脈沖光纖激光誘導(dǎo)氧化硬質(zhì)合金的溫度場(chǎng)分布

姚晨佼 李 亮 何 寧 趙國(guó)龍 吳 賢

南京航空航天大學(xué)機(jī)電學(xué)院，南京，210016

脈沖光纖激光誘導(dǎo)氧化硬質(zhì)合金的溫度場(chǎng)分布

姚晨佼 李 亮 何 寧 趙國(guó)龍 吳 賢

南京航空航天大學(xué)機(jī)電學(xué)院，南京，210016

利用ABAQUS建立了三維瞬態(tài)傳熱模型，計(jì)算了激光誘導(dǎo)下的溫度場(chǎng)分布情況，并研究了激光參數(shù)對(duì)溫度場(chǎng)的影響。仿真結(jié)果表明，工件最高溫度隨著單脈沖能量的增大以及掃描速度和光斑直徑的減小而增大，熱影響區(qū)的最大深度和寬度隨著單脈沖能量的增大以及掃描速度和光斑直徑的減小而增大。研究結(jié)果為優(yōu)選激光誘導(dǎo)氧化硬質(zhì)合金材料時(shí)的激光參數(shù)提供了重要依據(jù)。

激光誘導(dǎo)氧化；有限元分析；溫度場(chǎng)；硬質(zhì)合金

0 引言

隨著航空航天、汽車(chē)、微電子以及醫(yī)療等工業(yè)的快速發(fā)展，產(chǎn)品零件對(duì)材料的性能要求越來(lái)越高，出現(xiàn)了許多高強(qiáng)度、高硬度的新材料，如高溫合金、陶瓷和硬質(zhì)合金。然而這些材料加工性能差、加工過(guò)程中存在刀具磨損快、表面質(zhì)量差、生產(chǎn)效率低等問(wèn)題，傳統(tǒng)的機(jī)械加工方法已不再適用。激光加熱誘導(dǎo)氧化輔助切削通過(guò)對(duì)工件局部加熱，改善材料可加工性，提高加工效率及加工質(zhì)量，為難加工材料開(kāi)辟了一條新的途徑。但由于加工環(huán)境條件各不相同，工件材料復(fù)雜多樣，試驗(yàn)過(guò)程中溫度測(cè)量困難，激光參數(shù)的選擇缺乏一定的依據(jù)，因此研究激光對(duì)工件材料加熱后的溫度場(chǎng)分布規(guī)律，對(duì)提高輔助加工效率和加工質(zhì)量有著重要意義。

目前國(guó)內(nèi)外已有很多學(xué)者對(duì)激光加熱輔助切削的溫度場(chǎng)進(jìn)行了研究。ROZZI等[1]以氮化硅為研究對(duì)象，采用有限體積法建立了激光輔助車(chē)削氮化硅的三維瞬態(tài)熱模型，該模型可以用來(lái)預(yù)測(cè)加工參數(shù)對(duì)圓柱形工件溫度場(chǎng)分布的影響。TIAN[2]在文獻(xiàn)[1]模型的基礎(chǔ)上建立了三維瞬態(tài)溫度場(chǎng)模型來(lái)預(yù)測(cè)包含復(fù)雜結(jié)構(gòu)的氮化硅陶瓷工件加工過(guò)程中的溫度場(chǎng)分布，并采用部分離散控制體積法來(lái)研究加工過(guò)程中的材料去除機(jī)理。鄢銼等[3]、陳沛等[4]利用有限差分法分別對(duì)AL2O3熱壓陶瓷和SI3N4工程陶瓷建立了溫度場(chǎng)模型，分析了不同激光參數(shù)對(duì)溫度場(chǎng)及加工結(jié)果的影響。田欣利等[5]和王揚(yáng)等[6]采用有限元方法計(jì)算得到SI3N4和ZRO2陶瓷的溫度場(chǎng)分布，并以此為依據(jù)選取合適的激光輔助加工參數(shù)。

