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激光喷丸原理：

激光喷丸是通过高能脉冲激光照射工件表面强化介质（铝膜等），使其产生离子微粒在约束层的约束下，爆炸轰击金属工件表面，达到喷丸强化、喷丸硬化的目的；

激光喷丸强化目前属于一种先进的具有前瞻性的喷丸强化技术，其在高尖端工业制造上应用广泛，尤其在航空发动机叶片、汽轮机叶片、罗盘等强化处理上，而且激光喷丸技术正在不断被尝试应用到更多的工业方面。

T i6A 14V 合 金 具 有 良 好 的 生 物 相 容 性 、综 合 力 学 性 能 和 工 艺 性 能 ，广 泛 应 用 于 人 体 生 物 医 学 工 程 领 域 ，如 制 作 人 工 髋 关 节 和 膝 关 节 等 硬 组 织 替 代 物 和 修 复 物 。 在 正 常 条 件 下 ，钛 合 金 表 面 会 生 成 一 种 稳 定 、连 续 、结 合 牢 固 的 氧 化 物 钝 化 膜 ，因 此 具 有 良 好 的 耐 蚀 性 。 但 由 于 人 体 环 境 较 为 复 杂 ，在 外 力 和 体 液 的 侵 蚀 下 ，钛合金表面的钝化膜有可能被剥离、溶解 ，而且具有潜在毒性 的铝离子和钒离子会释放到组织 中，在生物体 内产生毒性，导致出现炎症、血栓等反应。因此，采用表面改性工艺来提高医用 Ti6A14V合金的耐蚀性越来越受到研究人员的关注。

目 前 通 过 表 面 改 性 提 高 T i6A I4V 合 金 耐 蚀 性 的 方 法 主 要 是 在 材 料 表 面 制 备 涂 层 。 K ao 等 利 用 闭域不平衡磁控溅射技术在未处理 Ti6A14V合金表面和经过高温气态渗氮处理的Ti6A14V合金表面分别制 备 了 T i— c : H 涂 层 ， 该 涂 层 试 样 具 有 十 分 优 异 的 摩 擦 特 性 、 耐 蚀 性 和 生 物 相 容 性 。 M a le k i 等 ] 通 过 等 离 子 喷 涂 技 术 在 T i6A 14V 合 金 表 面 制 备 了 溶 胶 一凝 胶 硅 酸 三 钙 镁 涂 层 ，该 涂 层 有 效 地 改 善 了 材 料 的 生 物 活 性 和 耐 蚀 性 。 M o h a n 等 嘲 利 用 阳 极 氧 化 技 术 在 T i6 A 14 V 合 金 表 面 制 备 了 自 组 织 T iO 。 纳 米 涂 层 ， 并 通 过 电 化 学 交 流阻抗谱和动电位极化曲线研究了其在 HankS模拟体液中的腐蚀行为，结果发现阳极氧化膜试样具有更 好的耐蚀性和钝化行为。Mokgalaka等 利用激光金属沉积技术将镍粉和钛粉熔融在Ti6A14V合金表面， 制备了NiTi金属间化合物涂层;结果发现涂层试样的硬度较基体增大，且其在质量分数为3.5 的NaC1溶 液中的耐蚀性也有所提高。然而通过制备涂层对材料表面进行改性的方法存在涂层质量差以及膜基结合强 度 低 的 问 题 ，如 涂 层 中 存 在 孔 隙 、微 裂 纹 等 缺 陷 ，涂 层 与 基 体 的 界 面 存 在 残 余 拉 应 力 ，导 致 涂 层 在 极 端 环 境 下 易开裂或脱落。

激 光 喷 丸 强 化 (LP)技 术 是 一 种 新 型 表 面 改 性 技 术 ，它 利 用 激 光 诱 导 产 生 高 强 冲 击 波 压 力 ，直 接 使 材 料 表面发生微塑性变形 ，通过诱导产生高幅残余压应力细化表层晶粒 ，以及提高表层硬度等来改善材料的表面 性能，近年来越来越多地被应用于提高医用材料表面的耐蚀性。Guo等 利用激光喷丸强化技术在镁一钙植 入件表面诱导产生了更适合骨细胞依附的形貌 ，使植入件表层获得了高幅残余压应力 ，从而显著提高了其在 模拟体液 中的耐蚀性。此外研究人员还发现 ，通过调整激光功率和光斑搭接率可使激光喷丸植入件 的耐蚀 性得到进一步优化。Vinodh等 。研究了不 同搭接率下高重复率激光喷丸处理对纯镁试样耐生物腐蚀性能 的影响，结果发现腐蚀速率随着搭接率的增加而降低，在 66%搭接率下喷丸试样的腐蚀速率比未喷丸试样 下降了50% 。李兴成等 研究了激光喷丸次数对医用AZ31镁合金表面耐蚀性的影响，结果发现单次激光 喷丸后镁合金的耐蚀性显著提高，而喷丸次数对耐蚀性 的影响不大。目前激光喷丸强化技术在生物医用金 属材料中的研究多集中于镁合金口 ，已有学者开始初步探讨激光喷丸强化技术对医用 Ti6A14V合金表面 残余应力的影响口 ，但对于提高该合金在生理环境 中耐蚀性的研究 目前还鲜有报道。

本课题组针对医用 Ti6A14V合金开展了激光喷丸强化和电化学腐蚀实验研究 ，通过腐蚀热力学参数、 动力学参数、钝化性能、点蚀敏感性、腐蚀表面形貌和能谱分析等，探讨了激光喷丸强化对医用 Ti6A14V合 金 表面 耐 生物腐 蚀性 能 的影 响 。

2 实验方法及材料

实验材料选用 4mm厚的 Ti6A14V合金板材，其化学成分见表 l。

使 用 电 火 花 线 切 割 加 工 出 尺 寸 为 40 m m × 20 m m × 4 m m 的 试 样 ，所 有 试 样 的 待 处 理 表 面 经 过 砂 纸 逐 级打磨后，再用金刚石抛光膏逐级抛光至表面粗糙度R<O.07 m，然后用无水乙醇进行超声波清洗，最后 将试样放入干燥箱中烘干待用 。激光喷丸强化实验选用法国 Thales公司生产的 GAIA—R型 Nd”YAG激光 器 ，其波长为 1064nm，脉宽为 10ns，重复频率为 lHz，输出光斑能量呈平顶分布。实验过程中选用的激光 光斑直径为3mm，光斑搭接率为50 ，喷丸强化次数分别为1次和2次，激光功率密度分别为5.659，8.488，11.318GW/平方厘米，能量吸收层和约束层分别选用美国3M公司生产的100 um厚铝箔和2mm厚流动水帘,激光喷丸路径及实物图如图1所示。

电化学腐蚀测试采用天津市兰力科化学电子高技术有限公司生产的LK2005A型电化学工作站,采用三电极体系,辅助电极采用铂片电极,参比电极采用饱和甘汞电极(SCE),激光喷丸后,采用线切割的方式加工出10 mm×10 mmX4 mm的电化学试样,在喷丸面的背面连接导线,然后用704胶对未处理表面进行封装并保证其导电性。电化学腐蚀性能测试前,先将试样浸入至腐蚀介质中稳定30 min。线性扫描塔菲尔曲线测试参数:灵敏度1 mA,滤波参数10 Hz,放大倍率1,初始电位-2.5 v,终止电位4.0 v,扫描速率0.005 V-s-1。腐蚀溶液采用Hank’s模拟体液(HBSS),其由8.000 g.L-1的NaCl,0.100 g.L-1的MgSO4·7H20，0.400 g.L-1的KCl、0.100 g.L-1的MgCl·6H20,0.140 g.L-1的CaCl2 0.152 gL-1的Na2 HPO4·12H20，0.060 g.L-1的KH2PO4及1.000 g.L-1的葡萄糖组成。实验前用体积分数为5.6%的NaHCO3调节溶液的pH至7.2~7.6,保持溶液温度为(37±0.5) ℃。腐蚀实验结束后,取出试样,并用无水乙醇清洗,干燥后备用。
电化学腐蚀实验结束后,采用日本电子株式会社JSM-7001F型热场发射扫描电子显微镜(SEM)观察试样腐蚀表面的微观形貌,用扫描电镜附带的能量色散谱仪(EDS）进行能谱分析。

