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激光噴丸原理：

激光噴丸是通過高能脈沖激光照射工件表面強化介質（鋁膜等），使其產生離子微粒在約束層的約束下，爆炸轟擊金屬工件表面，達到噴丸強化、噴丸硬化的目的；

激光噴丸強化目前屬于一種先進的具有前瞻性的噴丸強化技術，其在高尖端工業制造上應用廣泛，尤其在航空發動機葉片、汽輪機葉片、羅盤等強化處理上，而且激光噴丸技術正在不斷被嘗試應用到更多的工業方面。

T i6A 14V 合 金 具 有 良 好 的 生 物 相 容 性 、綜 合 力 學 性 能 和 工 藝 性 能 ，廣 泛 應 用 于 人 體 生 物 醫 學 工 程 領 域 ，如 制 作 人 工 髖 關 節 和 膝 關 節 等 硬 組 織 替 代 物 和 修 復 物 。 在 正 常 條 件 下 ，鈦 合 金 表 面 會 生 成 一 種 穩 定 、連 續 、結 合 牢 固 的 氧 化 物 鈍 化 膜 ，因 此 具 有 良 好 的 耐 蝕 性 。 但 由 于 人 體 環 境 較 為 復 雜 ，在 外 力 和 體 液 的 侵 蝕 下 ，鈦合金表面的鈍化膜有可能被剝離、溶解 ，而且具有潛在毒性 的鋁離子和釩離子會釋放到組織 中，在生物體 內產生毒性，導致出現炎癥、血栓等反應。因此，采用表面改性工藝來提高醫用 Ti6A14V合金的耐蝕性越來越受到研究人員的關注。

目 前 通 過 表 面 改 性 提 高 T i6A I4V 合 金 耐 蝕 性 的 方 法 主 要 是 在 材 料 表 面 制 備 涂 層 。 K ao 等 利 用 閉域不平衡磁控濺射技術在未處理 Ti6A14V合金表面和經過高溫氣態滲氮處理的Ti6A14V合金表面分別制 備 了 T i— c : H 涂 層 ， 該 涂 層 試 樣 具 有 十 分 優 異 的 摩 擦 特 性 、 耐 蝕 性 和 生 物 相 容 性 。 M a le k i 等 ] 通 過 等 離 子 噴 涂 技 術 在 T i6A 14V 合 金 表 面 制 備 了 溶 膠 一凝 膠 硅 酸 三 鈣 鎂 涂 層 ，該 涂 層 有 效 地 改 善 了 材 料 的 生 物 活 性 和 耐 蝕 性 。 M o h a n 等 嘲 利 用 陽 極 氧 化 技 術 在 T i6 A 14 V 合 金 表 面 制 備 了 自 組 織 T iO 。 納 米 涂 層 ， 并 通 過 電 化 學 交 流阻抗譜和動電位極化曲線研究了其在 HankS模擬體液中的腐蝕行為，結果發現陽極氧化膜試樣具有更 好的耐蝕性和鈍化行為。Mokgalaka等 利用激光金屬沉積技術將鎳粉和鈦粉熔融在Ti6A14V合金表面， 制備了NiTi金屬間化合物涂層;結果發現涂層試樣的硬度較基體增大，且其在質量分數為3.5 的NaC1溶 液中的耐蝕性也有所提高。然而通過制備涂層對材料表面進行改性的方法存在涂層質量差以及膜基結合強 度 低 的 問 題 ，如 涂 層 中 存 在 孔 隙 、微 裂 紋 等 缺 陷 ，涂 層 與 基 體 的 界 面 存 在 殘 余 拉 應 力 ，導 致 涂 層 在 極 端 環 境 下 易開裂或脫落。

