GH4037合金毫秒激光傾斜打孔試驗與仿真

林卿，任乃飛，笪揚，傅茂華，丁紅燕

（1.宿遷學院機電工程學院，江蘇宿遷 223800；2.江蘇大學機械工程學院，江蘇鎮江 212000）

0 引言

渦輪葉片氣膜冷卻孔對航空發動機的性能至關重要，其孔徑小、數量多，一直以來都是加工難點。加工方式一般采用電液束、電火花、激光加工3種。脈沖激光加工的效率和精度高，已成為微孔加工領域的關鍵技術之一。

國內外研究人員針對激光打孔工藝做了大量的研究工作，如研究脈沖能量、脈沖寬度、輔助氣體環境以及一些特殊的技術手段等對激光打孔的影響，以提高打孔效率，獲得高質量的孔型。晏緒光等采用調制后的激光脈沖技術獲得了較好孔形，達到未調制脈沖加工難以達到的效果；譚險峰等主要分析了不同離焦量對激光打孔的孔徑和錐度的影響；錢曉忠等分析了激光參數對微孔錐度的影響，發現離焦量、脈沖寬度和脈沖數對微孔錐度的影響較大，而重復頻率和脈沖能量的影響較??；Geng等通過在工件和激光器之間設置阻隔篩板，成功加工出更小孔徑和更大深徑比的微孔。除脈沖激光沖擊打孔方式外，Goyal等對Ti-6Al-4V材料進行了環切打孔，建立了基于遺傳算法和人工神經網絡算法的數學模型，利用該模型優化了激光加工參數，加工出極小錐度的孔，并且優化了影響微孔圓度的加工參數。近年來，研究人員對異型孔的激光加工工藝進行了研究。Yao等利用仿真和試驗研究了在不同傾斜角度打孔的孔形形貌，表明激光功率密度和傾斜角度對孔形形貌有顯著影響；Kamalu等對涂覆熱障材料的靶材進行了多角度的激光斜孔打孔試驗，研究了脈沖能量、脈沖寬度和入射角度對小孔形貌質量的影響，表明在較大傾斜角度下，在涂層和基底之間、靠近孔口入口處會出現材料分層剝離現象，發現其主要是由在打孔過程中產生劇烈溫度梯度和反沖壓力導致的；Sezer等通過仿真與試驗研究了不同傾斜角度對涂覆熱障涂層的鎳基高溫合金的微孔熱影響區及孔壁重鑄層的影響，發現隨著入射角的增大，熱影響區范圍和重鑄層厚度均逐漸增大。

對航空發動機渦輪葉片氣膜冷卻孔加工中基礎問題的研究多集中在直孔打孔方面，對斜孔等異型孔研究較少，而縫形、簸箕形等異型斜孔卻可以改變氣膜孔氣流通道，提高氣膜孔的冷卻效率。在仿真研究方面，大多采用水平集法，流體體積法等方法追蹤固液界面。本文利用有限元軟件COMSOL的固體傳熱模塊和幾何變形接口實現了孔口界面追蹤，以期為GH4037合金的斜孔加工工藝提供一定研究基礎。

1 毫秒激光傾斜打孔

本試驗設備采用德國德瑪吉LASERTEC 80 PowerDrill數控精密激光打孔機床，配備波長為1064 nm釔鋁石榴石晶體激光器，該機床適用于渦輪葉片等的精密激光打孔和焊接。激光脈沖數設定為180個，重復頻率為60 Hz，脈寬1 ms，打孔方式為沖擊打孔，無輔助氣體，靶材與水平面夾角分別設定為30°和45°，靶材裝夾方式如圖1所示。孔形形貌的觀察與測量采用日本基恩士VKX250激光共聚焦掃描顯微鏡。

圖1 靶材裝夾方式

首先確定傾斜打孔時的離焦量。脈沖能量設定為0.6 J，在不同離焦量、靶材傾斜15°下的加工孔形剖面和孔口形貌分別如圖2、3所示。在相同激光能量下，在激光焦點處于負離焦（圖2（a））或者正離焦（圖2（c））時，打孔深度不足；在零離焦（即激光焦點處于靶材表面）打孔時，不僅打孔深度較大，且在孔口（入口）處的圓度較好（圖3（b）），橫縱向孔徑差值最小。所以，在本文后續試驗中，均設定離焦量為0 mm。

圖2 在不同離焦量、靶材傾斜15°下的孔形剖面

圖3 在不同離焦量、靶材傾斜15°下的孔口（入口）形貌

在不同脈沖能量、靶材與水平面夾角為30°下的打孔形貌如圖4所示。從圖中可見，隨著脈沖能量的提高，孔深不斷增大，孔形質量整體較好。在激光共聚焦顯微鏡的測量結果中，圖中綠線為測量基準線，即此線所在平面為測量基準面。測量所得的孔深和入口孔徑見表1。從表中可見，隨著脈沖能量的增大，孔深與孔口直徑均逐漸增大。

圖4 在不同脈沖能量、靶材與水平面夾角為30°下的打孔形貌

表1 在不同脈沖能量、靶材與水平面夾角為30°下的測量孔深與入口孔徑

在不同脈沖能量、靶材與水平面夾角為45°下的打孔形貌如圖5所示。隨著脈沖能量的提高，孔深不斷增大，但與傾角30°情況下相比，打孔深度較淺，孔形質量較差。造成這種差別的原因主要是：（1）傾角增大，靶材反射率提高，靶材對激光能量的吸收率降低；（2）靶材表面的實際光斑面積增加，孔口處的燃燒效應更為明顯（圖中紅圈），孔口處出現二次燒蝕現象，造成實際孔口面積大于激光光斑面積，Chan等發現在熔融階段熱傳導主要通過液體循環流動傳遞，由于表面吸收的激光能量首先通過徑向流動傳遞，使熔池變得淺而寬，本文試驗進一步驗證了該現象。這2種因素綜合導致打孔深度較淺，孔形質量較差。

