飛秒激光燒蝕齒面表層構(gòu)態(tài)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(yè)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,湖南 株洲 412007;2.湖南汽車工程職業(yè)學(xué)院機(jī)電工程學(xué)院,湖南 株洲 412000)

1 引 言

面齒輪工作時(shí)具有傳動(dòng)穩(wěn)定、重載等特點(diǎn),使其廣泛應(yīng)用于工程機(jī)械、船舶、航空航天等關(guān)鍵領(lǐng)域[1]。隨著各領(lǐng)域技術(shù)的進(jìn)步,人們對(duì)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(jié)構(gòu)復(fù)雜、對(duì)機(jī)械加工技術(shù)要求較高、加工難度高,一般的機(jī)械加工精度已經(jīng)無(wú)法適應(yīng)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(fù)性和低附帶損傷等特點(diǎn),不僅可以進(jìn)行超精細(xì)三維精微燒蝕,還具有能夠進(jìn)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(yōu)勢(shì)[2-3]。因此,飛秒激光加工技術(shù)已經(jīng)成為精微加工的前沿領(lǐng)域,并擁有更廣闊的應(yīng)用領(lǐng)域[4]。

目前,有關(guān)激光參數(shù)和工藝參數(shù)對(duì)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(shù)和激光功率作為變量,探究激光參數(shù)對(duì)飛秒激光燒蝕凹坑直徑和深度的影響,結(jié)果表明,飛秒激光燒蝕齒面 的質(zhì)量隨著激光功率的增大顯著下降,當(dāng)激光功率為1 W時(shí),飛秒激光的加工質(zhì)量良好且燒蝕深度足夠深。張偉等[6]進(jìn)行了飛秒激光能量密度對(duì)鎳基合金重鑄層和加工效率的影響規(guī)律研究,結(jié)果表明,當(dāng)激光能量密度大于鎳基合金的燒蝕閾值時(shí),加工面上開始出現(xiàn)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(jìn)行了飛秒激光加工鎳基高溫合金氣膜孔加工試驗(yàn),得到了激光功率、離焦量、單層進(jìn)給量、單層掃描時(shí)間對(duì)于加工質(zhì)量的影響規(guī)律。飛秒激光燒蝕是一個(gè)高速熱沖擊過程,脈沖激光以極短的時(shí)間和極高的峰值功率快速作用到材料很小的范圍內(nèi),最上層材料在瞬間達(dá)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(tài)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(dǎo)致重鑄層內(nèi)易產(chǎn)生微裂紋,重鑄層和微裂紋的存在不僅會(huì)降低材料的表面質(zhì)量,影響材料的使用壽命。因此,如何減少重鑄層,避免裂紋產(chǎn)生、提升材料質(zhì)量,一直是激光加工技術(shù)的研究方向。

本文針對(duì)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(jìn)行飛秒激光燒蝕數(shù)值模擬,研究飛秒激光燒蝕面齒輪過程中,激光參數(shù)對(duì)重鑄層以及熱影響層的影響規(guī)律。為去除飛秒激光一次加工中生成的重鑄層,對(duì)面齒輪齒面實(shí)施了飛秒激光二次加工。

2 燒蝕齒面表層構(gòu)態(tài)的形成過程

飛秒激光與材料的燒蝕作用分為兩個(gè)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(xù)時(shí)間為飛秒量級(jí)。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(dá)到熱平衡狀態(tài),持續(xù)時(shí)間為皮秒量級(jí),而此時(shí)激光輻照已經(jīng)結(jié)束[8]。當(dāng)晶格溫度達(dá)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(dá)不到氣化溫度燒蝕區(qū)域無(wú)法形成原子蒸汽會(huì)導(dǎo)致局部的熱效應(yīng),受熱效應(yīng)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(shí)間越長(zhǎng),熱效應(yīng)就越嚴(yán)重,因此飛秒激光具有的超短脈沖特性能有效降低熱效應(yīng),但不能完全消除熱效應(yīng)。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(yīng)產(chǎn)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(dá)到熔化溫度以上但達(dá)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(fā)生熔化,但其與重鑄層的交界處在冷卻前因高溫會(huì)發(fā)生熱擴(kuò)散和相變,同時(shí)溫度梯度的存在會(huì)導(dǎo)致熱應(yīng)力的產(chǎn)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(zhì)沒有任何變化。

圖1 燒蝕后齒面表層構(gòu)態(tài)

