連續(xù)激光對鋼殼體熱力損傷效應(yīng)分析

劉 揚(yáng),湯 偉,邵俊峰,劉立生

(中國科學(xué)院長春光學(xué)精密機(jī)械與物理研究所 激光與物質(zhì)相互作用國家重點實驗室,吉林 長春 130033)

1 引 言

隨著高能量、高功率激光技術(shù)的發(fā)展,激光誘導(dǎo)的熱力學(xué)問逐漸成為激光與物質(zhì)相互作用領(lǐng)域的研究重點。激光輻照效應(yīng)是激光加工與制造為背景的工藝力學(xué),以武器工程為背景的激光破壞效應(yīng)及激光加固防護(hù)領(lǐng)域的共性基礎(chǔ)科學(xué)問題。強(qiáng)激光的毀傷作用主要表現(xiàn)為對固體材料的熱學(xué)效應(yīng)和氣化燒蝕引起的力學(xué)效應(yīng),在強(qiáng)激光輻照下易誘導(dǎo)效應(yīng)物材料性狀發(fā)生變化,使之產(chǎn)生溫升、膨脹、熔融、汽化、飛散、擊穿和層裂等損傷現(xiàn)象。不同功率密度的激光輻照效應(yīng)物會引起不同的熱致效應(yīng),以及熱應(yīng)力與熱沖擊等靜、動力學(xué)效應(yīng)。一般來說,較低功率密度的激光會造成效應(yīng)物局部溫升、熱應(yīng)力乃至熔融等熱-力耦合效應(yīng)；在中等功率密度的激光輻照下,靶材以熔融、燒蝕、氣化等相變及其誘導(dǎo)的力學(xué)效應(yīng)為主；高功率激光則會誘導(dǎo)效應(yīng)物生成等離子體并引起高幅值沖擊波,此時輻照主要表現(xiàn)為沖擊效應(yīng),對于各向異性的非金屬效應(yīng)物則易發(fā)生層間開裂、淺表剝離、錐狀穿孔形式的動力學(xué)破壞[1-5]。

國內(nèi)外研究者對強(qiáng)激光燒蝕金屬、合金等材料的輻照效應(yīng)進(jìn)行了大量模擬及實驗,較為系統(tǒng)地開展了板式結(jié)構(gòu)的輻照機(jī)理研究:Xiang-Yu Z等研究了YSZ全陶瓷涂層加固鈦合金薄板在976 nm連續(xù)波激光輻照下的熱力響應(yīng),發(fā)現(xiàn)其能提高基材的抗激光損傷能力[6]。黃晨光等[7-8]基于相似分析法,采用了方程分析法建立了激光輻照下沖壓管相似模型,并通過仿真驗證了該相似準(zhǔn)則。Boley[9]等通過激光輻照薄鋁板實驗發(fā)現(xiàn),氣流會增強(qiáng)激光與靶材相互作用效果,氣流在前、后表面之間引起的壓差導(dǎo)致靶材鼓脹損傷。Horak[10]等使用非接觸式測量方法對1.07μm激光輻照鋼板的熱力學(xué)過程進(jìn)行了實驗研究,擬合得到燒蝕穿孔時間與光斑半徑曲線關(guān)系。王秋實[11]對脈沖復(fù)合體制激光進(jìn)行了研究,發(fā)現(xiàn)長短脈沖復(fù)合激光在效應(yīng)物表面上光斑的平均功率密度約為兩者的算術(shù)疊加,效應(yīng)物熔融情況強(qiáng)于僅長脈沖激光。肖婧[12]采用有限元分析對連續(xù)-脈沖復(fù)合體制激光輻照鋁板的熱特性及應(yīng)力場分布進(jìn)行了仿真研究,根據(jù)仿真結(jié)果復(fù)合激光能顯著增大熔池的尺寸,并提高作用處中心點的溫度；使用連續(xù)激光進(jìn)行“預(yù)熱”時間越長,材料的屈服時間越短,塑性變形以及屈服范圍越大。還有一些研究者[13-14]對流場環(huán)境及復(fù)合材料板材強(qiáng)激光損傷開展了實驗研究,并取得了大量原始實驗數(shù)據(jù)。通過對上述文獻(xiàn)的分析可知當(dāng)前激光輻照金屬效應(yīng)物實驗多使用低功率光源,高功率光源研究多采用仿真的方法；效應(yīng)物多為板材,對全尺寸模型和非“板式”材料的損傷研究較少。因此本文著重關(guān)注鋼制殼體材料在強(qiáng)激光下熱力損傷過程,結(jié)合實驗及多場耦合仿真對損傷歷程展開研究。