圖5 在不同脈沖能量、靶材與水平面夾角為45°下的打孔形貌

測量所得的孔深和入口孔徑見表2。隨著脈沖能量的提高，孔深逐漸增大，孔口直徑在脈沖能量為1.2～1.6 J時逐漸增大，但在脈沖能量為1.8 J時卻減小了，這是因為在脈沖能量為1.2～1.6 J時，孔口均出現了明顯的二次燒蝕現象（圖5（a）、（b）、（c）中紅圈位置）。當脈沖能量提高到1.8 J及以上時，孔口處不再有明顯二次燒蝕現象，靶材表面破孔迅速，激光光束通過孔內壁不斷反射向下傳遞，激光能量得以及時傳導至孔內，造成孔深增大、孔口減小的現象（圖5（d）），但由于傾角較大，光束在孔內壁的來回反射、散射均不可控，導致孔形貌質量不佳。

表2 在不同脈沖能量、靶材與水平面夾角為45°下的測量孔深與入口孔徑

2 COMSOL仿真過程

采用COMSOL軟件的固體傳熱和變形幾何模塊對斜孔激光打孔成型進行仿真，激光光斑中心位置為模型坐標（0，0）位置，激光強度在軸方向呈高斯分布。在固體傳熱接口中定義的廣義向內邊界熱通量[20]為

式中：=（/π·r），為脈沖能量密度，為脈沖能量；為光斑半徑；為脈沖數；為脈沖間隔時間；為激光脈寬；為靶材反射率。

針對燒蝕建模施加的邊界條件為對流熱通量邊界條件

式中：為材料氣化燒蝕吸收的熱通量；為氣化溫度；=_(-)，為傳熱系數，_()為斜率為1E8的斜坡函數。

較大斜率的定義確保材料溫度不會明顯超過氣化溫度，如設置過小會導致材料溫度明顯超過其燒蝕溫度，設置過大則會造成數值計算收斂過慢。通過上述定義可以實現 在＜時熱通量為零，在＞時熱通量呈線性增長。為程序計算溫度，材料達到氣化溫度后，其去除速率可以通過指定燒蝕邊界1個法向網格速度來實現，=/（·_），其中為材料密度，_為升華熱。不同于有限元軟件ANSYS的網格生死單元法，在本算例中，在＞時，燒蝕邊界網格向內移動（如圖6所示），模型網格變形壓縮，形成孔形。在脈沖數為180，重復頻率為60 Hz，脈寬1 ms，脈沖能量為1.2～1.8 J時，在不同脈沖能量、靶材傾斜30°和45°下的打孔仿真形貌分別如圖7、8所示。

圖6 網格變形

對于激光共聚焦顯微鏡的測量圖4、5而言，測量孔深并非實際孔深，=/cos，為靶材傾斜角度。將仿真圖片導入基恩士VK觀察軟件，可實現對仿真計算所得的孔深及入口孔徑的測量。在30°和45°傾角下打孔孔深和入口孔徑的試驗與仿真結果見表3。

圖7 在不同脈沖能量、靶材傾斜30°下的打孔仿真形貌

圖8 在不同脈沖能量、靶材傾斜45°下的打孔仿真形貌

表3 30°和45°傾角下的打孔孔深及入口孔徑試驗與仿真結果

對于孔深來說，在30°和45°傾角下的仿真結果均小于試驗結果（如圖9所示），這是因為在仿真中未考慮靶材在空氣中的燃燒效應，以及忽略孔內等離子體反沖壓力等因素造成的。

對于入口孔徑來說，在45°傾角、脈沖能量為1.2、1.4和1.6 J下，實際孔徑均大于仿真孔徑（如圖10所示），這是由于在仿真過程中未考慮孔口處的二次燒蝕；而在1.8 J下的實際孔徑卻小于仿真孔徑。在30°傾角下，入口孔徑在脈沖能量為1.2～1.8 J內變化不大，實際孔徑均小于仿真孔徑。

圖9 不同角度下的試驗孔深與仿真孔深

圖10 不同角度下的試驗孔徑與仿真孔徑

由此可見，在實際打孔過程中未發生孔口二次燒蝕現象時，實際孔徑均小于仿真孔徑，這可能是由于在實際打孔過程中，當靶材表面一旦破孔并且未出現孔口二次擴大燒蝕時，激光光束立即傳遞至孔內，并在孔內壁的反射下快速向下傳遞，即在破孔之后，激光能量在空間的高斯分布有所改變，而仿真分析并未考慮這一因素，所以當孔口未發生二次燒蝕時，得到實際孔徑小于仿真孔徑，而實際孔深大于仿真孔深的結果。

3 結論

（1）雖然在仿真分析中，GH4037合金毫秒激光傾斜打孔的傾斜角度可達45°，但是在試驗中45°傾斜打孔難以獲得較好孔形；

（2）傾斜打孔時，靶材反射率隨著入射角的增大而提高，在孔口處對激光能量的吸收增強，孔深不及垂直打孔的；

（3）使用COMSOL變形幾何接口模擬打孔過程時，變形幾何接口使用了超彈性平滑類型，不允許域中存在任何拓撲變化，所以無法模擬通孔的形成，只能模擬一側材料的去除。