蚀的材料表面会形成一定深度的烧蚀坑以及重融物、喷溅物堆积区。设置激光器的参数为脉宽800 fs，重复频率1 kHz，平均功率7 W，采用FEI Quanta 200型扫描式电子显微镜，观测不同脉冲数N下的齿面烧蚀坑微观形貌，结果如图10所示。

图 10. 不同脉冲数N下的齿面烧蚀坑微观形貌。（a） N=10；（b） N=100；（c） N=200；（d） N=500

Fig. 10. Micro-morphologies of tooth ablation pit under different pulse numbers. （a） N=10; （b） N=100; （c） N=200; （d） N=500

下载图片查看所有图片

如图10（a）所示，当脉冲数为10时，烧蚀凹坑深度较浅，熔化在多个点开始。随着能量的累加，近表面材料爆炸性地转为气体与液滴的混合物，这些混合物在高压作用下被排到烧蚀坑四周，冷却后附着在材料表面，形成边界模糊的烧蚀弹坑；加工过程中熔化和蒸发并存。随着脉冲数增加，烧蚀坑的边界逐渐清晰，如图10（b）所示，当脉冲数增加到100时，烧蚀中心出现具有一定深度的锥形孔。随着深度的增加，孔洞底部的能量减弱，而孔洞深处的熔化材料需要更大的动能才能从一定深度的孔洞处抛离。随着脉冲数继续增大，如图10（c）所示，当脉冲数增加到200时，烧蚀碎片获得了足够的能量，形成了边界清晰的锥形孔洞，孔径与孔深都随着脉冲的累积而增大。如图10（d）所示，当脉冲数增加到500时，因激光能量密度在径向方向上降至较低水平，能量累积效应接近极限，孔径随着脉冲增大而增大的幅度不太明显，孔深则持续明显增大；随着孔深增加，孔洞底部的熔融材料从底部抛离的难度大大增加，更多的熔融材料被排到烧蚀坑四周并沉积。脉冲数直接影响烧蚀坑的形貌，多脉冲数导致的能量累积会造成材料不同程度的去除，脉冲数越多，烧蚀坑尺度与形貌特征越明显。当实验采用的重复频率较高时，激光光束会出现剧烈的电子电离抖动，增大了光子通量，从而也会增大烧蚀深度^［19］。

飞秒激光具有极高的峰值能量，而能量的累积使得材料表面发生强烈的气化，材料蒸气与周围气体发生高强度电离，形成高温、高压、高密度的等离子体；等离子体喷溅离开材料时携带大量的热量，喷溅物附着在材料上时可引起二次烧蚀，并导致一些不规则的凹陷以及部分凸起的重熔物、喷溅物，从而在一定程度上影响了材料的表面加工质量。

5　结　　论

本文开展了飞秒激光精微烧蚀面齿轮材料18Cr2Ni4WA的特性研究，建立了双温模型，采用有限差分法分析了脉冲宽度和平均功率对烧蚀齿轮材料电子温度和晶格温度的影响规律，结果表明：脉宽越短，电子温度升高得越快，峰值温度越高，烧蚀效率越高；在电子温度达到峰值温度之后，脉宽越短，晶格温度上升得越快，当电子与晶格达到热平衡，且电子温度和晶格温度超过齿轮材料的熔点时，材料开始熔化，齿面产生烧蚀；在较高平均功率下，当电子和晶格的温度均高于材料的沸点和相爆炸温度时，主要通过相爆炸来实现材料的去除。电子与晶格的三维温度场分布显示，平均功率对电子温度和晶格温度分布的影响较大，但电子温度和晶格温度在深度上的影响有限，材料烧蚀深度一般为40 nm左右，避免了热效应对表层质量的影响。

采用飞秒激光微加工系统进行烧蚀面齿轮实验，根据烧蚀坑面积拟合出D²-ln P曲线，得出高斯分布的飞秒激光烧蚀齿轮材料18Cr2Ni4WA的单脉冲烧蚀阈值为0.29 J/cm²；分析了平均功率和脉冲数对烧蚀形貌的影响，结果表明，随着平均功率和脉冲数增加，齿面烧蚀尺度及形貌特征愈加明显，在一定程度上影响了齿轮材料的表面加工质量。

参考文献

[1] Ming X Z, Gao Q, Yan H Z, et al. Mathematical modeling and machining parameter optimization for the surface roughness of face gear grinding[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2017, 90(9/10/11/12): 2453-2460.