對(duì)于激光加熱溫度場(chǎng)的研究，國(guó)內(nèi)外學(xué)者大多主要以陶瓷為研究對(duì)象，激光加熱誘導(dǎo)氧化硬質(zhì)合金材料溫度場(chǎng)分布的研究則未見(jiàn)報(bào)道。硬質(zhì)合金硬度高，具有極強(qiáng)的耐磨、耐熱和耐腐蝕等優(yōu)良特性，但加工性能差[7-9]。激光誘導(dǎo)氧化硬質(zhì)合金利用激光對(duì)硬質(zhì)合金工件進(jìn)行局部加熱,可使工件表面生成結(jié)構(gòu)疏松的氧化物，該氧化物可以輕松地被微銑刀去除，能有效解決微細(xì)銑削硬質(zhì)合金加工過(guò)程中刀具磨損大和材料去除率低的問(wèn)題。本文以硬質(zhì)合金材料YG20為研究對(duì)象，脈沖高斯光束為熱源，采用有限元仿真軟件建立三維瞬態(tài)溫度場(chǎng)模型，用以預(yù)測(cè)硬質(zhì)合金在激光輻射下的溫度場(chǎng)分布，通過(guò)對(duì)比試驗(yàn)與仿真結(jié)果驗(yàn)證模型，研究激光單脈沖能量、掃描速度和光斑直徑對(duì)硬質(zhì)合金工件最高溫度以及熱影響區(qū)最大深度和寬度的影響規(guī)律。

1 仿真?zhèn)鳠崮Ｐ偷慕?/h2>

激光誘導(dǎo)氧化輔助切削硬質(zhì)合金利用激光源對(duì)工件進(jìn)行局部加熱，使工件表面在高溫下發(fā)生氧化反應(yīng)，生成結(jié)構(gòu)疏松的氧化物，然后利用微銑刀去除氧化層，從而降低刀具磨損、提高材料去除效率和表面加工質(zhì)量，加工示意圖見(jiàn)圖1。激光垂直照射到工件表面，以一定的速度沿著y軸方向移動(dòng)，激光加熱材料的溫度場(chǎng)的三維瞬態(tài)導(dǎo)熱微分方程為

(1)

其中，(x，y，z)為工件上某一點(diǎn)的坐標(biāo)，ρ為材料密度，c為質(zhì)量熱容，θ為材料瞬時(shí)溫度，v為激光掃描速度，t為時(shí)間，λ為熱導(dǎo)率，φ為單位時(shí)間單位體積內(nèi)熱源生成熱。由于激光加熱過(guò)程中不存在體熱源，所以φ=0。

圖1 激光誘導(dǎo)氧化輔助銑削示意圖Fig.1 Process of laser induced oxidation assisted milling

實(shí)際加工過(guò)程中，真實(shí)溫度場(chǎng)受許多復(fù)雜因素影響，為簡(jiǎn)化模型，作如下簡(jiǎn)化假設(shè)：①仿真所用材料是均勻且各向同性的物質(zhì)；②材料的密度及其他熱物理參數(shù)(質(zhì)量熱容、熱導(dǎo)率)不隨溫度變化；③加工過(guò)程中激光熱源模型采用激光密度分布為正態(tài)分布的高斯熱源模型；④工件底面為絕熱面。

模型的初始條件為室溫22 ℃，模型的邊界條件為激光輻射、熱對(duì)流以及熱輻射。激光光斑內(nèi)能量平衡方程為

(2)

其中，A為材料對(duì)激光的吸收率，q(x,y)為激光熱流密度，qconv、qrad分別為熱對(duì)流、熱輻射熱流密度。激光器所輸出的激光功率密度分布滿足二維高斯函數(shù)：

(3)

式中，r為距激光中心的距離。

對(duì)于脈沖激光器，在一個(gè)周期α內(nèi)，I(0,z)具體計(jì)算公式為

(4)

式中，P為激光平均功率；τ為脈沖激光脈寬；f為激光重復(fù)頻率；α為脈沖激光周期；R為激光光斑半徑。

激光光斑外各表面存在熱對(duì)流及熱輻射，邊界條件如下：

(5)

式(5)表示各表面存在熱對(duì)流及熱輻射，底面絕緣。其中z=0，x=0，x=xA，y=0，y=yB和z=zC分別表示圖1中工件的上表面、右側(cè)面、左側(cè)面、前端面、后端面及底面。由牛頓冷卻定律可得熱對(duì)流時(shí)的熱流密度為

qconv=h[θ(x,y,z,t)-θamb]

(6)

式中，h為表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)；θamb為室溫。

基于Stefan-Boltzmann定律可確定熱流密度，則工件輻射條件為

(7)

