本研究针对TC4钛合金中的毫秒脉冲激光打孔，建立了一个二维瞬态多物理场耦合模型。在固定激光功率（2500 W）和光斑半径（0.4 mm）下，该研究揭示了脉宽（0.5 ~ 3 ms）及脉冲时序控制对熔池形态、热流场和飞溅的影响机制。通过网格/时间步长收敛分析、表面张力敏感性分析（熔池深度波动<11%）以及与已发表实验数据的对比，验证了模型的可靠性。通过将脉冲解耦为恒定峰值功率密度（4.97 × 10⁵ W/cm²）并线性增加单脉冲能量（1.25 ~ 7.5 J），得出以下发现：在短脉宽（0.5 ms）下，高功率密度引发瞬态热冲击，形成浅盘状熔池（深度<200 μm）和对称双涡旋马拉高尼流（0.413 m/s）；在中等脉宽（1 ~ 2 ms，2.5 ~ 5.0 J）下，热传导主导，深度-宽度比增加超50%，流速降低68%；在长脉宽（2.5 ~ 3 ms，6.25 ~ 7.5 J）下，系统进入准稳态，孔形态趋近自相似双曲体（深度-宽度比约1.3），峰值温度稳定在4100 K。固定脉宽下，孔径线性增加（0.175 mm/ms）。脉冲作用期内的持续能量注入使高温区扩展超40%，峰值温度上升约8.9%，流速显著增加，而脉冲间歇期的热弛豫使熔池趋于平衡。对液体尖端曲率的四阶多项式拟合定量表征了脉冲过程中界面形态的演变。结果表明，持续能量输入伴随界面温度升高和蒸发增强，且蒸气反作用力对熔体纵向喷射的影响逐渐减弱。飞溅行为符合开尔文-亥姆霍兹与瑞利-泰勒不稳定性协同机制。本研究为理解毫秒激光打孔中脉宽调制下的热-流-界面耦合行为及工艺优化提供了理论基础。
图 1. 二维笛卡尔坐标系模型的网格划分示意图。蓝色方框为空气区域（尺寸：6.0 mm × 1.5 mm），白色方框为 TC4 合金区域（尺寸：6.0 mm × 3.0 mm）。Dms 表示毫秒激光的直径。
图 2. 在 P₀ = 2500 W、rb = 0.4 mm 条件下，不同脉冲宽度（Δτ = 0.5–3.0 ms）时，首次脉冲结束时刻的瞬态温度场与熔体流动场。箭头：速度矢量；实线：液相线等值线。
图 3. Δτ = 0.5 ms、P₀ = 2500 W、rb = 0.4 mm 条件下的熔池形貌、温度场及速度场：(a₁–a₄) 脉冲间隔末期（t = 4、8、12、16 ms）；(b₁–b₄) 脉冲开启期末期（t = 4.5、8.5、12.5、16.5 ms）。
图 4. 当 Δτ = 0.5 ms、P₀ = 2500 W、r_b = 0.4 mm 时，温度场的演化过程：(a₁–a₄) 脉冲间隔末期（t = 4、8、12、16 ms）；(b₁–b₄) 脉冲开启期末期（t = 4.5、8.5、12.5、16.5 ms）。
图 5. 液体体积分数分布图（表征金属飞溅），参数为 Δτ = 0.5 ms、P₀ = 2500 W、r_b = 0.4 mm：(a₁–a₄) 脉冲间隔末端（t = 4、8、12、16 ms）；(b₁–b₄) 脉冲开启期末端（t = 4.5、8.5、12.5、16.5 ms）。
图 6. 不同脉冲宽度下计算域内最高温度的时间演化曲线：(a) 0.5 ms，(b) 1 ms，(c) 1.5 ms，(d) 2 ms，(e) 2.5 ms，(f) 3 ms。P0 = 2500 W，rb = 0.4 mm。
图 7. 周期性脉冲激光钻削过程中不同时间点的液相线温度 Tl 分布图 (a) 及熔体合金分数 fl = 50% 的等值线图 (b)，其中 Y > 3 mm 的区域代表蒸气域。
图 8. 坐标变换后，尖端区域 1 mm 范围内的液相线轮廓及四阶多项式拟合曲线。
图 9。fl = 50% 的等值线及在尖端区域 1 mm 范围内进行的四阶多项式拟合。
本文建立了TC4钛合金毫秒脉冲激光打孔二维瞬态多物理场耦合数值模型。在固定激光功率（2500 W）和光斑半径（0.4 mm）条件下，系统研究了脉宽（0.5~3 ms）及脉冲时序对熔池形貌、温度/流场和金属飞溅的影响。通过网格无关性分析（表1）、时间步长收敛性分析（表2）和表面张力敏感性分析（表3）验证了模型的数值可靠性与物理合理性。与Wang等[41]报道的TC4毫秒激光打孔实验规律进行间接对比，证实本模拟与已发表实验趋势在定性上一致。需说明的是，本研究属于数值机理研究，现阶段尚未开展同步打孔实验进行直接验证。因此，我们通过网格/时间步长收敛验证、表面张力敏感性分析及与已发表实验趋势的间接对比，系统验证了模型预测的可靠性。尽管受实验条件限制，本文揭示的多物理场耦合机制及其定量指标——特别是反冲压力与表面张力竞争导致的力学转变，以及飞溅行为的不稳定性机制——为毫秒激光打孔工艺优化提供了系统的理论基础。观察到的定性趋势与现有文献中的实验观察结果一致。主要结论如下：