[2] 魏超, 马玉平, 韩源, 等. 飞秒激光加工超硬材料的研究进展[J]. 激光与光电子学进展, 2019, 56(19): 190003.

Wei C, Ma Y P, Han Y, et al. Femtosecond laser processing of ultrahard materials[J]. Laser & Optoelectronics Progress, 2019, 56(19): 190003.

[3] 史杨, 许兵, 吴东, 等. 飞秒激光直写技术制备功能化微流控芯片研究进展[J]. 中国激光, 2019, 46(10): 1000001.

Shi Y, Xu B, Wu D, et al. Research progress on fabrication of functional microfluidic chips using femtosecond laser direct writing technology[J]. Chinese Journal of Lasers, 2019, 46(10): 1000001.

[4] 曾振鹏, 王永瑞, 杨正瑞, 等. 激光表面处理对18Cr2Ni4WA钢组织及性能的影响[J]. 理化检验(物理分册), 1987, 23(5): 16-19.

Zeng Z P, Wang Y R, Yang Z R, et al. Effect of laser surface treatment on microstructure and properties of 18Cr2Ni4WA steel[J]. Physical Testing and Chemical Analysis (Part A: Physical Testing), 1987, 23(5): 16-19.

[5] Cheng J, Perrie W, Edwardson S P, et al. Effects of laser operating parameters on metals micromachining with ultrafast lasers[J]. Applied Surface Science, 2009, 256(5): 1514-1520.

[6] 王锋, 罗建军, 李明, 等. 飞秒激光高精细加工柴油机喷油嘴倒锥孔法[J]. 光子学报, 2014, 43(4): 414003.

Wang F, Luo J J, Li M, et al. High-precision method of machining taper holes of diesel engine nozzle with femtosecond laser[J]. Acta Photonica Sinica, 2014, 43(4): 414003.

[7] 张伟, 冯强, 程光华, 等. 飞秒激光对镍基合金的损伤机制和阈值行为[J]. 光学学报, 2014, 34(12): 1232001.

Zhang W, Feng Q, Cheng G H, et al. Femtosecond laser-induced ablation regimes and thresholds in a nickel-based superalloy[J]. Acta Optica Sinica, 2014, 34(12): 1232001.

[8] 杨奇彪, 张弘, 周维, 等. 飞秒激光诱导硬质合金YG6表面累积效应[J]. 光子学报, 2019, 48(6): 614002.

Yang Q B, Zhang H, Zhou W, et al. Surface incubation effect of carbide YG6 induced by femtosecond laser[J]. Acta Photonica Sinica, 2019, 48(6): 614002.

[9] Gao J D, Zhang J Q, Quan Z J, et al. Dependence of limited radiative recombination rate of InGaN-based light-emitting diode on lattice temperature with high injection[J]. Chinese Physics B, 2020, 29(4): 557-562.

[10] 崔波, 宫金良, 王志文, 等. 飞秒激光脉冲烧蚀涡轮叶片材料的仿真和实验[J]. 电子器件, 2019, 42(2): 291-295.

Cui B, Gong J L, Wang Z W, et al. Simulation and experiment of femtosecond laser pulse ablation on turbine blade material[J]. Chinese Journal of Electron Devices, 2019, 42(2): 291-295.

[11] Li L, Zhang D M, Li Z H, et al. The investigation of optical characteristics of metal target in high power laser ablation[J]. Physica B: Condensed Matter, 2006, 383(2): 194-201.