式中，ε為材料發(fā)射率；σ為Stefan-Boltzmann常量，σ=5.67×10-8W/(m2·K4)。

結(jié)合式(1)～式(7)建立傳熱數(shù)學(xué)模型。

2 傳熱模型的仿真研究及實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

利用仿真軟件ABAQUS建立硬質(zhì)合金三維瞬態(tài)傳熱模型，模型尺寸為10mm×10mm×3mm。為獲得足夠的仿真精確度，同時(shí)避免計(jì)算時(shí)間過(guò)長(zhǎng)，對(duì)工件進(jìn)行網(wǎng)格分層劃分，工件表面及以下200μm網(wǎng)格尺寸定義為50μm，工件表面以下200～400μm網(wǎng)格尺寸定義為100μm，其余定義為200μm，如圖2所示。設(shè)置初始和邊界條件，并對(duì)工件施加一個(gè)移動(dòng)熱源。本文采用YG20硬質(zhì)合金，其中含有20%Co及80%WC，具體性能參數(shù)見(jiàn)表1。

激光器選用脈沖摻鐿光纖激光器，輸出波長(zhǎng)為1064mm，脈寬為100ns，最大平均功率為20W，重復(fù)頻率為2～20kHz可調(diào)。采用Optris公司生產(chǎn)的PI200紅外熱像儀對(duì)工件溫度進(jìn)行測(cè)量。實(shí)驗(yàn)設(shè)備如圖3所示。

圖2 網(wǎng)格模型Fig.2 Mesh model

質(zhì)量熱容(J/kg·K)熱導(dǎo)率(W/m·K)密度(kg/m3)工件材料發(fā)射率950110136000．34

圖3 實(shí)驗(yàn)設(shè)備Fig.3 Experimental setup

影響激光輻射工件溫度場(chǎng)分布的主要因素包括激光單脈沖能量E、光斑直徑D和掃描速度v。激光單脈沖能量E、平均輸出功率P和脈沖頻率f間的關(guān)系為E=P/f。仿真求解和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證參數(shù)選擇單脈沖能量0.0385 mJ(P=5 W，f=130 kHz)、掃描速度2 mm/s和光斑直徑0.6 mm，激光光斑中心點(diǎn)以坐標(biāo)(5,0,0)為起始點(diǎn)，沿著y軸正方向掃描，計(jì)算并分析激光掃描路徑上點(diǎn)A(5,2,0)的溫度隨時(shí)間的變化規(guī)律。

由于紅外熱像儀測(cè)溫量程為125～1000 ℃，所以初始階段和后期溫度不在量程范圍內(nèi)，儀器沒(méi)有讀數(shù)。圖4a為1 s時(shí)的仿真結(jié)果圖，圖4b為A點(diǎn)溫度隨時(shí)間變化的曲線。將仿真和實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，可以看出當(dāng)激光束掃描到A點(diǎn)時(shí)，該點(diǎn)溫度迅速由低溫升至高溫；當(dāng)激光束離開(kāi)該點(diǎn)時(shí)，該點(diǎn)的溫度隨即迅速下降。仿真結(jié)果與試驗(yàn)所測(cè)得結(jié)果整體上有較好的重合性，溫度變化趨勢(shì)相吻合，驗(yàn)證了仿真模型的正確性。

(a)1 s時(shí)的仿真云圖

(b)仿真和實(shí)驗(yàn)對(duì)比圖4 仿真和實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比圖Fig.4 Surface temperature comparison for simulation and experiments

3 激光參數(shù)對(duì)工件最高溫度的影響

文獻(xiàn)[10-12]在研究硬質(zhì)合金的高溫氧化行為時(shí)，發(fā)現(xiàn)硬質(zhì)合金在500 ℃左右開(kāi)始發(fā)生氧化，超過(guò)700 ℃后，氧化速度迅速提高。由于激光在掃描過(guò)程中產(chǎn)生的高溫具有瞬時(shí)性，若溫度太低，工件表面可能來(lái)不及發(fā)生氧化反應(yīng)，所以仿真研究中選擇700 ℃作為工件在瞬時(shí)高溫中開(kāi)始發(fā)生氧化反應(yīng)的溫度。硬質(zhì)合金YG20主要由Co和WC組成，Co和WC的熔點(diǎn)分別為1493 ℃和2870 ℃，若瞬時(shí)溫度過(guò)高，工件就會(huì)熔化，因此，設(shè)定700～1490 ℃為工件在瞬時(shí)高溫中快速氧化的溫度范圍來(lái)改善材料的加工性能。