3结果与讨论

3.1钝化性能

图2所示为未处理试样和不同功率密度激光喷丸强化试样在Hank’s模拟体液中的极化曲线, (a)、(b)分别对应1次激光喷丸强化和2次激光喷丸强化。从图2中可以看出,在不同激光喷丸工艺参数下,Ti6Al4V合金试样阴极极化曲线的变化趋势相似,均表现出较为典型的吸氧腐蚀特征。图2(a)中的Ecorr为自腐蚀电位;E,为击穿电位;钝化状态在阳极极化曲线上体现为一条大致水平的线段,其起始位置为致钝化电位Ep ,终止位置为过钝化电位Eip。激光喷丸强化试样的钝化电流密度i,和致钝化电位Etp均比未处理试样的小,并且钝化区的电位范围E,也比未处理试样的宽,说明激光喷丸强化Ti6A14V合金在Hank’s模拟体液中更容易发生钝化,且钝化状态更加稳定。

为对比不同激光喷丸强化参数对Ti6Al4V合金在Hank’s模拟体液中钝化性能的影响,将图2所示极化曲线所体现出的各钝化动力学参数绘于图3中。

图3(a)所示为激光喷丸强化前后,试样在Hank’s模拟体液中的钝化电流密度。可以发现,与未处理试样相比,激光喷丸强化试样的钝化电流密度大幅下降,说明激光喷丸强化处理能够显著降低腐蚀体系钝化的难度和金属钝化后的腐蚀速率,激光喷丸强化后的Ti6Al4V合金表面更容易钝化,且钝化膜的保护性能更好。不同参数激光喷丸强化试样的钝化电流密度相差不大,说明喷丸试样表面所形成的钝化膜腐蚀速率基本相同。在11.318 GW.cm-2激光功率密度下2次喷丸强化后,试样可获得最小的钝化电流密度2.959×10- mA.cm-2,与未处理试样的2.483× 10-‘ mA.cm-2相比,降低了2个数量级(1.19× 10-2 mA.cm-2)。

图3(b)所示为激光喷丸前后,试样在Hank’s模拟体液中的钝化区电位范围。可以看出,随着激光功率密度和激光喷丸次数增加, Ti6Al4V合金在Hank’s模拟体液中的钝化区电位范围增大,与未处理试样的0.687 V相比,激光喷丸强化试样的钝化电位范围最大增大了0.597 V,增幅为86.90% ,说明其表面的钝化状态更加稳定。

3.2腐蚀倾向

将激光喷丸强化前后试样的自腐蚀电位Eoo绘于图4中。可以发现,虽然激光喷丸强化试样的初始腐蚀电位值较负,但其稳定后的自腐蚀电位值均正移,腐蚀热力学稳定性提高,发生电化学腐蚀的可能性降低。
其中,激光功率密度为11.318 Gw.cm-2,2次激光喷丸试样的自腐蚀电位值(-0.540 V)最高,与未处理试样(-0.749 V)相比正移了0.209 V,表现出了优异的腐蚀热力学稳定性。

3.3点蚀敏感性

将激光喷丸强化前后试样在Hank’s模拟体液中的击穿电位E,绘于图5中。可以发现,激光喷丸强化后试样表面的击穿电位强烈正移,说明激光喷丸处理可以显著降低Ti6Al4V合金表面在Hank’s模拟体液中发生点蚀的现象，从而降低点蚀敏感性 ，提高 存生理环境 中的耐点蚀性能。在激光功率密度相同的情况 下，2次激光喷丸强化试样的击穿电他均比 1次激光喷丸强化试样的要高，激光功率密度为11.318 GW /平方厘米、2 次 激 光 喷 丸 强 化 试 样 的 击 穿 电 位 最 高 ，为 3.431 V ，与 未 处 理 试 样 (1.822 V )相 比 提 高了88.31%。

3.4 腐蚀速率
根据极化曲线外延法对激光喷丸强化前后各试样在 HankS模拟体液巾的自腐蚀电流密度icorr 进行研究，结果如 6所示。可以看出随着激光功率密度和激光喷丸强化次数的增加，Ti6AI4V合金在 Hanks 模拟体液 巾的 自腐蚀 电流密度降低，腐蚀速率减小 ，耐蚀性提高。激光功率密度为 l1.318GW·cm-2 、2次激 光 喷 丸 强 化 试 样 的 腐 蚀 速 率 最 小 ，为 5.738× 10-8 m A ·cm 。，与 未 处 理 试 样 (3.144× 10-7 m A ·cm-2)相 比 降 低 了 81.75 %。

3.5 腐蚀表面形貌

在电 化 学 腐 蚀 实 验 中 ，T i6A 14V 合 金 表 而 的 主 要 腐 蚀 形 貌 是 点 蚀 ，大 部 分 区 域 的 钝 化 膜 并 未 被 破 坏 。为了对 比 不 同 工 艺 参 数 试 样 的 腐 蚀 情 况 ， 主 要 对 蚀 坑 进 行 观 察 。 图 7 为 未 处 理 试 样 和 在 1 1 . 3 1 8 G W · c m-2 激光功率密度下 2次激光喷丸强化试样腐蚀表面的 SEM 形貌和 EDS谱。其 中，图 7(a)和(b)是未处理试 样 在 不 同 放 大 倍 数 下 的 腐 蚀 表 面 形 貌 ，可 以 发 现 蚀 坑 的 表 面 较 为 粗 糙 ，蚀 坑 边 缘 存 在 腐 蚀 微 裂 纹 ;图 7(e)为 激光喷丸后试样 的腐蚀 表面形貌 ，其蚀 坑表而和边缘较 为平整 。可见 ，激 光喷丸强化处理能够有 效降低 T i6A l4v 合 金 表 面 的 点 蚀 敏 感 性 ，改 善 腐 蚀 表 面 的 质 量 。

罔 7(c)和 (d)、(f)和 (g)分 别 为 未 处 理 试 样 和 激 光 喷 丸 强 化 试 样 蚀 坑 表 面 和 氧 化 膜 的 EDS 谱 。 在 激 光 喷丸强化前后试样的 EDS谱 中，元素种类并无差异，元素含量的差异也很小 ，但激光喷丸强化试样蚀坑和氧 化膜中的氧含量均比未处理试样的高一些。分析认为，主要原冈是激光喷丸强化处理 Ti6A14V合金表面的 晶粒组织更加均匀细小 ，使进入 钛合金表面晶格 的氧含量升 高且 分布更加均 匀，从而进一 步提升 了 T i6A 14V 合 金 的 耐 生 物 腐 蚀 性 能 。 对 于 钝 化 性 能 ，氧 含 量 的 升 高 可 以 使 表 面 氧 化 膜 更 加 致 密 ，加 快 氧 化 膜 的生长速率。对于腐蚀倾 向，钛合金表面品格氧含量的升高会降低钛原子的结合能 ，从而使合金表面的腐蚀电位升高 ，发生腐蚀的倾向降低。对于点蚀敏感性 .氧在钛合金表面的均匀分布可以改善或消除材料表面的 不 均 匀 性 。减 少 裂 纹 等 缺 陷 (点 蚀 源 );此 外 氧 化 膜 的 加 速 生 长 还 能 够 抑 制 蚀 孔 的 生 K 和 发 展 ，降 低 点 蚀 敏 感 性。对于腐蚀速率 ，氧化膜致密程度和厚度的增加都会增大离于通过的阻力.降低离子存氧化膜中的迂移速 率，从 减小腐蚀电流密度，降低腐蚀速率。网7(h)为(c) 中白色腐蚀产物的EDS谱，推断其为激光喷 丸强化试样 的腐蚀产物 ，部分腐蚀产物的存在可诱 导堵塞孔隙 、隔离 Cl-的封闭效应; ，从 而阻滞腐蚀反 应的进行 ，提高合金表面的耐蚀性 。

4 结论

( 1 ) 激 光 喷 丸 处 理 能 有 效 改 善 医 j{j T i6 A I4 V 合 金 表 面 的 耐 生 物 腐 蚀 性 能 ， 主 要 体 现 在 合 金 表面的钝化。