[12] 王震, 付文静, 张蓉竹, 等. 飞秒激光多脉冲烧蚀金属铁的数值模拟[J]. 红外与激光工程, 2019, 48(7): 74-78.

Wang Z, Fu W J, Zhang R Z, et al. Numerical simulation of femtosecond laser multi-pulse ablation of metal iron[J]. Infrared and Laser Engineering, 2019, 48(7): 74-78.

[13] 明兴祖, 金磊, 申警卫, 等. 纳秒激光修正齿轮材料20CrMnTi的烧蚀特性[J]. 激光与光电子学进展, 2019, 56(18): 181404.

Ming X Z, Jin L, Shen J W, et al. Ablation characteristics of nanosecond laser correction gear material 20CrMnTi[J]. Laser & Optoelectronics Progress, 2019, 56(18): 181404.

[14] Song K H, Xu X F. Explosive phase transformation in excimer laser ablation[J]. Applied Surface Science, 127, 128(129): 111-116.

[15] 常浩, 金星, 陈朝阳, 等. 纳秒激光辐照下铝靶的光学与热物理性质研究[J]. 光学学报, 2013, 33(11): 1114002.

Chang H, Jin X, Chen Z Y, et al. Study on optical and thermophysical properties of aluminum under nanosecond laser irradiation[J]. Acta Optica Sinica, 2013, 33(11): 1114002.

[16] 吴雪峰. 飞秒激光烧蚀金属的理论与试验研究[D]. 哈尔滨: 哈尔滨工业大学, 2006: 18-19.

Wu X F. Studies on theories and experiments in femtosecond laser ablation of metal[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2006: 18-19.

[17] 黄楷. 纳秒激光与金属材料相互作用过程及微结构加工研究[D]. 哈尔滨: 哈尔滨工业大学, 2012: 14-16.

Huang K. Interacting process and microstructure machining on metal materials by nanosecond laser ablation[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2012: 14-16.

[18] 靳田野, 陈俊云, 王金虎, 等. 纳米孪晶立方氮化硼的飞秒激光材料去除机理[J]. 机械工程学报, 2019, 55(9): 198-205.

Jin T Y, Chen J Y, Wang J H, et al. Material removal mechanism of nanotwinned cubic boron nitride by femtosecond laser ablation[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2019, 55(9): 198-205.

[19] 陈美. 脉冲激光加工金属表面典型效应的理论和实验研究[D]. 镇江: 江苏大学, 2017: 21-22.

Chen M. Numerical and experimental research on effect of pulse laser processing on metal surface[D]. Zhenjiang: Jiangsu University, 2017: 21-22.

1　引　　言

2　飞秒激光烧蚀面齿轮材料的双温模型

3　有限差分法仿真分析

3.1　脉冲宽度对烧蚀齿轮材料电子温度和晶格温度的影响

3.2　平均功率对烧蚀齿轮材料电子温度和晶格温度的影响

明瑞, 申警卫, 赖名涛, 马玉龙, 周贤, 明兴祖. 面齿轮材料18Cr2Ni4WA的飞秒激光精微烧蚀特性研究[J]. 激光与光电子学进展, 2021, 58(9): 0914001. Rui Ming, Jingwei Shen, Mingtao Lai, Yulong Ma, Xian Zhou, Xingzu Ming. Characteristics of Femtosecond Laser Microprecision Ablation of 18Cr2Ni4WA Steel Used in Face Gears[J]. Laser & Optoelectronics Progress, 2021, 58(9): 0914001.