激 光 噴 丸 強 化 (LP)技 術 是 一 種 新 型 表 面 改 性 技 術 ，它 利 用 激 光 誘 導 產 生 高 強 沖 擊 波 壓 力 ，直 接 使 材 料 表面發生微塑性變形 ，通過誘導產生高幅殘余壓應力細化表層晶粒 ，以及提高表層硬度等來改善材料的表面 性能，近年來越來越多地被應用于提高醫用材料表面的耐蝕性。Guo等 利用激光噴丸強化技術在鎂一鈣植 入件表面誘導產生了更適合骨細胞依附的形貌 ，使植入件表層獲得了高幅殘余壓應力 ，從而顯著提高了其在 模擬體液 中的耐蝕性。此外研究人員還發現 ，通過調整激光功率和光斑搭接率可使激光噴丸植入件 的耐蝕 性得到進一步優化。Vinodh等 。研究了不 同搭接率下高重復率激光噴丸處理對純鎂試樣耐生物腐蝕性能 的影響，結果發現腐蝕速率隨著搭接率的增加而降低，在 66%搭接率下噴丸試樣的腐蝕速率比未噴丸試樣 下降了50% 。李興成等 研究了激光噴丸次數對醫用AZ31鎂合金表面耐蝕性的影響，結果發現單次激光 噴丸后鎂合金的耐蝕性顯著提高，而噴丸次數對耐蝕性 的影響不大。目前激光噴丸強化技術在生物醫用金 屬材料中的研究多集中于鎂合金口 ，已有學者開始初步探討激光噴丸強化技術對醫用 Ti6A14V合金表面 殘余應力的影響口 ，但對于提高該合金在生理環境 中耐蝕性的研究 目前還鮮有報道。

本課題組針對醫用 Ti6A14V合金開展了激光噴丸強化和電化學腐蝕實驗研究 ，通過腐蝕熱力學參數、 動力學參數、鈍化性能、點蝕敏感性、腐蝕表面形貌和能譜分析等，探討了激光噴丸強化對醫用 Ti6A14V合 金 表面 耐 生物腐 蝕性 能 的影 響 。

2 實驗方法及材料

實驗材料選用 4mm厚的 Ti6A14V合金板材，其化學成分見表 l。

使 用 電 火 花 線 切 割 加 工 出 尺 寸 為 40 m m × 20 m m × 4 m m 的 試 樣 ，所 有 試 樣 的 待 處 理 表 面 經 過 砂 紙 逐 級打磨后，再用金剛石拋光膏逐級拋光至表面粗糙度R<O.07 m，然后用無水乙醇進行超聲波清洗，最后 將試樣放入干燥箱中烘干待用 。激光噴丸強化實驗選用法國 Thales公司生產的 GAIA—R型 Nd”YAG激光 器 ，其波長為 1064nm，脈寬為 10ns，重復頻率為 lHz，輸出光斑能量呈平頂分布。實驗過程中選用的激光 光斑直徑為3mm，光斑搭接率為50 ，噴丸強化次數分別為1次和2次，激光功率密度分別為5.659，8.488，11.318GW/平方厘米，能量吸收層和約束層分別選用美國3M公司生產的100 um厚鋁箔和2mm厚流動水簾,激光噴丸路徑及實物圖如圖1所示。

電化學腐蝕測試采用天津市蘭力科化學電子高技術有限公司生產的LK2005A型電化學工作站,采用三電極體系,輔助電極采用鉑片電極,參比電極采用飽和甘汞電極(SCE),激光噴丸后,采用線切割的方式加工出10 mm×10 mmX4 mm的電化學試樣,在噴丸面的背面連接導線,然后用704膠對未處理表面進行封裝并保證其導電性。電化學腐蝕性能測試前,先將試樣浸入至腐蝕介質中穩定30 min。線性掃描塔菲爾曲線測試參數:靈敏度1 mA,濾波參數10 Hz,放大倍率1,初始電位-2.5 v,終止電位4.0 v,掃描速率0.005 V-s-1。腐蝕溶液采用Hank’s模擬體液(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的葡萄糖組成。實驗前用體積分數為5.6%的NaHCO3調節溶液的pH至7.2~7.6,保持溶液溫度為(37±0.5) ℃。腐蝕實驗結束后,取出試樣,并用無水乙醇清洗,干燥后備用。
電化學腐蝕實驗結束后,采用日本電子株式會社JSM-7001F型熱場發射掃描電子顯微鏡(SEM)觀察試樣腐蝕表面的微觀形貌,用掃描電鏡附帶的能量色散譜儀(EDS）進行能譜分析。