电流密度和致钝化电位降低 ，钝化区电位范围增大 ，使钝化更容易发生 ，且钝态更稳定 ;自腐蚀电位和击穿电 位正移 ，使发生电化学腐蚀 的倾 向和点蚀敏感性降低 ，从而降低腐蚀速率和提高耐点蚀性能。

( 2 ) 激 光 喷 丸 工 艺 参 数 对 T i 6 A 1 4 V 合 金 耐 蚀 性 有 较 大 影 响 : 在 1 1 . 3 1 8 G W · cm-2 的 激 光 功 率 密 度 下 2 次 喷 丸 强 化 时 ，可 获 得 最 高 的 自 腐 蚀 电 位 ，比 未 处 理 试 样 的 自 腐 蚀 电 位 正 移 了 0.209 V ;最 大 钝 化 电 位 范 围 增 幅 为 86.90% ;最 小 钝 化 电 流 密 度 降 低 了 2个 数 量 级 ;最 高 击 穿 电 位 提 高 了 88.31% ;腐 蚀 电 流 密 度 最 大 降低 了 81.75% 。

(3)激光喷丸强化处理通过均匀细化 Ti6AI4V合金表层的晶粒 ，使进入钛合金表面晶格的氧含量升高且分布更加均匀 ，加快了氧进入钛合金表面晶格的速率 ，提高 了钛合金表面氧化膜 的保 护性能 ，降低了钛合 金表面的腐蚀倾 向、点蚀敏感性和腐蚀速率 ，从而提高了合金表面的耐生物腐蚀性能。

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在激光喷丸参数对残余应力分布影响规律方面, 周建忠 、 胡永祥 等分别以 2024 – T3 铝合金和 35CD4 50HRC 钢为研究对象, 通过有限元模拟发 现, 材料表面残余压应力随着冲击次数的增加而增 加, 压应力影响层深度也随之增加。 陈瑞芳等[6] 借 助 ANSYS 软件对激光喷丸 40Cr 钢试样分析发现,材料表面残余压应力随冲击波峰值压力的增加而增 加, 当峰值压力增加至一定值时, 材料表面残余压 应力达到最大并不再增加。 黄舒等[7] 利用 ABAQUS软件对 6061 – T6 铝合金试样模拟分析发现, 试样残余应力场随光斑尺寸的增加而增加。 钱绍祥等通过激光冲击 AISI202 不锈钢焊接接头试验发现, 提高光斑搭接率可以优化激光喷丸后焊接接头的应 力分布, 提高材料表面压应力水平。 掌握不同激光 喷丸参数对材料表面残余应力分布的影响规律有助 于激光喷丸在实际操作过程中更好地运用。

本文以飞机常用 7075 航空铝合金靶材为研究对 象, 利用有限元软件 ABAQUS 对激光喷丸过程进行 数值模拟, 分析 7075 铝合金靶材在不同峰值压力、 冲击次数、 光斑大小及搭接率等条件下材料表面残 余应力分布情况, 获取各不同工艺参数对材料表面 及内部残余应力分布的影响规律, 为实际的飞机维 修工作奠定一定的理论基础。

1  冲击波压力模型

由于激光喷丸过程中, 冲击波对材料的作用过程极为复杂, 因而难以运用有限元软件 ABAQUS 对 其进行精确的数值模拟。 目前, 国内外学者一般选 择将冲击波对材料作用等效为随时间变化的压力对 材料的作用。 1990 年, Fabbro R 等通过对毫米尺度 约束模型下冲击波的半理论研究, 提出冲击波峰值 压力与激光功率密度的关系如下 :

式中: Pmax 为峰值压力; α 为等离子体的比热比; Z 为固体靶及约束层对冲击波的声阻抗; I0 为激光功 率密度。

Zhang W W 等沿用 Fabbro R 等的理论, 但其认 为激光能量随其与光斑中心距离呈准高斯分布趋势, 并得到冲击波峰值压力随空间分布关系如下 :

式中: r 为某点与光斑中心距离; R 为光斑半径。 本文采用式 (2) 对冲击波峰值压力随空间分 布关系进行计算, 采用的激光器基本参数为光斑能 量2J,脉宽≤10ns,焦点直径Ф2mm,通过计算 可得, 光斑中心处冲击波峰值压力最大可达到3. 4 GPa。

Peyre P 等通过试验研究发现, 冲击波压力作用时间为激光脉宽的 3 ~ 4 倍。 本文所采用激光 器脉宽为 10 ns, 故而冲击波压力作用时间可取30ns模拟采用的冲击波压力随时间变化曲线如图1所示。

2  材料的本构模型

激光喷丸是利用短脉冲?(几十?ns)、?高峰值功 率密度?( > 109?W·cm?– 2?)?的激光束辐射金属材料 表面,?其应变速率极高?( >10的6次方?/S)。?激光喷丸过 程中,?由于金属材料表面吸收层的隔热作用,?金属 材料的塑性变形可看做冷变形,?材料表面只受到冲 压力的作用。?材料屈服强度和流体应力随着应变率 的提高而提高,?而硬化率则会随之降低,?因此,?可 近似采用理想弹塑性材料模型。?在一维应变条件下,?材料的初始屈服极限应力可定义为?Hugoniot?弹性极 限?(σHEL)。?当材料中应力波压力小于?σHEL?时,?材 料处于弹性极限范围内,?只会发生弹性变形;?当压 力大于?σHEL?时,?材料将产生无法恢复的塑性变形;?当材料中应力波压力达到?σHEL?时,?材料产生屈服。?材料的动态屈服强度?σr?计算式如下?:

式中: v 为材料的泊松比。 7075 航空铝合金机械性能如表 1 所示 。

3  有限元模型的建立

激光冲击处理 7075 铝合金靶材, 由于激光光斑为圆形, 其在材料表面的压力作用区域亦为圆形, 且冲击波压力成中心对称, 为提高计算机运算速率, 仅对模型1/2进行建模。 本文在建模时, 将模型简 化为20 ×8 ×4 的立方体, 如图2 所示, 其中1/2 圆 形为冲击波压力作用范围。 胡永祥[13] 通过研究发 现, 激光喷丸冲击波主要沿纵向传播, 因而对纵向 网格尺寸要求远远高于横向网格。 在横向上, 对激 光喷丸区域, 采用R/Lxy =20 (Lxy为激光喷丸模型 横向尺寸大小) 进行网格划分。 纵向上, 越靠近激 光冲击区域表面需要越细的网格, 而对靠近下表面 的网格尺寸要求较低。 因此, 本文采用 single 的布 种方法, 从模型上表面到下表面, 其种子分布间 距呈等比数列递增。 为提高运算效率, 对模型非 关键部分选用较为粗大的网格进行划分。 得到的 激光喷丸有限元模型如图 2 所示, 其单元类型为 C3D8R, 单元数量为 137025, 模型的剖面设置为 对称边界。

4  模拟结果及分析

利用有限元软件 ABAQUS 对激光喷丸过程进行 数值模拟, 当冲击波峰值压力为 2. 04 GPa、 光斑直 径为 Ф4 mm、 脉宽为 10 ns 时, 最终得到的稳定残 余应力场如图 3 所示。

图 4 为激光喷丸后 7075 铝合金沿表面方向及深度方向的残余应力分布曲线。 由图 3 及图 4a 可知,当冲击波峰值压力为 2. 04 GPa 时, 材料表面残余应力最大值出现在光斑中心处, 即图 4a 中的 A 点处,为 – 315. 9 MPa。 随着距光斑中心距离的增加, 材料表面残余压应力逐渐减小, 其原因主要是光斑中心处激光功率密度较高, 产生冲击波峰值压力较大, 而边缘处激光功率密度较低, 产生的冲击波压力也较小, 造成光斑中心残余压应力较大

而边缘处残余应力较小。 在距光斑中心 1 mm 处, 即图 4a 中 B 点处, 材料表面残余压应力减小为 -237.7MPa。 在光斑边缘处, 如图4a中C点所 示, 材料表面残余压应力进一步减小为 – 30. 9 MPa。 由图 4b 可知, 材料内部残余压应力随着深 度的加深而逐渐减小,约在0.37mm处(图4b中 D 点) 减小为 0, 即残余压应力影响层深度为 0. 37mm。 当深度进一步加深时材料内部出现残余拉应力并逐渐较小为 0。