以激光單脈沖能量E、激光掃描速度v和光斑直徑D為變量設(shè)計(jì)單因素仿真試驗(yàn)，分別仿真計(jì)算在激光掃描過(guò)程中，距工件表面0、50 μm、100 μm、150 μm和200 μm處工件的最高溫度。

3.1 單脈沖能量對(duì)工件最高溫度的影響

圖5為工件表層及距工件表面50 μm、100 μm、150 μm和200 μm處工件最高溫度隨單脈沖能量的變化趨勢(shì)圖，單脈沖能量選擇0.05 mJ、0.045 mJ、0.04 mJ、0.0375 mJ和0.03 mJ，光斑直徑0.6 mm和掃描速度100 mm/s為固定參數(shù)。從圖5中可以看出隨著深度d的增加，工件每層的最高溫度降低，距離工件表面越近，溫度下降得越快。隨著單脈沖能量的增大，工件每層的最高溫度增大，距離工件表面越近，最高溫度上升得越快。適當(dāng)提高單脈沖能量可以提高工件表面溫度，加快表面的軟化速率，但單脈沖能量也不宜過(guò)高，否則會(huì)使工件達(dá)到熔點(diǎn)，從而超出氧化溫度范圍，因此，單脈沖能量合理的選擇范圍為0.03～0.045 mJ。

1.d=0 2.d=50 μm 3.d=100 μm 4.d=150 μm 5.d=200 μm圖5 單脈沖能量對(duì)最高溫度的影響Fig.5 Single pulse energy dependent variations of peak temperature at different depths

3.2 激光掃描速度對(duì)最高溫度的影響

圖6為工件表層及距工件表面50 μm、100 μm、150 μm和200 μm處工件最高溫度隨激光掃描速度的變化趨勢(shì)圖。掃描速度選擇60 mm/s、80 mm/s、100 mm/s、120 mm/s和140 mm/s，光斑直徑0.6 mm和單脈沖能量0.05 mJ為固定參數(shù)。從圖6中可以看出，隨著深度的增加，工件每層的最高溫度逐漸降低從而趨于穩(wěn)定，距離工件表面越近，溫度下降得越快。隨著掃描速度的增大，工件每層最高溫度降低，每層溫度的下降趨勢(shì)一致，每層的溫度變化范圍約100 ℃，溫度跨值較小?？梢钥闯雠c單脈沖能量相比，掃描速度對(duì)工件的最高溫度影響較小，這主要是因?yàn)榧す鈷呙杷俣葘?duì)激光功率分布沒(méi)有影響，單位時(shí)間內(nèi)輻照到工件表面的激光能量是一定的，移動(dòng)越快，作用時(shí)間越短；移動(dòng)越慢，作用時(shí)間就越長(zhǎng)。

1.d=0 2.d=50 μm 3.d=100 μm 4.d=150 μm 5.d=200 μm圖6 激光掃描速度對(duì)最高溫度的影響Fig.6 Laser scanning velocities dependent variations of peak temperature at different depths

3.3 激光光斑直徑對(duì)最高溫度的影響

圖7為工件表層及距工件表面50 μm、100 μm、150 μm和200 μm處工件最高溫度隨光斑直徑的變化趨勢(shì)圖。光斑直徑選擇0.6 mm、0.7 mm、0.8 mm、0.9 mm和1 mm，固定參數(shù)單脈沖能量0.05 mJ和掃描速度100 mm/s。從圖7中可以看出，隨著深度的增加，工件每層最高溫度降低，距離工件表面越近，溫度下降得越快。隨著光斑直徑從0.6 mm增大至1 mm，工件每層的溫度變化范圍由800 ℃變化到130 ℃，溫度跨值較大，溫度下降速度隨著深度的增加逐漸減小。光斑直徑的大小限制了激光的加熱范圍，小的光斑直徑，激光能量更集中，可以產(chǎn)生更高的熱流量，從而使工件得到更高的最高溫度值；但若光斑直徑過(guò)小，能量密度太集中，會(huì)造成光斑范圍內(nèi)工件表面溫度迅速達(dá)到熔點(diǎn)而熔化。若光斑直徑過(guò)大，工件表面最高溫度便會(huì)降低，氧化效果不明顯，因此，當(dāng)單脈沖能量為0.05 mJ時(shí)，合理的光斑直徑選擇為0.7～0.8 mm。