3 燒蝕模型的建立與參數(shù)設(shè)置

基體材料為18Cr2Ni4WA是一種常用合金滲碳鋼,為了保證計(jì)算的精度和提高計(jì)算的效率,建立單個(gè)輪齒模型,其長(zhǎng)為200 μm、齒底寬為100 μm、齒頂外寬為10 μm、齒頂內(nèi)寬為40 μm、高為35 μm。此外,網(wǎng)格采用自由四面體進(jìn)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(zhǎng)率為1.3,曲率因子為0.3,其有限元模型及網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖2 面齒輪材料單齒網(wǎng)格劃分圖

當(dāng)飛秒激光與材料相互作用時(shí),激光能量首先通過光子-電子相互作用被電子系統(tǒng)吸收,隨后經(jīng)過電子-聲子耦合傳導(dǎo)給晶格。因?yàn)樵陔娮雍途Ц裰g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(zhì)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(dǎo)率;g為電子與晶格的耦合系數(shù);S(r,z,t)為材料吸收的熱量,其表達(dá)式為:

(3)

式中,R為材料的反射率;α為材料的吸收系數(shù);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(shí)間均為高斯分布的激光光強(qiáng)[10],其表達(dá)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(shí)間;ω0為激光光斑半徑。

飛秒激光燒蝕材料時(shí),電子溫度會(huì)在極短的時(shí)間內(nèi)上升到上萬(wàn)度,而材料的熱物性參數(shù)受溫度變化的影響很大,不能忽略,所以熱物性參數(shù)不能設(shè)置為常數(shù)。根據(jù)CHEN等[11]的研究結(jié)果,電子熱容可近似為:

(5)

(6)

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

Te

(7)

式中,k0為室溫下的電子熱導(dǎo)率。

Te>Tf時(shí),電子熱導(dǎo)率ke[13]表達(dá)式為:

(8)

式中,k、β為常數(shù),θe=Te/Tf,θl=Tl/Tf。

根據(jù)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(nèi)流公式如下:

(10)

將模型的非燒蝕邊界設(shè)置為熱絕緣,導(dǎo)電通量設(shè)置為零:

(11)

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

表2 激光參數(shù)

4 飛秒激光燒蝕齒面仿真分析

在COMSOL軟件中添加兩個(gè)系數(shù)形式偏微分方程模塊,將雙溫方程(1)、(2)輸入到系數(shù)形式偏微分方程模塊中,結(jié)合表1、表2中的計(jì)算參數(shù),通過向后有限差分法對(duì)燒蝕能量模型進(jìn)行求解。添加變形幾何模塊,將網(wǎng)格設(shè)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(jù)作用時(shí)間內(nèi)所有節(jié)點(diǎn)的溫度場(chǎng)數(shù)值進(jìn)行劃分,得到重鑄層和熱影響層隨燒蝕時(shí)間以及能量密度的演變過程。設(shè)置兩個(gè)系數(shù)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(shí)間步長(zhǎng)為0.01 ps,求解時(shí)間為60 ps,相對(duì)容差為0.05。為更好展示仿真效果,仿真結(jié)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(chǎng)模擬過程

4.1 飛秒激光燒蝕面齒輪溫度場(chǎng)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(cè)量。這里采用仿真方法分析飛秒激光燒蝕面齒輪溫度場(chǎng)隨時(shí)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(fù)頻率為200 kHz的激光參數(shù)下,飛秒激光燒蝕面齒輪溫度場(chǎng)模擬過程如圖3所示。隨著激光作用時(shí)間t的增加,燒蝕凹坑的直徑和深度隨之增大,當(dāng)溫度達(dá)到面齒輪材料18Cr2Ni4WA的熔點(diǎn)1723 K時(shí),材料熔化;當(dāng)溫度繼續(xù)升高至3023 K時(shí),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(dāng)齒面溫度達(dá)到920 K以上時(shí),齒面原子吸收激光能量變得活躍,鐵、碳及其他微量元素會(huì)加速擴(kuò)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(xù)升高,齒面的局部區(qū)域達(dá)到面齒輪材料的熔點(diǎn)和沸點(diǎn),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(nèi)傳播具有一個(gè)降低梯度,即電子和晶格的平衡溫度沿遠(yuǎn)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(dá)到熔化溫度以上但達(dá)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(dá)不到熔化溫度,材料未發(fā)生熔化,但可能受高溫影響而發(fā)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(fù)頻率為200 kHz,激光作用時(shí)間為60 ps時(shí),齒面以920 K和1723 K為界線的等溫分布圖。結(jié)果顯示,沿?zé)g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?zé)g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?zé)g四周方向的重鑄層和熱影響層分別是沿?zé)g中心方向的2.70倍和2.42倍。經(jīng)分析可知,激光能量作用于齒面時(shí)呈高斯分布,中間高、四周低,能量沿?zé)g中心方向傳導(dǎo)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(dǎo)致沿?zé)g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(fù)頻率為200 kHz激光參數(shù)下,沿?zé)g四周方向的重鑄層和熱影響層的厚度隨時(shí)間變化圖。從圖中可以看出,隨著激光燒蝕時(shí)間的增加,重鑄層和熱影響層的厚度分別先增長(zhǎng)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(wěn)定狀態(tài)。由分析可知,隨著激光作用時(shí)間的增加,材料由固相到液相、再由液相到氣相,熱影響層轉(zhuǎn)為新生重鑄層,重鑄層的位置不斷向材料方移動(dòng)。