面齿轮材料18Cr2Ni4WA的飞秒激光精微烧蚀特性研究下载： 662次

1　引　　言

2　飞秒激光烧蚀面齿轮材料的双温模型

3　有限差分法仿真分析

表 1. 仿真参数

Table 1. Simulation parameters

3.1　脉冲宽度对烧蚀齿轮材料电子温度和晶格温度的影响

图 1. 不同脉宽下烧蚀面齿轮材料的电子温度与晶格温度。（a）电子温度；（b）晶格温度

Fig. 1. Electron and lattice temperatures of ablated material of face gear under different pulse widths. （a） Electron temperature;（b） lattice temperature

3.2　平均功率对烧蚀齿轮材料电子温度和晶格温度的影响

图 2. 不同平均功率下烧蚀面齿轮材料的电子温度与晶格温度。（a） 0.7 W；（b） 0.9 W；（c） 2 W；（d） 3.5 W

Fig. 2. Electron and lattice temperatures of ablated material of face gear under different average powers. （a） 0.7 W; （b） 0.9 W;（c） 2 W; （d） 3.5 W

图 3. 较高平均功率下烧蚀面齿轮材料的电子温度与晶格温度。（a）6.45 W；（b）7.83 W

Fig. 3. Electron and lattice temperatures of ablated face gear material at high average power. （a） 6.45 W; （b） 7.83 W

3.3　平均功率对烧蚀性能的影响

图 4. 平均功率2 W时电子与晶格的三维温度场分布。（a）电子；（b）晶格

Fig. 4. Three-dimensional temperature field distributions of electron and lattice at an average power of 2 W. （a） Electron；（b） lattice

图 5. 平均功率6 W时电子与晶格的三维温度场分布。（a）电子；（b）晶格

Fig. 5. Three-dimensional temperature field distributions of electron and lattice at an average power of 6 W. （a） Electron；（b） lattice

4　飞秒激光烧蚀面齿轮实验与分析

4.1　实验加工系统和实验材料

图 6. 飞秒激光微加工系统示意图

Fig. 6. Schematic of femtosecond laser micromachining system

表 2. 面齿轮材料18Cr2Ni4WA的化学成分

Table 2. Chemical composition of face gear material 18Cr2Ni4WA

4.2　烧蚀阈值计算

图 7. 高斯光束的能量密度分布

Fig. 7. Energy density distribution of Gaussian beam

图 8. 单脉冲激光下D²与ln P的关系

Fig. 8. Relationship between D² and ln P under single pulse laser

4.3　平均功率对烧蚀圈形貌的影响

图 9. 不同平均功率下的烧蚀圈形貌。（a） 3.5 W；（b） 4.98 W；（c） 6.45 W；（d） 10.04 W

Fig. 9. Ablative ring morphologies under different average powers. （a） 3.5 W; （b） 4.98 W; （c） 6.45 W; （d） 10.04 W

4.4　脉冲数对烧蚀坑微观形貌的影响

图 10. 不同脉冲数N下的齿面烧蚀坑微观形貌。（a） N=10；（b） N=100；（c） N=200；（d） N=500

Fig. 10. Micro-morphologies of tooth ablation pit under different pulse numbers. （a） N=10; （b） N=100; （c） N=200; （d） N=500

5　结　　论

Article Outline

关于本站 Cookie 的使用提示

全站搜索

面齿轮材料18Cr2Ni4WA的飞秒激光精微烧蚀特性研究 下载： 662次

1 引 言

2 飞秒激光烧蚀面齿轮材料的双温模型

3 有限差分法仿真分析

表 1. 仿真参数

Table 1. Simulation parameters

3.1 脉冲宽度对烧蚀齿轮材料电子温度和晶格温度的影响

图 1. 不同脉宽下烧蚀面齿轮材料的电子温度与晶格温度。（a）电子温度；（b）晶格温度

Fig. 1. Electron and lattice temperatures of ablated material of face gear under different pulse widths. （a） Electron temperature;（b） lattice temperature

3.2 平均功率对烧蚀齿轮材料电子温度和晶格温度的影响

图 2. 不同平均功率下烧蚀面齿轮材料的电子温度与晶格温度。（a） 0.7 W； （b） 0.9 W； （c） 2 W； （d） 3.5 W

Fig. 2. Electron and lattice temperatures of ablated material of face gear under different average powers. （a） 0.7 W; （b） 0.9 W;（c） 2 W; （d） 3.5 W