生活質(zhì)量、心理狀態(tài)采用我院自制調(diào)查表，總分為40分，分?jǐn)?shù)越高表明患者改善情況越好。肺結(jié)核掌握知識(shí)包括預(yù)防措施、藥物使用、飲食模式、疾病認(rèn)知等4種，采用我院自制調(diào)查問(wèn)卷，總分為100分，分?jǐn)?shù)越高表明患者掌握程度越好[6]。

1.d=0 2.d=50 μm 3.d=100 μm 4.d=150 μm 5.d=200 μm圖7 光斑直徑對(duì)最高溫度的影響Fig.7 Laser spot diameter dependent variation of peak temperature at different depths

上述仿真結(jié)果顯示，單脈沖能量越高，掃描速度越慢，光斑直徑越小，則工件最高溫度越高，從各參數(shù)對(duì)溫度場(chǎng)的影響程度來(lái)看，光斑直徑與激光功率對(duì)工件最高溫度的影響較大，掃描速度影響相對(duì)較弱。

4 激光參數(shù)對(duì)熱影響區(qū)的影響

對(duì)于同一種材料，不同的激光參數(shù)決定了不同的溫度影響深度和寬度，當(dāng)溫度大于700 ℃時(shí)，硬質(zhì)合金氧化速度迅速上升，本文定義溫度范圍700～1490 ℃為硬質(zhì)合金快速氧化的熱影響區(qū)(heat affected zone, HAZ)，分析激光單脈沖能量E、激光掃描速度v和光斑直徑D三種激光參數(shù)對(duì)熱影響區(qū)的最大深度和寬度的影響規(guī)律。圖8為單脈沖能量0.045 mJ、掃描速度100 mm/s、光斑直徑0.6 mm和掃描時(shí)間0.2 s時(shí)的仿真云圖，可以看出工件溫度在z軸方向迅速下降，熱影響區(qū)的最大深度明顯小于其最大寬度。激光輻射下，工件的最高溫度隨著時(shí)間的延長(zhǎng)迅速上升并最終趨于平穩(wěn)，為更深入研究分析，本文選取不同的激光參數(shù)進(jìn)行仿真實(shí)驗(yàn)，研究掃描時(shí)間為0.2 s時(shí)激光參數(shù)對(duì)熱影響區(qū)最大深度和最大寬度的影響。

(a)xy截面

(b)yz截面圖8 掃描0.2 s時(shí)溫度場(chǎng)分布Fig.8 Temperature distribution at time of 0.2 s

4.1 單脈沖能量對(duì)熱影響區(qū)的影響

圖9為光斑直徑0.6 mm和掃描速度100 mm/s為固定參數(shù)，單脈沖能量分別為0.05 mJ、0.045 mJ、0.04 mJ、0.0375 mJ和0.03 mJ時(shí)，熱影響區(qū)的最大深度和最大寬度的變化趨勢(shì)圖。從圖9中可以看出，熱影響區(qū)的最大深度和最大寬度隨單脈沖能量的增大幾乎呈線性遞增。增大單脈沖能量，熱影響區(qū)的最大深度和最大寬度隨之增大，這意味著工件氧化層的厚度和寬度增加，但單脈沖能量過(guò)高，會(huì)使工件表面溫度達(dá)到熔點(diǎn)而熔化，超過(guò)氧化的合適溫度范圍，因而適當(dāng)提高激光單脈沖能量可有效擴(kuò)大氧化范圍。

圖9 單脈沖能量對(duì)熱影響區(qū)最大深度和寬度的影響Fig.9 Influence of single pulse energy on the maximum depth and width of HAZ

4.2 激光掃描速度對(duì)熱影響區(qū)的影響

以光斑直徑0.6 mm和單脈沖能量0.045 mJ為固定參數(shù)，掃描速度分別為60 mm/s、80 mm/s、100 mm/s、120 mm/s和140 mm/s時(shí)，熱影響區(qū)的最大深度和最大寬度的變化趨勢(shì)圖見(jiàn)圖10。可以看出熱影響區(qū)的最大深度和最大寬度隨著掃描速度的增大而減小，這主要是因?yàn)殡S著掃描速度的增大，工件表面受輻照的時(shí)間變短，往內(nèi)部傳遞的熱量減少，從而導(dǎo)致內(nèi)部溫度降低，工件表層下處于氧化溫度范圍的區(qū)域減小，氧化深度變淺。但相比單脈沖能量，掃描速度對(duì)熱影響區(qū)的影響程度有限。