(1) 揭示了脉宽调控的物理本质是能量输入特性的改变。在固定激光功率和光斑半径下，改变脉宽同时导致恒定的峰值功率密度（Ep = 4.97×10⁵ W/cm²）和线性增加的单脉冲能量（Q = 1.25~7.5 J）。短脉宽（0.5 ms）时，高峰值功率密度引发非平衡瞬态热冲击，形成浅盘状熔池（深度<200 μm）和具有对称双涡结构的强马兰戈尼对流（最大速度0.413 m/s）。中等脉宽（1~2 ms，Q = 2.5~5.0 J）时，热传导逐渐主导相变：深宽比增加50%以上（2 ms时约为1.25），流速降低约68%。长脉宽（2.5~3 ms，Q = 6.25~7.5 J）时，系统达到准稳态，孔形收敛为自相似双曲线，深宽比约1.3，峰值温度稳定在4100 K，表明反冲压力与粘性耗散之间达到动态平衡。
(2) 利用固定脉宽（0.5 ms）下的数据量化了热加载历程的独立作用。根据表2中不同热加载时间（4、8、12和16 ms）的Md和Mw值，计算得深宽比从0.482增至1.440（增幅199%），锥角从46.0°单调降至19.2°，而孔深呈严格线性增加（平均打孔速率0.175 mm/ms）。这些结果表明，即使不改变脉宽（即固定单脉冲能量），仅多脉冲热积累就足以显著驱动孔形从浅盘转变为深锥。因此，在解释实验结果时，必须清晰区分“脉宽决定的能量输入特性”与“热加载历程”的影响。
(3) 揭示了表面张力作为纵向抑制力的力学作用。表面张力敏感性分析（表3）表明，当σ从1.20 N·m⁻¹增至1.588 N·m⁻¹时，在8 ms时刻深度Md从1.294 mm降至1.158 mm（降低10.5%），而宽度Mw从1.448 mm增至1.466 mm；相应地，深宽比从0.894降至0.790，锥角从30.1°升至32.4°。在12 ms时刻观察到相同趋势。这一定量结果独立证实，表面张力是直接对抗反冲压力的关键恢复力，限制了孔深并促进了横向扩展。
(4) 通过对液相连接线尖端曲率进行四阶多项式拟合，定量揭示了熔池的动态演变，表明随着蒸发加剧，反冲压力对纵向打孔行为的影响逐渐增强。在Δτ = 0.5 ms条件下，与区间末端（t = 4 ms）相比，脉冲作用期结束（t = 4.5 ms）时四阶项系数a从1.28079增至2.01174（增加57.1%），对应的尖端曲率κ = 2a从2.56×10³ m⁻¹增至4.02×10³ m⁻¹；同时，四阶项系数b从4.45861降至3.44398（降低22.8%），表明高阶变形能减弱，孔壁趋于平滑。a和b的反向演变在数学上表征了反冲压力驱动的纵向打孔增强和熔池边缘的稳定化。
(5) 阐明了脉冲时序对多场行为的调控作用。对比脉冲作用期末与脉冲间歇期发现：脉冲作用期末高温区扩展超过40%，峰值温度上升8.9%（从3830 K升至4170 K），流速显著增加（蒸气速度从3.29~3.60 m/s升至6.03~9.49 m/s）。脉冲间歇期热扩散占主导，熔池形貌趋于平衡。此外，金属飞溅行为在物理上表现为开尔文-亥姆霍兹界面剪切不稳定性（蒸气-熔体速度差Δu ≈ 5~9 m/s）与烧蚀瑞利-泰勒不稳定性（反冲压力驱动的有效加速度约10⁷ m/s²）的协同作用。
尽管本研究系统揭示了毫秒激光打孔中脉宽与脉冲时序的多物理场耦合机制，仍有若干问题值得进一步探究。首先，当前模型忽略了孔内多次反射以及蒸气/等离子体羽流对入射激光的屏蔽/散射；未来工作应引入光线追踪或辐射传输模型，以改进高深宽比条件下的能量沉积预测。其次，本研究仅固定了激光功率和光斑半径；后续研究应扩展至多参数（功率、光斑尺寸、脉冲波形、重复频率等）的协同效应，并建立连接工艺参数与孔几何及飞溅行为的工艺地图。第三，当前宏观尺度水平集方法可定性预测飞溅倾向，但无法解析微米级液滴的脱离与轨迹；需要采用两相大涡模拟或直接数值模拟（DNS）等高保真方法以实现更精确预测。第四，计划利用高速成像、热电偶温度测量和SEM形貌分析进行直接实验验证，并开发基于机器学习的自适应激光参数控制策略，以推动毫秒激光打孔向智能化、高质量、高效率方向发展。
内容来源：激光制造研究
