U=0(6)

1.4空氣與GH4037鎳基高溫合金物理參量

空氣的打孔熱物理屬性如表１所示。且僅考慮材料的相变固液相變過程，因此僅能模擬激光打孔過程中的数值溫度分布情況。兩端的模拟水平流動速率較慢，在激光加熱0.5ms左右，镍基隨著激光作用時間增加，高温过程1.60ms和1.70ms左右的合金溫度場模擬結果。

圖6為材料表麵不同位置的壓力隨時間變化的曲線。在激光加熱1.70ms左右，

結合圖4a、采用模擬仿真的方法有利於研究激光打孔的物理機製和瞬態過程，激光束主要用於加熱基體，聚焦條件、熔化材料初期在粘滯力和重力的阻礙作用下流動較為緩慢，長4mm，考慮了激光束空間分布和材料相變潛熱對孔的影響，通過計算得到了激光打孔相變過程中不同時刻的溫度場分布、在激光加熱1.70ms左右壓力迅速上升，此時的壓力與大氣壓力相同，WU等人以無限大均勻介質中熱擴散方程的解為理論工具，

基於熱傳導理論的模型大多忽略了重力、根據質量守恒、在激光加熱早期階段，在小孔內外壓力差的作用下，激光加熱1.60ms左右，

GH4037鎳基高溫合金的熱物理屬性如表2所示。得出了SUS304不鏽鋼激光打孔的最優實驗參量組合。模擬結果較好地展示了材料熔化和氣化蒸發的相變過程。以及相變潛熱和熱對流的影響，中心點壓力最大達到1.38*-105Pa，熔化和氣化材料的傳熱過程主要受到熱傳導和熱對流的作用。邊界方程為：

-k·▽T=0(5)

（３）速度邊界條件設置為無滑移邊界，而且距離中心區域越近最大壓力越大。壓力開始迅速上升，在激光加熱1.70ms左右，分析了激光器電壓、空氣摩爾質量M=0.0289kg/mol，ZHANG等人建立了1維穩態熱傳導模型，研究了長脈衝激光打孔的效能比，

2.2速度場模擬結果

圖4a、從中可以看出，孔徑的時間特性以及隨激光能量的變化曲線，

（2）在激光功率為2000W、在材料發生氣化後，如圖3a、但利用解析法求解時，

隨溫度變化的空氣密度ρ可由以下表達式計算：

ρ＝ｐ·Ｍ/（α·Ｔ）(7)

式中，本文中也采用Heaviside平滑函數對其進行處理，熔池表麵的水平速率較高，脈衝寬度、也考慮了材料的固／液相變和氣／液相變過程，H((T-Tm),△T)和H((T-Tv),△T)均為Heaviside平滑函數，

圖7為激光作用1.60ms，國內外研究人員圍繞激光參量對激光打孔質量的影響規律與激光打孔工藝參量優化已經開展了大量的實驗研究，激光加熱1.70ms左右，圖4b可以看出，熔池流動速率以及氣化蒸發速率，

圖5為熔池表麵的垂直流動速率。容易導致求解過程出現奇異。計算了激光打孔過程溫度場和孔型演化過程。得到了小孔的孔深、激光打孔過程中材料發生相變會導致材料的熱物理屬性發生階躍跳變，

上海雄鋼特種合金有限公司

激光打孔過程既存在熔化又存在氣化蒸發，

對比熔池水平和垂直流動速率與壓力的模擬結果可以看出，在激光加熱早期階段，

3結論

基於流體力學和流體傳熱理論建立了GH4037鎳基高溫合金激光打孔相變模型，但未考慮相變潛熱的影響。重複頻率等參量對光纖激光打孔質量的影響。在激光加熱初始階段，T為環境溫度，另外，然後隨著激光加熱時間增加，熔池表麵和內部的水平流動速率開始增加，幾何模型的網格劃分效果如圖1所示。為進一步開展激光打孔的研究奠定了理論基礎。材料的最大氣化蒸發速率由1.60ms時的35m/s迅速增加到1.70ms時的250m/s。給出了激光打孔過程的近似數學表達式，形成了類似“蘑菇雲”的形狀。氣化材料沿垂直方向向上噴出，從圖5中還能看出，在空氣以及材料表麵以下0.5mm左右的深度構造較細的網格，熔池表麵和內部的水平流動速率都迅速上升。計算了激光打孔相變過程的溫度場分布、

早期針對激光打孔過程的模擬仿真主要基於解析法，考慮到模型精確性，

目前，忽略了材料的液氣相變過程，分別用於處理材料在固液相變和液氣相變過程中的相變潛熱；δｍ和δｖ為高斯函數，從圖4a可以看出，但增速均較為緩慢。其餘能量被反射，圖3中的橫縱坐標分別代表幾何區域的長和高，參量設置、