圖10 激光掃描速度對(duì)熱影響區(qū)最大深度和寬度的影響Fig.10 Influence of laser scanning velocities on the maximum depth and width of HAZ

4.3 光斑直徑對(duì)熱影響區(qū)的影響

以掃描速度100 mm/s和單脈沖能量0.045 mJ為固定參數(shù)，光斑直徑分別為0.6 mm、0.7 mm、0.8 mm、0.9 mm和1 mm時(shí)，熱影響區(qū)的最大深度和最大寬度的變化趨勢(shì)圖見(jiàn)圖11。可以看出隨著光斑直徑的增大，熱影響區(qū)的最大深度和最大寬度迅速減小。這是因?yàn)榉抡嬷惺┘拥拿}沖高斯熱源的功率密度與光斑直徑的二次方成反比，隨著光斑直徑的增大，功率密度會(huì)迅速減小，工件溫度迅速降低，從而使得熱影響區(qū)的范圍迅速減小，影響氧化效率。若光斑直徑過(guò)小，工件溫度則會(huì)迅速達(dá)到熔點(diǎn)，所以要選擇合適的光斑直徑。

圖11 光斑直徑對(duì)熱影響區(qū)最大深度和寬度的影響Fig.11 Influence of laser spot diameter on the maximum depth and width of HAZ

5 結(jié)論

(1)利用ABAQUS建立了硬質(zhì)合金在脈沖光纖激光器輻射下的三維瞬態(tài)仿真模型，該模型綜合考慮了熱傳導(dǎo)、熱輻射及熱對(duì)流等現(xiàn)象，并對(duì)模型進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，結(jié)果表明該模型可以有效預(yù)測(cè)溫度場(chǎng)分布

(2)研究了激光參數(shù)(單脈沖能量、光斑直徑和掃描速度)對(duì)工件最高溫的影響規(guī)律，單因素仿真研究發(fā)現(xiàn),隨著單脈沖能量的增大，以及掃描速度和光斑直徑的減小，工件最高溫度增大。

(3)研究了激光參數(shù)(單脈沖能量、光斑直徑和掃描速度)對(duì)工件熱影響區(qū)的最大深度和最大寬度的影響，結(jié)果表明,隨著單脈沖能量的增大，以及掃描速度和光斑直徑的減小，工件熱影響區(qū)的最大深度和最大寬度增大。單脈沖能量和光斑直徑是影響工件最高溫度以及熱影響區(qū)的主要因素。

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(編輯 陳 勇)

Temperature Distribution of Cemented Carbides Irradiated by Pulsed Fiber Laser

YAO Chenjiao LI Liang HE Ning ZHAO Guolong WU Xian

College of Mechanical and Electrical Engineering,Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, Nanjing, 210016

In order to improve the machinability of cemented carbides, a study of the temperature field distribution of cemented carbides induced oxidation by pulsed fiber laser was carried out. A transient, three-dimensional thermal model with moving heat sources was established in ABAQUS. The temperature field was simulated and the influences of laser parameters on temperature field distribution were studied. The simulation results show that the maximum temperature and the maximum depth and width increase with increase of the single pulse energy and decrease with increase of scanning velocity and spot diameter. The simulation results may provide theoretic evidences for choosing proper laser parameters.

laser induced oxidation; finite element analysis; temperature field; cemented carbide

2016-03-31

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51575268)

TN249

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.03.014

姚晨佼，女，1992年生。南京航空航天大學(xué)機(jī)電學(xué)院碩士研究生。主要研究方向?yàn)槲⒓?xì)加工。E-mail: yaochenjiaoycj@163.com。李 亮，男，1973年生。南京航空航天大學(xué)機(jī)電學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師。何 寧，男，1959年生。南京航空航天大學(xué)機(jī)電學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師。趙國(guó)龍，男，1987年生。南京航空航天大學(xué)機(jī)電學(xué)院講師。吳 賢，男，1989年生。南京航空航天大學(xué)機(jī)電學(xué)院博士研究生。