5  激光喷丸参数对残余应力分布的 影响规律

5. 1  冲击波峰值压力对残余应力分布的影响规律 冲击波峰值压力大小是影响残余应力分布的一 个关键性因素。 由激光器基本参数并根据式 (2) 计算可知, 激光器所能提供的最大冲击波峰值压力 为 3. 4 GPa, 在模拟时选取冲击波峰值压力应小于

该值。?选取冲击波峰值压力?P?分别为?0. 5Pmax, 0. 6Pmax, 0. 7Pmax, 0. 8Pmax, 0. 9Pmax,?即?1. 7, 2. 04, 2. 38, 2. 72?和3. 06 GPa?进行有限元模拟,?其 他激光喷丸参数为:?冲击波压力作用时间?30 ns、?光 斑大小?Ф4 mm、?冲击?1?次,?得到不同峰值压力下残余应力?σx?沿表面方向及深度方向分布曲线,?如图?5所示,?由图?5?可以给出以下结果。

(1)?冲击波峰值压力的大小对材料表面及内部 残余应力分布有较大的影响。?当峰值压力为1. 7 GPa时,?材料表面残余压应力最大值为?– 196. 3 MPa,?位于光斑中心处; 材料表面最大残余压应力随冲击波 峰值压力的增加而增加。 当冲击波峰值压力为 2. 72 GPa 时, 材料表面峰值压力达到最大。 进一步 增加峰值压力时, 材料表面残余压应力几乎不再增 加。 其原因主要是冲击区域材料塑性变形趋于饱和, 使残余压应力难以提高。

(2) 材料内部最大残余压应力及残余压应力影 响层深度随着冲击波峰值压力的增加而增加, 当峰 值压力为 1. 7 GPa 时, 残余压应力影响层深度为 0. 37 mm。 当峰值压力增加至 3. 06 GPa, 残余应力 影响层深度增加至 0. 49 mm。

(3) 当峰值压力为2. 72 和3. 06 GPa 时, 靶材 表面均出现了明显的残余应力洞现象, 即残余压 应力峰值并不出现在冲击区域的几何中心, 而是 出现在距中心一定距离的环形区域。 且随着冲击 波峰值压力的增加, 残余应力洞现象越明显。 这 主要是由于冲击波峰值压力越大, 冲击区域边缘 边界效应产生的诸如 Rayleigh 波和切应变波等强度越 大, 造成冲击区域中心材料反向塑性变形越显著[14]。

5. 2??冲击次数对残余应力分布的影响规律?

在某些情况下,?为了使靶材表面及内部达到较 大的残余压应力值,?但由于设备功率限制,?无法在 一次冲击后实现时,?可采用单点多次冲击[5]?。?为了研究激光冲击次数?T?对残余应力分布的影响规律,?分别对靶材进行单点?1 ~ 5?次冲击进行数值分析,?其 他激光喷丸参数为峰值压力?2. 2 GPa、?光斑直径?Ф4 mm、?冲击波压力持续时间?30 ns。?得到不同冲击 次数下残余应力?σx?沿表面方向及深度方向的分布曲 线,?如图?6?所示,?可以得出以下结果。

(1) 随着冲击次数的增加, 材料表面残余压应 力增加。 当冲击次数T由1增加至5时, 材料表面 最大残余压应力值分别为 – 369.3, – 404.2,-424.5, -443.1和-454.7MPa,冲击2,3,4 和 5 次后残余压应力最大值分别相对前一次冲击后 残余压应力最大值增加 9. 45% , 5. 02% , 4. 38% 和2. 61% 。 由此可见, 在冲击第 2 次时, 材料表面最 大残余应力增长幅度最大, 为9.45%, 再增加冲击 次数时, 其增益效果减弱。 其原因是由于多次冲击 后, 材料产生硬化现象, 再次产生塑性变形必须在 材料表面施加更大的冲击压力。

(2)?材料内部最大残余压应力及残余压应力影 响层深度随着冲击次数的增加而增加。?当冲击次数 从?1?增加至?5?时,?残余压应力影响层深度分别为?0.39, 0.47, 0.52, 0.56?和?0.58 mm。?由此可见,随着冲击次数的增加,?残余压应力影响层深度增益 效果减弱。

5. 3?光斑大小对残余应力分布的影响规律

为了探索光斑大小对激光喷丸残余应力分布的 影响规律, 选取直径 D 分别为 Ф2, Ф4, Ф6 和 Ф8 mm 的光斑进行数值分析。 其他激光喷丸工艺参 数为: 峰值压力 2. 38 GPa、 冲击波压力持续时间 30 ns、 冲击 1 次, 得到的不同光斑大小下残余应力 σx沿表面方向及深度方向的分布曲线, 如图7所示, 由图 7 可以得出以下结果。

(1)?当光斑直径分别为?Ф2,?Ф4,?Ф6?和?Ф8 mm?时,?材料表面最大残余应力分别为?– 363.2, -421.2, – 464.9?和?– 479.3 MPa。?光斑直径为Ф4,?Ф6,?和?Ф8 mm?分别相对光斑半径为?R2 mm?时表面最大残余压应力增加?15.9%, 28.0%?和31. 97% 。?由此可知,?材料表面残余压应力随着光斑尺寸的增加而增加。?当光斑尺寸增大到一定值时,其表面最大残余压应力增益效果减弱。?其原因主要是小直径光斑下冲击波在材料内部传播类似球面波,大光斑直径下冲击波在材料内部传播类似平面波,球面波的衰减速率远大于平面波。

2) 当光斑尺寸分别为 Φ2, Φ4, Φ6 和Φ8 mm 时, 残余压应力影响层深度分别为 0. 36, 0. 40, 0. 43, 和 0. 46 mm。 由此可见, 在峰值压力一定时,残余应力影响层深度随着光斑尺寸的增加而增加。

(3) 当光斑直径为 Φ2 mm 时, 靶材表面出现 了非常明显的残余应力洞现象, 且残余应力洞现象 随着光斑尺寸的增大而逐渐消失。 这主要是由于光 斑直径越大, 光斑边界效应越小, 产生的稀疏波的 强度越低, 且大光斑下稀疏波传播行程长, 汇聚到 光斑中心时强度进一步减弱, 造成冲击区域中心反 向塑性变形较小。

5. 4??光斑搭接率对残余应力分布的影响规律?

在激光喷丸过程中,?为了使靶材表面冲击波峰 值压力达到某一大小,?激光器需保证一定的功率密 度。?由于激光器本身功率限制,?在激光喷丸时选用 的光斑不宜过大,?单个光斑不可能对整个待冲击区 域一次性冲击强化处理。?因而,?在实际激光喷丸过 程中需采用一定的光斑搭接处理工艺。?光斑搭接率计算公式为[8]?:

p =?(1?– L / D)?×?100%?(4)

式中:?L?为两相邻光斑间距离;?D?为光斑直径。

为研究光斑搭接率对残余应力分布的影响规律,?分别采用搭接率为?0% , 25% , 50%?和?75%?进行模 拟,?激光喷丸参数选择冲击波峰值压力?2. 04 GPa、?光斑直径?Ф?4 mm、?冲击波压力作用时间?30 ns、?冲击?1?次,?得到的不同搭接率时材料表面残余应力?σx?沿表面?X?方向分布规律,?如图?8?所示,?图中圆形区 域为激光冲击区域。?图?9?为不同搭接率下残余应力?σx?沿材料表面?X?方向分布曲线对比。