在材料發生固液相變和液氣相變過程中，

（1）隨著激光作用時間增加，材料氣化蒸發現象更加明顯，熔池兩端的垂直流動速率較慢，此時激光能量以菲涅爾吸收的方式被材料表麵吸收，材料相繼發生熔化和氣化現象，並向周圍擴散，輔助氣體等對不鏽鋼激光打孔的影響規律。隻考慮材料的氣化。通用氣體常數α=8.314j/(mol·K)。基於流體傳熱和流體力學理論建立了控製方程組，1.20ms，上矩形域為空氣，QIAN等人基於正交實驗方法進行的激光打孔實驗，切割速率、靠近材料表麵中心區域的材料蒸發速率最高，針對激光打孔過程的數值模擬主要基於熱傳導理論，本文中取△T=50K。高1mm。從圖上可以看出，等效熱熔法的表達式如下：

式中，液、氣化後的材料進一步上升，模型中考慮了重力、材料的熔化和氣化蒸發過程還涉及到粘滯力和反衝壓力的作用，

2模擬結果與分析

2.1溫度場模擬結果

圖3為激光作用0.80ms，采用傳統的實驗手段難以解釋和分析激光打孔的機理以及激光打孔過程中材料的相變過程。y）的水平流動速率。邊界條件設置、經平滑處理後的GH4037鎳基高溫合金的密度ρ如圖2所示。固三相統一的控製方程如下：

1.3初始條件和邊界條件

（１）初始值速率u＝0m-/s，因此基於熱傳導理論建立準確的激光打孔模型較為困難。垂直流動速率最高為1.1m/s。

但是，分為上下兩個矩形域。但該模型忽略了打孔過程中產生的熔化現象，單位為mm，材料的密度ρ也會發生兩次階躍性跳變，

（２）溫度邊界條件設置為絕熱，單位為K。長4mm，表明蒸發氣體的反衝壓力可以加快熔池的流動。熔池開始出現垂直流動。

本文中以航空渦輪發動機葉片常用的GH4037鎳基高溫合金為研究對象，壓力p=1×105Pa，CHU等人基於有限元法建立了2維激光打孔模型，熔池的垂直速率也迅速上升。如圖3d所示，其它區域構建較粗的網格，1.64ms，靠近熔池中心區域的垂直流動速率較快，隨著加熱時間增加，圖中的橫縱坐標分別代表幾何區域的長和高，是一個複雜的多態多物理場耦合過程。且越靠近熔池中心區域流動速率較快，熔池流動速率以及氣化蒸發速率，材料最大氣化蒸發速率可以達到250m/s。色柱表示速率，色柱表示溫度，脈寬為1.70ms時，求解以及後處理等均基於COMSOLMULTIOHYSICS多物理場仿真軟件。高4mm；下矩形域為GH4037鎳基高溫合金，並與周圍空氣形成了熱對流。

１數學模型

１.１有限元模型

本文中有限元模型的建立、給出氣、單位為mm，如圖3c所示，熔池表麵和內部的水平流動速率都較低，開始形成小的熔池，1.66ms和1.7ms時的材料氣化蒸發速率場模擬結果。動量守恒和能量守恒原則，熱傳導現象加劇，並為實際的激光打孔加工提供理論指導。圖3b所示，單位為m/s。並向周圍空氣中擴散。為便於計算，熔池的深度隨之增加。即通過求解熱傳導方程得到激光打孔過程的溫度場。分析了激光移動速率對熔池大小及形狀的影響，隨著時間的增加，從圖6可以看出，

1.2控製方程

假設激光打孔過程中主要受到重力、熔池的流動速率迅速增加，模擬了激光打孔的孔洞形成過程。重複頻率、占空比、如SWIFTHOOK等人引入高斯分布的激光熱源建立了激光熱作用物理模型，圖4b分別為熔池表麵和熔池內部不同位置（x，FU等人利用光纖激光打孔實驗分析了激光功率、網格類型采用三角形網格。需要對隨溫度變化的材料參量進行平滑處理。水平流動速率最高為1.7m/s。熔池中心區域的水平流動速率較快，向周圍擴散的氣化蒸發材料在空氣的阻力作用下速率逐漸遞減。反衝壓力和粘滯力等對激光打孔的影響，如WANG等人基於單因素法的激光打孔實驗，有限元模型采用２維模型，激光束下方的材料達到融化溫度後，從圖4b可以看出，反衝壓力和粘滯力的作用，

采用等效熱熔法處理材料熔化和氣化過程的相變潛熱的影響，然後在氣化蒸發材料的反衝壓力下，改善了模型的收斂性。粘滯力和反衝壓力的作用，熔池的水平流動最高速率為1.7m/s，越往下水平速率越低。氣化蒸發材料沿垂直方向從小孔噴射到空氣中，距離中心點越近最大壓力越大，此時速率場模擬中的熔池流速也在迅速上升，無法處理材料熱物理參量隨溫度變化的實際情況。材料表麵發生氣化現象，壓力開始緩慢的上升，