圖5 沿?zé)g四周方向重鑄層和熱影響層的厚度隨時(shí)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(fù)頻率為200 kHz激光參數(shù)下,沿?zé)g中心方向的重鑄層和熱影響層的厚度隨時(shí)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(shí)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(shí),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(shí)間推移,重鑄層和熱影響層的厚度增速逐漸降低。分析認(rèn)為,飛秒激光燒蝕齒面過程中,材料中的激光能量持續(xù)累積,在燒蝕的前10 ps時(shí),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(shí)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(nèi)部傳遞,用于內(nèi)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?zé)g中心方向重鑄層和熱影響層的厚度隨時(shí)間變化

4.3 能量密度對(duì)重鑄層和熱影響層的影響

圖7為面齒輪經(jīng)飛秒激光在脈沖數(shù)N=20,激光脈寬為300 fs,激光光斑半徑為20 μm,重復(fù)頻率為200 kHz的激光參數(shù)加工后重鑄層厚度、熱影響層厚度與能量密度的關(guān)系。結(jié)果顯示:激光能量密度未達(dá)到面齒輪材料18Cr2Ni4WA的燒蝕閾值(0.138 J/cm2)時(shí),沒有明顯的重鑄層存在,只存在熱影響層。當(dāng)激光能量密度達(dá)到材料的燒蝕閾值時(shí),重鑄層開始出現(xiàn),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(shí)驗(yàn)過程及結(jié)果分析

5.1 實(shí)驗(yàn)材料及加工設(shè)備

實(shí)驗(yàn)選用的面齒輪材料18Cr2Ni4WA屬于合金滲碳鋼,具有高的強(qiáng)度、韌性和良好淬透性,它的主要化學(xué)成分如表3所示,激光燒蝕前的面齒輪銑削后實(shí)物如圖8所示。

表3 面齒輪材料18Cr2Ni4WA化學(xué)成分

圖8 激光燒蝕前的面齒輪銑削后實(shí)物圖

實(shí)驗(yàn)采用FemtoYL-100工業(yè)飛秒激光器,該飛秒激光加工系統(tǒng)主要由計(jì)算機(jī)系統(tǒng)、飛秒激光器、反射鏡、激光擴(kuò)束器、三維振鏡系統(tǒng)、CCD監(jiān)測(cè)系統(tǒng)、測(cè)距儀、遠(yuǎn)心場(chǎng)鏡、四軸移動(dòng)平臺(tái)、照明系統(tǒng)、和吹氣系統(tǒng)等部分組成。飛秒激光加工系統(tǒng)如圖9所示。

圖9 飛秒激光加工系統(tǒng)圖

5.2 能量密度對(duì)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(xué)性能、晶格結(jié)構(gòu)等會(huì)發(fā)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(shù)差異與較大的溫度梯度是導(dǎo)致熱應(yīng)力產(chǎn)生的主要原因,而熱應(yīng)力是導(dǎo)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(gè)脈沖的焦點(diǎn)距離和間隔時(shí)間都較小,上一脈沖導(dǎo)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(chǎn)生的飛濺物在飛濺至上一脈沖產(chǎn)生的重鑄層時(shí)因冷卻時(shí)間短也處于高溫,兩者發(fā)生侵蝕黏附,從而導(dǎo)致二者粘結(jié)較為牢固,造成齒面凹凸不平,嚴(yán)重影響齒面質(zhì)量。