由图8a可知,?当光斑搭接率为0%时,?由于相邻光斑之间不存在任何搭接,?因而各次激光喷丸过程是相对独立的过程,?材料表面残余压应力极大值出现在光斑中心处,?极小值出现在各激光冲击区域边缘处,?且材料表面残余压应力波动较明显。?由图8b可知,?当光斑搭接率为25%时,?由于相邻光斑之 间存在少量搭接,?且各激光冲击区域中心不存在搭 接,?因而材料表面残余压应力极大值出现在激光冲 击区域中心处。?而在冲击边缘处,?由于与后一冲击 区域光斑半径中点搭接,?使该处残余压应力得到较 大改善,?残余压应力极小值并未出现在光斑边缘处,?而是出现在相邻两光斑搭接区域中点处。?且材料表 面残余压应力波动值较搭接率为?0%?时减小很多。?由图?8c?可知,?当搭接率为?50%?时,?前一冲击区域 中心正好与下一冲击区域边缘搭接,?前一冲击区 域边缘恰好与后一冲击区域中心搭接,?由于冲击 区域中心残余压应力较大,?冲击区域边缘压应力 较小,?搭接后材料表面残余应力波动值较搭接率 为25%时有明显改善。?残余压应力极大值出现在 冲击区域中心,?极小值出现在光斑半径中点处。?由图8d可知,?当光斑搭接率为75%时,?前1?个冲 击区域中心正好与后?1?个冲击区域半径中点处及 其后第?2?个冲击区域边缘处搭接,?由于冲击区域中心残余应力值较大, 搭接后材料表面残余应力极 大值出现在该区域。 材料表面残余应力波动值在搭 接率为 75% 时更小。

由图 9 可知, 材料表面整体残余压应力随着光 斑搭接率的增加而增加。 其原因主要是光斑搭接率 越大, 同一区域激光冲击次数越多, 因而其残余压 应力越大。

6  结论

(1) 材料表面残余压应力随冲击波峰值压力的 增加而增加。 当峰值压力增加至一定值 (如7075 航 空铝合金靶材当光斑半径为 R4 mm 时、 峰值压力为 2. 72 GPa) 时, 材料表面残余压应力达到最大。 过 大的冲击波峰值压力作用在材料表面会在冲击区域 中心处产生极为明显的残余应力洞现象, 在实际激 光喷丸过程中应尽量避免。

(2) 随着冲击次数的增加, 材料表面残余压应 力增加。 但当冲击次数达到一定值 (本文中对应冲 击次数为 3 次) 时, 其增益效果减弱。 在实际激光 喷丸过程中, 为提高生产效率, 应尽量避免采用过 多的冲击次数。

(3)?光斑搭接率是影响材料表面残余应力分布 的一个重要参数。?当搭接率为?75%?时,?材料表面残 余应力较大,?且沿表面方向波动较小,?在实际操作 中应优先选取。

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40Cr 钢是一种力学性能优良的中碳合金钢， 具有较高抗拉强度、屈服强度及疲劳强度，综合力 学性能较好，被广泛用作制造软齿面齿轮、凸轮、 轴套、传动轴等零件。当零件承受较大动载荷作 用时，其表面需要有较高的抗疲劳和抗磨损性能， 因此通常对零件表面进行强化处理。传统的表面 强化方法如渗碳、渗氮、氮碳共渗等往往存在处理 温度高、时间长、工件变形大等缺点。采用激光喷 丸强化技术改善 40Cr 钢组织及其耐磨性至今鲜 见报道。

本文通过对 40Cr 调质钢进行激光喷丸强化处 理及其滑动磨损试验，研究了处理后材料表层组 织结构的变化，硬度梯度分布以及摩擦磨损特征， 为激光喷丸强化处理技术实用化和推广提供依据 和参考。

1 试验材料及方法 

1. 1 试验材料

试样材料为 40Cr 调质钢，它的化学成分及其力 学性能如表 1 和表 2 所示，试样尺寸为 50 mm × 50 mm × 10 mm，试样数量为 3 块，用于不同次数的强 化处理。

1. 2试验方法

激光喷丸强化的方法如图 1 所示。在粗糙度较低的试样表面依次有能量吸收层和约束层。能量吸 收层覆盖在试样表面，这样就避免了强激光直接辐照 在金属材料表面。当试样受强激光辐照时，吸收层材 料吸收激光的能量材料气化，对金属材料起着遮蔽和 保护作用，避免其表面被强激光气化而造成了热损 伤，本试验采用厚度为 0. 1 mm 黑漆涂层。约束层是 附着在吸收层表面的透明物质层，其限制了吸收层吸 收激光能量气化产生的高压等离子体的快速扩散，从 而提高了冲击波的峰值压力和延长了冲击波作用时 间。约束层刚性的不同，对激光冲击波压力峰值的影 响不同，常用的约束层有光学玻璃、水帘等，为了 满足本试验连续多点多次冲击的需要，选用流动的水 帘作为约束层，其厚度在 0. 2 mm。随后就可以进行 激光喷丸试验，激光冲击强化试验的光束参数为:激 光波长 1054 nm，脉宽 23 ns，输出功率 20 ~ 24 J，光斑 尺寸为 直径8 mm，相邻光斑中心间距为 7 mm。在不同 的试样上分别进行 1 次、3 次和 5 次激光强化处理。

 1. 3 强化层性能测试

去除试样表面残留的黑漆，并擦净表面，用线切 割沿光斑的中心切开，将切开的面研磨平整，用 3% 硝酸酒精溶液腐蚀试样，用 PHILIPS2XL30 型扫描电 镜(SEM)进行组织形貌观察，采用 HV-1000 型显微 硬度计测量强化层显微硬度。摩擦磨损试验在 MM- 200 型环-块摩擦磨损试验机上进行，从激光喷丸处理 的 40Cr 长方体试样上切取 30 mm × 6.5 mm × 6. 5 mm的小试样作为磨损的上试样，强化层待磨损表 面 尺 寸 为 3 0 m m × 6 . 5 m m ，表 面 磨 光 ( 表 面 粗 糙 度 Ra≤0.05 μm)，下试样(偶件)采用环形 H13 钢试 样，环外圆表面激光熔覆厚度为 2 mm 的 WCP/Ni 基 合金复合涂层，硬度为 63 HRC，表面粗糙度 Ra ≤ 0. 05 μm，环形试样总体尺寸为外径 40 mm，内径 16 mm，厚度为 10 mm。每个磨损试样先在低速下 预磨 5 min，然后转为高速对磨，试验机转速 2 0 0 r / m i n ，磨 损 时 间 3 0 m i n ，载 荷 9 8 N ，用 1 ∶ 1 0 0 的 乳化液作为冷却润滑液，上试样(试样强化层)的磨 损质量损失用感量为 0. 1 mg 的分析天平称量。

2 试验结果及讨论 

2. 1 扫描电子显微分析

对截取的试样进行抛光腐蚀后观察其微观组织， 图 2(a)为激光处理前的微观组织，图 2(b)为激光处理 3 次后的微观组织。由图可以看出，冲击前表层的微 观组织的晶粒粗大，而冲击后晶粒得到细化，位错密度 得到较高。晶粒细化源于金属内部材料在高幅应力波 作用下晶粒的破碎和晶格重构，是激光冲击波诱导的 冲击波的力学效应，属于冷加工范畴，而非激光热效应 导致温度变化引起的。晶粒的细化不仅可以提高材料 的硬度和强度，而且可以阻碍金属材料的滑移和疲劳 裂纹的扩展，从而提高金属的抗疲劳强度。

2. 2 显微硬度

图 3 为试样在不同冲击次数下沿厚度方向分布 的硬度曲线，可以看出强化层的显微硬度较基体都有 了较大提高，随着处理次数的增加，处理层的硬度有所增加，最高值可达 360 HV，与基体硬度相比，提高 了 30% 左右。且在同一冲击次数下，其硬度值与表 面距离近似成线性关系减小。

硬度值的提高是激光诱导的应力波对材料冷作 硬化的结果，由于应力波在材料内部传播过程中其压力峰值按照指数曲线衰减。在表面，应力波峰值压力 高，材料塑性变形就越充分，则硬度就越高;随传播距 离增加，压力波压力减小，材料变形不充分，材料硬度 就低，当应力波的压力峰值低于材料的动态屈服极限 时，不能对材料起到强化作用。

2.3 磨损量

冲击的试样进行摩擦磨损试验，磨损累计的质量损失随时间的变化关系如图 4 所示。未强化处理试 样在单位时间内磨损损失的质量基本上保持恒定，即 曲线的斜率近似不变，冲击处理后的试样在单位时间 内磨损损失的质量先大后小，曲线的斜率由小变大， 最后保持不变。在摩擦磨损进行到 30 min 时间，未 处理试样的磨损失重达 26. 9 mg，而经过 5 次强化处 理后的试样磨损失重为 19. 1 mg，未处理试样的磨损 量是处理过试样的 1. 4 倍，经过冲击处理的试样的磨 损失重明显低于未处理的试样。表明材料经过喷丸 处理后，其耐磨性得到明显提高，强化次数越多，材料 耐磨性就越好。