2 熱力等效模型建立

2.1 力學(xué)模型

在研究效應(yīng)物在激光輻照下的破壞模式和損傷規(guī)律時,由于原型結(jié)構(gòu)實驗耗時長,花費大,只能用少量實驗做定性實驗,定量研究需要依靠等效縮比實驗完成。通過建立等效模型能快速明確模擬實驗參數(shù),在保證準(zhǔn)確性的前提下降低實驗成本和風(fēng)險。根據(jù)相似理論等效縮比應(yīng)滿足以下條件[15-17]:

(1)原型與等效模型的材料相同。

(2)原型與等效模型內(nèi)外應(yīng)力條件相等,相同壓力下有:

(1)

其中,D為直徑;δ為壁厚;角標(biāo)0表示原型;1表示等效模型。

(3)熱在材料厚度δ內(nèi)傳播的相對距離相等:

(2)

其中,κ為熱擴(kuò)散率；t為輻照時間。

(3)

(4)輻照周期t內(nèi),材料單位厚度材料吸收的激光能量密度應(yīng)相等:

(4)

其中,a為吸收率；qinc為入射激光功率密度。

(5)

(5)樣品長度L應(yīng)使得兩端邊界條件對光斑區(qū)的影響可以忽略:

(6)

(6)光斑直徑對應(yīng)的樣品中心角應(yīng)相等:

(7)

以保證縮放后的模型力學(xué)特性相同。

2.2 傳熱學(xué)模型

采用熱力解耦的熱彈性模型表征激光輻照下材料傳熱問題,在求解溫度場時,使用準(zhǔn)靜態(tài)假設(shè)。認(rèn)為激光能量主要被靶材表面吸收,考慮靶材內(nèi)部的熱傳導(dǎo)方程,將靶材表面對激光的吸收作為表面熱源?；谝陨霞僭O(shè),激光輻照下靶材熱響應(yīng)控制方程和定解條件如下:

邊界條件:

(8)

(9)

設(shè)原型變量y為y1,縮比模型變量y為y2,相似倍數(shù)為cy,則:

cyy1=y2

(10)

式熱傳導(dǎo)方程進(jìn)行相似變換得:

(11)

式中,ρ為靶材的密度;Cp為比熱容;k為熱傳導(dǎo)系數(shù);h為表面?zhèn)鳠嵯禂?shù);T為溫度場;n為激光入射平面法向坐標(biāo);I為入射激光功率密度;Σ1為激光輻照面;Σ2為非激光輻照面。

有相似指標(biāo)式:

(12)

對式(8)進(jìn)行相似變換:

(13)

有相似指標(biāo)式:

(14)

對高斯分布熱源功率密度模型進(jìn)行相似變換:

(15)

式中,P為激光功率;R0為激光光斑半徑。

結(jié)合式(14)得:

cP=cTcL

(16)

由于重點考慮殼體的熱響應(yīng),故設(shè)溫度場相似系數(shù)為1。激光輻照殼體熱響應(yīng)的尺度率如表1所示,可知通過改變激光功率、光斑尺寸、效應(yīng)物尺寸厚度和響應(yīng)時間等參數(shù)來獲得超出現(xiàn)有實驗條件的原型殼體實驗數(shù)據(jù)。