在飛秒激光加工結(jié)束后,采用光學(xué)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(dāng)激光能量密度大小為1.73 J/cm2時(shí),燒蝕表面較為平整,沒有產(chǎn)生明顯的熔化重鑄物;當(dāng)激光能量密度增加到2.17 J/cm2時(shí),燒蝕面出現(xiàn)明顯的重鑄物,圖中白色圓圈處,重鑄層堆積比較厚;當(dāng)激光能量密度增加到2.89 J/cm2、4.33 J/cm2時(shí),重鑄層的厚度進(jìn)一步增大,且燒蝕面的周圍開始出現(xiàn)重鑄物。這是因?yàn)殡S著激光能量密度的增加,燒蝕區(qū)域的動(dòng)態(tài)壓力隨之增大,在動(dòng)態(tài)壓力的作用下,熔融物開始從燒蝕中心區(qū)域向四周濺射。熔融的液態(tài)材料在濺射過程中重新冷卻結(jié)晶并附著在面齒輪表面,使齒面出現(xiàn)了由液滴和液流凝固形成的凸起結(jié)構(gòu)。

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(xiàn)了激光燒蝕區(qū)域表面平整狀況,從圖中可以看出,燒蝕區(qū)域呈現(xiàn)中間高、兩邊低的特點(diǎn),這是由高斯脈沖的能量分布造成的。當(dāng)激光能量密度大小為1.73 J/cm2時(shí),燒蝕區(qū)域較為平整,最大燒蝕深度為1.629 μm;當(dāng)激光能量密度增加到2.17 J/cm2時(shí),燒蝕區(qū)域的中間和右邊開始變得不規(guī)整,存在較多分散的塊狀重鑄物,最大燒蝕深度為2.132 μm;當(dāng)激光能量密度增加到2.89 J/cm2、4.33 J/cm2時(shí),重鑄物的面積進(jìn)一步增大,形成了條狀重鑄物,且重鑄物分布的區(qū)域向外擴(kuò)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(shù)設(shè)置及二次加工

一次加工采取較高的激光能量密度對(duì)齒面進(jìn)行加工,雖然極大的提高了齒面的加工效率,但會(huì)在齒面形成較厚的重鑄層。重鑄層的存在嚴(yán)重影響了齒面的硬度、粗糙度等表面質(zhì)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(jìn)行飛秒激光二次加工。重鑄層經(jīng)過熔化冷卻后,其燒蝕閾值相較于基材層已經(jīng)大大降低,并且其表面的光吸收率也因?yàn)轱w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(duì)齒面進(jìn)行二次加工,不僅能有效去除重鑄層,而且對(duì)基材層的損傷也微乎其微。激光一次和二次加工工藝參數(shù)如表4所示。

表4 激光一次和二次燒蝕工藝參數(shù)

為驗(yàn)證飛秒激光二次加工清除重鑄層的可行性,按表4設(shè)置激光參數(shù)及工藝參數(shù),進(jìn)行面齒輪飛秒激光一次和二次燒蝕加工試驗(yàn)。加工效果對(duì)比圖如圖12所示,在高能量密度的飛秒燒蝕下,一次加工結(jié)束后,各齒面燒蝕區(qū)域形成了黑色重鑄層;采用低能量密度飛秒激光對(duì)齒面進(jìn)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(duì)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(wú)明顯的掃道痕跡,說(shuō)明飛秒激光二次加工對(duì)基材的損傷不大。

圖12 加工效果對(duì)比圖

圖13 齒面微觀形貌對(duì)比圖

5.4 齒面粗糙度分析

齒面粗糙度Ra采用德國(guó)生產(chǎn)的表面輪廓儀HommelWerke T8000(精度可達(dá)0.001 μm)進(jìn)行測(cè)量,對(duì)齒面的粗糙度測(cè)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(jīng)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(fù)頻率為200 kHz時(shí),飛秒激光一次加工測(cè)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(shù)不變,對(duì)面齒輪齒面進(jìn)行第二次加工,飛秒激光二次加工測(cè)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(jié) 論

本文針對(duì)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(jìn)行飛秒激光燒蝕數(shù)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(nèi)重鑄層和熱影響層的演變規(guī)律,并通過實(shí)驗(yàn)與仿真進(jìn)行對(duì)比,結(jié)果表明:當(dāng)能量密度為1.73 J/cm2時(shí),齒面燒蝕效果較好,未出現(xiàn)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(duì)齒面進(jìn)行燒蝕,能實(shí)現(xiàn)對(duì)材料的有效去除,二次加工采激光能量密度為1.73 J/cm2對(duì)齒面進(jìn)行燒蝕,能實(shí)現(xiàn)對(duì)一次加工殘留重鑄層的去除。結(jié)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(shí)兼顧燒蝕效率和燒蝕質(zhì)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(zhì)量提供了研究基礎(chǔ)。