材料的硬度越大，越耐磨，磨损失重就越小。 材 料 受 激 光 冲 击 强 化 后 ，硬 度 提 高 ，使 磨 损 量 减 小。在磨擦磨损过程中，试样的磨损由外及内，随 时间增加，磨损深度增加。由于应力波在传播过 程中其压力峰值逐渐衰减，对材料强化的程度逐 渐减弱，使得强化层材料的强度和硬度沿深度方向增量越来越小。摩擦磨损的时间长短对应着不 同的层的深度，亦即对应材料不同的强度和硬度。 开始时，表面外层的硬度高，磨损损失质量小，随 后次表层的硬度有所降低，磨损损失的质量就加 大，当强化层被磨损穿后，其单位时间的磨损损失 质量与未强化处理试样单位时间的磨损损失质量 相等。

2. 4 磨损面的形貌

图 5 ( a ) 、5 ( b ) 、5 ( c ) 是 进 行 5 次 激 光 强 化 处 理后的试样经过 5、10、30 min 滑动磨损后的表面磨痕 形貌。由图可以看出表面磨痕均为明显的犁沟和粘 结着的碎片，即材料磨损方式以磨粒磨损和粘结磨损 为主，随着磨损时间的逐渐推进，粘结磨损越来越严 重，表面磨痕形貌越来越明显。

当激光处理的试样在外加力的作用下与对磨环 相互接触挤压对磨时，接触面间存在弹性变形抗力和 塑性变形抗力以及相互摩擦力。由于对磨环的硬度 较高，对磨环上凸起的微峰很容易嵌入较软试样中， 产生滑擦、耕犁作用，在滑擦作用下，试样表面只产生 弹性变形，在耕犁作用下，工件材料被挤向两边产生 隆起，在表面上刻划出一条沟痕，此时产生塑性变形 但仍然不产生切屑，经过后续的多次挤压因疲劳断 裂、脱落而形成试样失重，即磨损。在磨损过程中，脱 落的硬质点也会产生耕犁。在滑动磨损达 5 min 时， 由于外表层受激光冲击强化作用明显，试样表面的硬 度较高，材料的强度较大，抵抗塑性变形和破坏的能 力强，材料的磨痕表现不明显;在磨损经过 10 min时，试样外表层已被磨去，次表层的硬度和强度有所降低，抵抗破坏的能力降低，磨痕就越来越明显。在 磨损经过 30 min 时，由图 4 可知，强化层已被磨穿， 此时表面磨痕形貌就是未强化基体的磨痕形貌。

同时在对磨的过程中，弹性变形功、塑性变形功 以及摩擦力所作的功转化为热，在压力和温度的作用 下，接触面吸附膜被挤破，形成了新鲜的接触表面，当 接触面达到了原子间的距离时，因金属分子间的亲和 力而发生粘结，随着相对的运动进行，粘结处在剪切 力作用下发生撕裂破坏。接触面滑动在粘结处产生 连接磨损的程度与压力、温度和材料间的亲合程度有 关。随着摩擦时间的延长，摩擦轮陷入材料的表面越 来越深，摩擦层深度加深，材料的强度和硬度降低;同 时润滑冷却越来越不充分，使温度越来越高，使材料 软化越来越明显，使强度也越来越低，材料越来越容易粘结。 粘结磨损就是由于剪切破坏造成的，受 剪切力、粘结力以及材料不均匀性等因素的影响， 材料发生撕裂破坏的方向非常复杂，如图 5(d) 所示。

3 结论

1) 激光喷丸强化处理 40Cr 钢是激光诱导冲击波力学效应作用的结果，可有效地改善 40Cr 钢表层 组织和提高其硬度;

2) 激光冲击强化处理能显著改善材料表面的耐 磨性，强化层单位时间磨损失重按照先大后小顺序 变化;

3) 在滑动摩擦条件下，40Cr 强化层的磨损机制 以磨粒磨损和粘着磨损为主。

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曲轴材质要求具有较高的刚性和抗疲劳强度以 及良好的耐磨性能。球墨铸铁的铸造工艺不断发 展，性能不断提高，已成为取代锻钢制造曲轴的首 选 材 料。 市 场 竞 争 迫 使 愈 来 愈 多 的 企 业 采 用 了扩缸、增压或增加冲程等技术措施，以提高发动机 的动力性和经济性。但首先遇到的就是曲轴强度不 足的问题，如果在不改变曲轴原设计结构尺寸及材 料的前提下，采用表面强化技术，就能满足曲轴的使 用要求，无疑是一个有效的方法。到目前为止，最有甚至脱落。本文采用数值仿真的方法，研究激光冲 击 强 化 对 175犃 型 柴 油 机 曲 轴 疲 劳 寿 命 的 影 响 ，取 得数值仿真条件下曲轴过渡圆角处残余应力场的数 据，并将数值仿真结果和实验结果做对比性分析。

1 数值仿真的关键技术

1.1 材料本构模型选择 球墨铸铁材料的机械性能列于表1中，关于材料行为，在激光冲击过程中材料被压缩并产生动态 变 形 ，应 变 率 超 过1000000/S，在 这 种 情 况 下 静 态 的 应 力 应变关系已不能反映材料的真实响应，必须用动态的弹性极限取代，JOhnson-cook,在1983年年综合 硬化和应变率对屈服强度的影响，提出了一个材料 模型用来描述材料的这种动态行为。其本构关系为：

1.2 冲击波加载确定 

在整个光斑范围内激光场强呈近似均匀的分布，但冲击波施加于靶的压力却随时间而变化。确 定冲击波峰值压力的经验公式为:

激光诱导冲击波的作用时间大约为激光脉宽的2~3倍甚至更高。因此在进行成形过程的有限元模拟时，对于激 光脉冲的作用时间可先按照激光脉宽的3倍来确 定，实验采用的激光脉宽τ=23ns，这样每一次冲击 加载的作用时间就为70ns左右，模拟时取为70ns。 在实验的基础上，已确定了冲击波压力随时 间变化的图形，图1所示为冲击波的压力幅值变化曲线，犃犅犃犙犝犛的加载模块将按这条曲线给曲轴加 载。

1.3 有限元仿真软件选择 

由于冲击波压力作用下板料的变形是一个高速动态的过程，不仅产生大位移、大转动和大应变现 象，而且还有高应变率现象。这既涉及到几何非线 性问题也涉及到材料非线性问题，因此在数值计算 中应尽可能计及这些因素，以提高计算精度。目前 可用于仿真分析高速冲击下所涉及的几何非线性和材料非线性的软件有ANSYS 和ABAQUS 等。相对于ANSYS软件ABAQUS的非线性力学(几 何 、材 料 、接 触 )分 析 功 能 具 有 世 界 领 先 水 平 ，所 以 选 择ABAQUS 作为仿真软件。

1.4 模型建立和网格化分

根 据 图 2 所 示 的 175A 型 柴 油 机 曲 轴 简 图 ，在ABAQUS 的CAE 模 块 里 建 立 如 图 3 所 示 的 三 维 曲 轴模型，在曲轴的过渡圆角处施加如图1所示的前 后光斑位置相切的冲击加载，光斑直径8mm。对 实际使用中断裂的曲轴统计发现，大部分断裂事故 都发生在该处圆角。对曲轴的应力分析应主要关心该 处 的 应 力 分 布 ，因 此 将 该 处 的 网 格 细 化 。 把 圆 角 部 分 手 工 划 分 为 600 多 个 6 节 点 五 面 体 单 元 ，单 元 较 密 且 形 状 较 好 ，最 小 单 元 为 0.2mm × 0.4 mm × 0.6mm。其余部分用有限元程序自动生成为1000 多个四面体单元，然后再和手工划分的部分组合到 一起，最后划分的有限元分析网格如图4所示。

1.5 边 界 条 件 的 处 理
将 曲 轴 主 轴 颈 所 承 受 轴 承 的 弹 性 支 承 作 用 离 散为 作 用 在 支 承 面 每 个 节 点 上 的 弹 性 边 界 元 ，通 过 弹 性边界元使主轴颈在半径方向的位移为零。考虑到 激光光斑与轴的几何尺寸相比很小，曲轴的另一端 让其处于悬空状态，这不会对仿真结果有太大影响。