图 3. 较高平均功率下烧蚀面齿轮材料的电子温度与晶格温度。（a）6.45 W；（b）7.83 W

Fig. 3. Electron and lattice temperatures of ablated face gear material at high average power. （a） 6.45 W; （b） 7.83 W

3.3 平均功率对烧蚀性能的影响

图 4. 平均功率2 W时电子与晶格的三维温度场分布。（a）电子；（b）晶格

Fig. 4. Three-dimensional temperature field distributions of electron and lattice at an average power of 2 W. （a） Electron； （b） lattice

图 5. 平均功率6 W时电子与晶格的三维温度场分布。（a）电子；（b）晶格

Fig. 5. Three-dimensional temperature field distributions of electron and lattice at an average power of 6 W. （a） Electron； （b） lattice

4 飞秒激光烧蚀面齿轮实验与分析

4.1 实验加工系统和实验材料

图 6. 飞秒激光微加工系统示意图

Fig. 6. Schematic of femtosecond laser micromachining system

表 2. 面齿轮材料18Cr2Ni4WA的化学成分

Table 2. Chemical composition of face gear material 18Cr2Ni4WA

4.2 烧蚀阈值计算

图 7. 高斯光束的能量密度分布

Fig. 7. Energy density distribution of Gaussian beam

图 8. 单脉冲激光下D2与ln P的关系

Fig. 8. Relationship between D2 and ln P under single pulse laser

4.3 平均功率对烧蚀圈形貌的影响

图 9. 不同平均功率下的烧蚀圈形貌。（a） 3.5 W；（b） 4.98 W；（c） 6.45 W；（d） 10.04 W

Fig. 9. Ablative ring morphologies under different average powers. （a） 3.5 W; （b） 4.98 W; （c） 6.45 W; （d） 10.04 W

4.4 脉冲数对烧蚀坑微观形貌的影响

图 10. 不同脉冲数N下的齿面烧蚀坑微观形貌。（a） N=10； （b） N=100； （c） N=200； （d） N=500

Fig. 10. Micro-morphologies of tooth ablation pit under different pulse numbers. （a） N=10; （b） N=100; （c） N=200; （d） N=500

5 结 论

Article Outline

相关论文

相关资讯

关于本站 Cookie 的使用提示

全站搜索

面齿轮材料18Cr2Ni4WA的飞秒激光精微烧蚀特性研究下载： 662次

1　引　　言

2　飞秒激光烧蚀面齿轮材料的双温模型

3　有限差分法仿真分析

3.1　脉冲宽度对烧蚀齿轮材料电子温度和晶格温度的影响

3.2　平均功率对烧蚀齿轮材料电子温度和晶格温度的影响

图 2. 不同平均功率下烧蚀面齿轮材料的电子温度与晶格温度。（a） 0.7 W；（b） 0.9 W；（c） 2 W；（d） 3.5 W

3.3　平均功率对烧蚀性能的影响

Fig. 4. Three-dimensional temperature field distributions of electron and lattice at an average power of 2 W. （a） Electron；（b） lattice

Fig. 5. Three-dimensional temperature field distributions of electron and lattice at an average power of 6 W. （a） Electron；（b） lattice

4　飞秒激光烧蚀面齿轮实验与分析

4.1　实验加工系统和实验材料

4.2　烧蚀阈值计算

图 8. 单脉冲激光下D²与ln P的关系

Fig. 8. Relationship between D² and ln P under single pulse laser

4.3　平均功率对烧蚀圈形貌的影响

4.4　脉冲数对烧蚀坑微观形貌的影响

图 10. 不同脉冲数N下的齿面烧蚀坑微观形貌。（a） N=10；（b） N=100；（c） N=200；（d） N=500

5　结　　论