表1 激光輻照下靶材熱響應(yīng)的尺度率

3 鋼殼體損傷效應(yīng)分析

3.1 仿真模型建立

選擇1080 nm Nd-YAG光纖激光器作為光源。Nd-YAG激光器具有良好的光束質(zhì)量,且高功率激光器的成本較低。此外,金屬材料對該波段具有較高的吸收率。由于激光燒蝕機(jī)理的復(fù)雜性,對激光燒蝕模型的研究仍然不足,盡管一些FEA軟件采用了變形網(wǎng)格方法或生死單元法,但是它們的方法只能模擬表面現(xiàn)象,與實際材料去除速率無關(guān)。因此,本文中的仿真模型不考慮材料去除,使用COMSOL Multiphysics對模型進(jìn)行瞬態(tài)仿真,激光加載時間為300 s。根據(jù)表1建立圓柱體模型,使用對稱邊界建立1/4圓柱體模型,激光直接照射在圓柱體的前表面,功率密度分布如圖1所示(以2.4 kW為例,其他功率密度的分布相似),邊界條件如表2所示。

表2 邊界條件

圖1 入射激光功率密度分布示意圖

3.2 輻照面積對溫度場的影響

15 mm厚圓柱形殼體在不同功率密度激光作用下的熱響應(yīng)如圖2所示,在到靶功率1.5 kW、2.0 kW、2.4 kW和2.8 kW,對光斑直徑10 mm的邊界條件下連續(xù)激光輻照下300 s內(nèi)的溫度場變化進(jìn)行分析,激光入射前表面中心溫度和對應(yīng)內(nèi)壁中心溫度隨時間的變化曲線,如圖3所示。

圖2 2.4 kW,10 mm激光入射15 mm殼體溫度云圖

對光斑直徑20 mm連續(xù)激光輻照300 s模型進(jìn)行分析,激光入射前表面中心溫度和對應(yīng)內(nèi)壁中心溫度隨時間的變化曲線如圖4所示。

可見在到靶功率不大于2.8 kW,光斑直徑20 mm激光作用下,殼體前表面溫度在300 s內(nèi)未超過3250 K,無法實現(xiàn)氣相燒蝕,在1.5 kW到2.8 kW功率作用下,前表面溫度可超過1720 K,可在殼體表面形成一定深度的熔融燒蝕；殼體后表面溫度未超過1720 K,無法燒穿殼體。對比溫度場可知,在激光功率大于2.8 kW,光斑直徑小于10 mm情況下,可熔穿15 mm厚鐵質(zhì)殼體,熔穿時間為272.2 s,熔穿機(jī)制為殼體熔穿,并在汽化反沖壓的作用下形成通孔。

3.3 殼體厚度對溫度場的影響

在到靶功率2.8 kW工況下對7、9、13 mm厚的殼體進(jìn)行計算,光斑直徑10 mm,連續(xù)激光輻照300 s,監(jiān)測激光入射前表面中心溫度和對應(yīng)內(nèi)壁中心溫度隨時間的變化曲線如圖5所示。

可見在到靶功率2.8 kW,光斑直徑10 mm激光作用下,殼體前表面溫度迅速升溫到3250 K以上,7 mm、9 mm和13 mm厚殼體分別在1.6 s、1.8 s和2.2 s發(fā)生汽化燒蝕,后表面中心溫度在11.8 s、28.2 s和131.2 s超過1720 K,可熔穿殼體,熔穿機(jī)制為殼體熔化,并在汽化反沖壓的作用下形成通孔,其中7 mm殼體在37.7 s溫度超過3250 K,可能存在汽化燒穿。

光斑直徑20 mm時監(jiān)測激光入射前表面中心溫度和對應(yīng)內(nèi)壁中心溫度隨時間的變化曲線如圖6所示。可見在到靶功率2.8 kW,光斑直徑20 mm激光作用下,7 mm、9 mm和13 mm厚殼體前表面溫度在300 s內(nèi)未超過3250 K,未發(fā)生汽化燒蝕,分別在4.2 s、4.5 s和4.7 s超過1720 K并發(fā)生熔化燒蝕,后表面中心溫度在23.5、50.2和195.8 s超過1720 K,這意味著殼體燒穿,燒穿機(jī)制為熱熔化導(dǎo)致殼體形成通孔。通過對不同厚度殼體在到靶功率2.8 kW連續(xù)激光作用下的溫度場仿真分析可知,光斑直徑10 mm時,厚度13 mm以下殼體前表面在2.2 s以內(nèi)迅速發(fā)生汽化相變,并能在131.2 s以內(nèi)燒穿殼體,燒穿機(jī)制為汽化燒穿；光斑直徑20 mm時,厚度13 mm以下殼體不能發(fā)生汽化燒蝕,在195.8 s以內(nèi)后表面發(fā)生熔化,燒穿機(jī)制為熱熔化導(dǎo)致殼體形成通孔。