2 有限元计算结果

图5为沿着曲轴过渡圆角顺次激光冲击一圈后 的等效残余应力分量S11仿真结果图，图6为Mises等效残余应力分量S22仿真结果图。在13平面内 沿着过渡圆角，每隔1mm的弧长处取一个点，共选 择11个点，如图7所示。

由ABAQUS  的 后 处 理 输 出 ，将 各 测 试 点 处 的Mises表面残余应力仿真结果列于表2中，由表2中的数据可看出曲轴曲柄与连杆轴颈之间的圆角横截 面冲击强化后残余应力分布比较规律，出现了2个 区:压应力区和拉应力区。在曲柄部分生成残余拉 应力，在连杆轴颈部分生成压应力。拉、压应力交界处过渡平稳，应力的数值比未冲击的试样高，说明激 光斜冲击强化起到了强化和硬化作用。

将 表 2 中 的 仿 真 结 果 和 曲 轴 激 光 冲击强化实验结果作对比性分析，可以发现，从产生的拉应力区和压应力区的 分布以及残余应力的大小 变化情况来看，排除由于 冲击波的峰值压力受实验 中黑漆涂层和流动约束水 层厚度变化影响所引起的 冲击波加载波动，而造成 实验和仿真结果两者之间 误差的影响因素之外，仿 真结果和实验比较吻合。

3 结论

 (1)鉴于仿真的结果与实验测得的数据比较一致，因此数值仿真在预测激光冲击曲轴过渡圆角处残余应力分布的技术对实验方案的安排和激光工艺 参数的选择有一定的指导意义。

(2)实验和仿真结果对于后续进行的曲轴激光 冲击强化多次 /搭接冲击中工艺参数和冲击路径的 优化研究具有一定的指导和参考作用。

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激光喷丸冲击强化设备（GNG-200/15000型）

1.实验室激光喷丸设备（GNG-200）

主要用于各大高校喷丸强化实验室、金属抗疲劳实验室、去应力强化实验室，以及航空、航天研究所单位，用于激光喷丸冲击强化技术的验证和探索。

设备参数（GNG-200）:

• 脉冲能量: <200 mJ

• 波长: 532nm

• 脉宽: 10ns

• 脉冲频率: >300Hz

• 加工精度: ±0.020mm

• 外观尺寸: 2.4*2.4m*2.4m(L*W*H)

• 毛重: 1.8 Tons

• 加工相对湿度要求:<60%RH

• 激光预热时间: <20mins

• 运营环境温度: 15℃-25℃

• 适用于代替传统喷丸工艺，并且处理方式更环保，处理结果更有效

2.工厂激光喷丸强化加工设备（GNG-15000）

    工厂环境下的高性能固定式设备，主要用于整体叶盘/叶片等关键部件加工，提高构件的高周疲劳寿命、抗FOD损伤能力、抗微动磨损能力；具备针对复杂金属构件的表面强化加工能力。

设备参数（GNG-15000）：

• 脉冲能量：5-15J              

• 波长：1064nm 、532nm              

• 脉宽：10-20ns              

• 加工频率：1-10Hz              

• 加工定位精度：≤0.10mm              

• 平均无故障时间：180天

• 加工效率(50%搭接、3mm光斑)：2Hz       ＞200mm²/min

                                                                 4Hz       ＞500mm²/min

                                                                 10Hz     ＞1100mm²/min

激光喷丸强化技术的应用前景

激光喷丸强化是一种表面处理工艺, 由激光引起冲 击, 提高材料内部压应力层的相对厚度, 这种压缩层厚 度可达约 1. 0mm , 而普通喷丸厚度只有约 0. 25mm。 一般地说, 厚的残余压应力层对航空涡轮叶片这类零件 关键部位非常重要, 它能预防残片的损伤在压缩层下扩 展, 因此材料抵抗各种形式失效的能力大幅度提高。

工业用激光喷丸要求平均能量在几百瓦到 1 千瓦 范围内, 其冲击能量在 100J /脉冲左右, 每个脉冲间隔 为几十纳秒LawrenceLivermoreNationalLaboratory(LLNL ) 发展的固态激光技术满足这一要求。在这个系 统中, 钕玻璃和被称为相共轭 (conjugation ) 的波前修正 技术使激光喷丸进入了高生产量的生产阶段。

对Inconel718和Ti6Al4V钛合金金属表面进行激 光喷丸强化并与典型的传统喷丸得到的效果进行对比, 可知激光产生的冲击波能渗透到更深层的材料内部, 产 生更大的应力空间, 而且连续的冲击可使应力更高, 但 不超过材料的极限。

对航空发动机风扇叶片进行研究发现, 连续激光冲 击对预防新的及以前损坏的发动机风扇叶片疲劳及腐 蚀失效都非常有效。然而用于试验叶片的这种激光技术 的脉冲速率限制在每秒产生的脉冲小于 1 次, 因此每秒 的喷丸面积大约为 1cm 2 , 这种速率对试验室的验证试验是可以接受的, 但不适用于高成本的生产中。喷丸需 要的集中脉冲可以通过约束等离子体的方式实现。这些 等离子体可以在金属表面通过高强度激光的方式产生, 其脉冲持续时在几十纳秒范围内。 脉冲持续时间约为 30s时, 激光强度为100~300J/cm2。被金属表面吸收并 经惯性约束于表面约束层, 如水层时, 能够产生 104 到 105atm (1000~ 10000M Pa) 的冲击压力。金属表面的黑 色涂层是一个很强的吸收体可产生等离子体。

一个适用于激光喷丸的系统发出的能量必须达到 2 5 ~ 1 0 0 J/脉 冲 , 同 时 其 输 出 量 也 非 常 重 要 。 它 取 决 于 激 光产生的平均脉冲重复率。当前能实时输出的, 其持续 时间也可接受的唯一技术是以钕混杂玻璃增益介质为 基础的激光系统, 这种典型的激光系统包含一个振动器 以及由闪光灯进行光激励的一个或多个棒状放大器。然 而, 与此同时, 闪光灯的热量也就会沉积到玻璃中。这 些热量必须以与沉积速率相等的速率, 即激光脉冲速 率, 去除掉。因此玻璃必须冷却, 一般采用流动水。因 为玻璃是同时被加热和冷却的, 因此热梯度是从玻璃中 心向边缘发展, 这种热梯度会使玻璃受力, 导致玻前极 的变形及光束的严重退极。另外, 随着激光重复率的提 高, 热负荷也相应增加, 达到极限时, 载荷会使玻璃断 裂。现已通过开发钕玻璃厚板激光系统解决了热负荷问 题。LLNL 研制的高平均能量钕玻璃激光技术已经实 用。

bevictor伟德体育官网始终坚守激光冲击喷丸强化技术前沿，设计制造高性能激光喷丸强化设备，并提供激光喷丸强化加工服务，为航空航天、铁路船舶等行业开发新的激光表面处理方案，欢迎了解咨询。电话：18201898806。

激光喷丸与超声波冲击技术都是一 种新型的材料表面强化技术 , 激光喷丸技 术 具 有 高 压 、高 能 、超 快 和 超 高 应 变 率 等 特点 , 具有常规加工方法无可比拟的优 点 , 在制造科学、新材料、高能武器等高技 术领域有巨大的应用前景。而超声波冲击 技术则是通过换能器将电能转化为一种 高频机械振动，直接或者间接地施加在金 属表面使其产生剧烈塑性变形，由于这种 冲击属于高频重复冲击，故应变率很大， 属于剧烈塑性变形，可细化金属表面晶粒 组织，主要用于提高焊接接头的抗疲劳性 和延寿处理。

1 激光喷丸技术 

1.1 技术简介

激光喷丸技术是一项新技术，它是用 短脉冲(ns 级)的强激光辐照在表面覆盖 着能量吸收层和约束层的材料上产生冲 击波，当激光冲击波诱导的应力波的峰值 超过材料的动态屈服极限时，材料的表层 将会发生塑性变形，不可回复的塑性变形 导致靶材内残余应力的产生。

众所周知，在实际的工程应用中，很 多金属零件会发生弯曲变形。当金属弯 曲 时 ，金 属 外 表 面 处 于 受 拉 状 态 ，在 拉 应 力的影响下，表面会产生显微裂纹 ; 随着 金属零件弯曲程度的增加，显微裂纹开始 扩展，直到裂纹扩展到零件的整个截面， 最终使金属折断。如车辆中的变速箱齿轮 承 受 扭 转 时 ，齿 轮 根 部 发 生 应 变 弯 曲 。金 属成形和焊接过程中产生的拉应力能使 表面微观缺陷发展为裂纹，从而加速零件 的失效。如果航空设备和核发电站的零件 受 到 载 荷 和 振 动 后 ，发 生 应 力 腐 蚀 ，将 会 造成巨大的则产损失和人身伤亡。开始人 们采用机械喷丸产生残余压应力对金属 零件进行喷丸强化，以提高其使用寿命。 但受弹丸冲击力的影响，机械喷丸产生的 残余压应力的深度是有限的 ( 大约 0. 25 mm) , 机械喷丸后表面产生的凹痕可达到 0. 03 in，这使得金属表面相当粗糙。随着 激光技术的发展，高能激光和材料相互作 用产生的高幅冲击波技术己得到了广泛研究。激光喷丸技术就是利用强脉冲激光 诱导产生的高能冲击波在金属材料表面 改性和成形方面的一个应用。

1.2 工作原理

随着激光技术的广泛应用，人们很快 认识到由激光诱导的等离子体可产生强 烈的冲击。即当短脉冲 ( 几到几十纳秒 ) 的高能量密度 ( 约 200J/cm2) 的激光辐照 金属表面时，金属表面的吸收层 ( 黑漆 ) 吸收激光能量发生爆炸性汽化，汽化后 的蒸气急剧吸收激光能量并形成高温 ( > 10000K) , 高压 (>1 GPa) 的等离子体，等离 子体受到约束层 ( 水或光学玻璃 ) 的限制， 形成高强度压力冲击波，作用于金属表面 并向内部传播。由于这种冲击波压力高达 数个兆帕，其峰值应力远远大于材料的动 态 屈 服 强 度 ，从 而 使 材 料 产 生 密 集 、均 匀 和稳定的位错结构 , 同时冲击波贮藏的弹 性变形能大于材料所需的屈服、塑性变形 能，使表面材料发生屈服和冷塑性变形， 同时在成形区域产生有益的残余压应力， 其能消除工件因机械加工、热处理、焊接、 激光切割、电镀或硬化涂层形成的有害拉 应力，从而提高金属零件的强度、耐磨性、 耐腐蚀性和疲劳寿命。由于其强化原理类 似喷丸，因此这种新型的表面强化技术称 为激光喷丸 (Laser Peening) 在发达的国 家，激光喷丸技术已开始用于零件表面改 性和板料的塑性成形的商业生产。

激光喷丸是利用高功率密度 (109W/ cm2 量级 ) 、短脉冲 (10- 9s 量级 ) 的强激光 穿过透明约束层 ( 水帘 ) 作用于覆盖在金 属零件表面能量吸收层上 ( 黑漆 ), 吸收层 吸收能量而汽化 , 汽化后的蒸汽急剧吸收 激光能量并形成等离子体而爆炸 , 被限制 在约束层和金属表面之间的爆炸物压力 急剧升高，形成向金属板料内部传播的强 应力波 , 当应力波的峰值超过板料的动态 屈服极限，零件表面就会发生塑性变形， 正是不可回复的塑性变形导致板材内部 残余应力的产生。

1.3 影响因素

喷丸的过程与材料的力学性能有关 ;要获得满足激光喷丸成形所要求的冲击波峰值应力对于材料的动态的屈服强度时，对所需的最小的激光功率密度是有要 求 的 ，峰 值 越 高 ，形 成 的 残 余 应 力 层 就 越 深。 因此，激光喷丸的效果不仅与涂层和 约 束 层 有 关 ，还 与 与 激 光 脉 冲 的 能 量 、光 斑尺寸、脉宽、光束模式、板料的力学性能 等因素有关。板料激光喷丸后，表层的残 余压应力的存在破坏了板料内原有力系 的平衡，使板材的芯部产生了拉应力以达 到新的平衡，这种在厚度方向上不均匀的 残余应力又必然产生使板料变形的弯矩， 当沿某一特定的路径喷丸时，力矩就会使 板料发生变形。

2 超声冲击技术

 2.1 技术简介

超声冲击 (UIT/UP) 技术由世界闻名 的乌克兰 Paton 焊接研究所在 1972 年最 早提出，并由 Paton 焊接研究所和俄罗斯“量子”研究院共同开发成功，最早用于前 苏联海军船只的降低焊接残余应力，引入 有益的压应力。1974 年，Polozky 等人公 开发表了将超声冲击技术应用于消除焊 缝残余应力的文章。

超声冲击技术是一种高效的消除部 件表面或焊缝区有害残余拉应力、引进有 益压应力的方法。超声冲击设备利用大功 率的能量推动冲击头以每秒约 2 万次的 频 率 冲 击 金 属 物 体 表 面 ，高 频 、高 效 和 聚 焦下的大能量使金属表层产生较大的压 缩塑性变形 ;同时超声冲击改变了原有的 应力场，产生有益的压应力 ;高能量冲击 下金属表面温度极速升高又迅速冷却，使 作用区表层金属组织发生变化，冲击部位 得以强化。

2.2 技术原理

超声波发生器产生频率大于 18kHz 的振荡电信号，通过换能器转换为同频 率的纵波机械振动能量。再通过变幅杆 将换能器微小振幅(一般为 4μm)变换到 20 ~ 80μm，然后借助各种形式的工具头 将振动能量传达到金属材料上。该项技术 的特点是单位时间内输出能量高，实施装 置的比能量(输出能量与装置质量之比) 大。振动频率为 18 ~ 27kHz，振动线速度 可达 2 ~ 3m/s，加速度相当于重力加速度 的三万多倍。冲击头与被处理金属作用时 间极短，高速瞬间的冲击能量是材料表面 温度急剧升高又急剧冷却。这种高频能量 从表面导入材料内部，必然引起材料组织 不均匀的塑性变形和弹性应变。

2.3 影响因素

超声冲击最大的问题是能量输出不稳定，超声冲击可以消除部件表面或焊缝 区 有 害 残 余 拉 应 力 、引 进 有 益 压 应 力 ，使 得冲击部位得以强化，但是由于超声冲击 的性能稳定性差，往往会导致产品批量加 工中出现不合格的产品，或者一个产品的 一部分处理的好，另一部分则处理的不 好，导致部分废品的产生。

在焊接过程中的质量是否稳定跟机 器的配置有很大的关系 , 超声冲击在作业 过程中质量不稳定最主要因素是输出功 率不稳定，以导致无法形成稳定的摩擦热 能 . 而要解决功率问题，最主要决定于 1: 机台输出功率 .2:HORN 扩大比 /3: 气压源 /4: 电压源 .. 等。

豪克能的出现也可以解决超声冲击 的问题，豪克能以其频率高、能量大、聚焦 性好、性能稳定的优势解决了焊接后存在的问题，焊后利用豪克能推动冲击工具以每秒二万次以上的频率沿焊缝方向冲击焊缝的焊趾部位，使之产生较大的压缩塑性变形，使焊趾出产生圆滑的几何过渡，

从而大大降低了焊趾出余高、凹坑和咬边 造成的应力集中 ;消除了焊趾处表层的微 小裂纹和熔渣缺陷，抑制了裂纹的提前萌 生 ;调整了焊接残余应力场，消除其焊接 应 力 ，并 产 生 一 数 值 的 压 应 力 ，同 时 使 焊 趾部位的材料得以强化，大幅度提高焊接 接头的疲劳强度和疲劳寿命。

由此可见，激光喷丸技术和超声波冲 击技术，均是对金属材料表面进行强化的 新型技术。激光喷丸是一种全新的晶粒细 化技术 , 它利用强激光束产生的等离子冲 击波 , 提高金属材料的抗疲劳、耐磨损和抗 腐烛能力，而超声波冲击技术主要用于提高金属材料焊接接头和结构的疲劳性能。