3.4 實驗分析

建立實驗平臺以驗證模擬結(jié)果,實驗使用的激光為1080 nm Nd-YGA光纖激光器,最大輸出功率為3.5 kW,光束質(zhì)量M2≤1.8。分別使用2 kW和2.4 kW功率進(jìn)行實驗,激光光斑直徑分別為15 mm和20 mm。由熱像儀記錄的殼體內(nèi)表面的溫度變化如圖7所示,可見實驗和數(shù)值模擬曲線吻合較好。對激光功率2.8 kW,光斑直徑10 mm的殼體進(jìn)行實驗,并通過帶有衰減片的高速攝像機(jī)記錄了測試過程。殼體吸收激光能量后引起內(nèi)部熱傳導(dǎo),導(dǎo)致內(nèi)部出現(xiàn)溫度梯度,當(dāng)溫度到達(dá)熔點時,能量繼續(xù)累積達(dá)到熔化潛熱后發(fā)生熔化,這就導(dǎo)致了溫升曲線中出現(xiàn)短暫的“平緩”段,溫度繼續(xù)升高直到達(dá)到熱平衡時趨于穩(wěn)定。在強(qiáng)激光輻照下,殼體中形成了由于激光熔化、汽化引起的質(zhì)量遷移,和由激光維持的燃燒波與爆轟波,其致使殼體內(nèi)部產(chǎn)生極高的燒蝕壓力和溫度,熔融狀態(tài)的金屬燒蝕物產(chǎn)生劇烈的噴濺現(xiàn)象；燒蝕開始時前表面直接作用區(qū)由于持續(xù)溫升形成小熔池,隨著實驗時間增加熔池中心開始出現(xiàn)針孔狀“穿孔”,在殼體被貫穿前,前表面熔池穿孔迅速增大,此時后表面出現(xiàn)塌陷(圖8),隨著激光繼續(xù)加載殼體被貫穿。

圖7 9 mm和13 mm殼體仿真及實驗溫升曲線對比

圖8 前表面及后表面損傷現(xiàn)象

前表面在30 s內(nèi)開始熔化,熔化區(qū)域不斷擴(kuò)大,在125 s處在背面形成熔池。整個圓柱體在大約250 s內(nèi)貫穿,可見殼體的損傷歷程與前文的仿真分析基本一致。實驗數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)之間的偏差主要來自兩方面,首先是當(dāng)量比例模型本身對邊界條件的選擇性省略,其次是實驗過程中的不確定性。根據(jù)實驗結(jié)果可知,與仿真燒穿過程相似,在加載過程中熔穿和氣化同時存在,光斑中心點的氣化引起了針狀穿孔和后表面的塌陷。

4 結(jié) 論

本文對圓柱形鋼殼體進(jìn)行了強(qiáng)激光燒蝕實驗研究,根據(jù)實驗結(jié)果可知千瓦級高功率連續(xù)激光對鋼殼體的融穿主要表現(xiàn)為融化氣化共同作用。根據(jù)試件的實驗結(jié)果得出如下結(jié)論:(1)在小光斑尺寸(10 mm)高功率密度的輻照條件下,鋼殼體破壞機(jī)制以殼體熔穿為主,且融穿過程伴隨著汽化反沖壓作用形成的通孔。在大光斑尺寸(20 mm)的輻照條件下,鋼殼體的燒穿機(jī)制為熱熔化導(dǎo)致殼體形成通孔。(2)高功率連續(xù)激光對鋼殼體燒蝕作用主要表現(xiàn)為熔化、汽化；燒蝕過程中產(chǎn)生了激光維持的燃燒波與爆轟波,且伴隨著燒蝕出現(xiàn)了明顯的熔融金屬噴濺現(xiàn)象。