3結果與討論

3.1鈍化性能

圖2所示為未處理試樣和不同功率密度激光噴丸強化試樣在Hank’s模擬體液中的極化曲線, (a)、(b)分別對應1次激光噴丸強化和2次激光噴丸強化。從圖2中可以看出,在不同激光噴丸工藝參數下,Ti6Al4V合金試樣陰極極化曲線的變化趨勢相似,均表現出較為典型的吸氧腐蝕特征。圖2(a)中的Ecorr為自腐蝕電位;E,為擊穿電位;鈍化狀態在陽極極化曲線上體現為一條大致水平的線段,其起始位置為致鈍化電位Ep ,終止位置為過鈍化電位Eip。激光噴丸強化試樣的鈍化電流密度i,和致鈍化電位Etp均比未處理試樣的小,并且鈍化區的電位范圍E,也比未處理試樣的寬,說明激光噴丸強化Ti6A14V合金在Hank’s模擬體液中更容易發生鈍化,且鈍化狀態更加穩定。

為對比不同激光噴丸強化參數對Ti6Al4V合金在Hank’s模擬體液中鈍化性能的影響,將圖2所示極化曲線所體現出的各鈍化動力學參數繪于圖3中。

圖3(a)所示為激光噴丸強化前后,試樣在Hank’s模擬體液中的鈍化電流密度。可以發現,與未處理試樣相比,激光噴丸強化試樣的鈍化電流密度大幅下降,說明激光噴丸強化處理能夠顯著降低腐蝕體系鈍化的難度和金屬鈍化后的腐蝕速率,激光噴丸強化后的Ti6Al4V合金表面更容易鈍化,且鈍化膜的保護性能更好。不同參數激光噴丸強化試樣的鈍化電流密度相差不大,說明噴丸試樣表面所形成的鈍化膜腐蝕速率基本相同。在11.318 GW.cm-2激光功率密度下2次噴丸強化后,試樣可獲得最小的鈍化電流密度2.959×10- mA.cm-2,與未處理試樣的2.483× 10-‘ mA.cm-2相比,降低了2個數量級(1.19× 10-2 mA.cm-2)。

圖3(b)所示為激光噴丸前后,試樣在Hank’s模擬體液中的鈍化區電位范圍。可以看出,隨著激光功率密度和激光噴丸次數增加, Ti6Al4V合金在Hank’s模擬體液中的鈍化區電位范圍增大,與未處理試樣的0.687 V相比,激光噴丸強化試樣的鈍化電位范圍最大增大了0.597 V,增幅為86.90% ,說明其表面的鈍化狀態更加穩定。

3.2腐蝕傾向

將激光噴丸強化前后試樣的自腐蝕電位Eoo繪于圖4中。可以發現,雖然激光噴丸強化試樣的初始腐蝕電位值較負,但其穩定后的自腐蝕電位值均正移,腐蝕熱力學穩定性提高,發生電化學腐蝕的可能性降低。
其中,激光功率密度為11.318 Gw.cm-2,2次激光噴丸試樣的自腐蝕電位值(-0.540 V)最高,與未處理試樣(-0.749 V)相比正移了0.209 V,表現出了優異的腐蝕熱力學穩定性。

3.3點蝕敏感性

將激光噴丸強化前后試樣在Hank’s模擬體液中的擊穿電位E,繪于圖5中。可以發現,激光噴丸強化后試樣表面的擊穿電位強烈正移,說明激光噴丸處理可以顯著降低Ti6Al4V合金表面在Hank’s模擬體液中發生點蝕的現象，從而降低點蝕敏感性 ，提高 存生理環境 中的耐點蝕性能。在激光功率密度相同的情況 下，2次激光噴丸強化試樣的擊穿電他均比 1次激光噴丸強化試樣的要高，激光功率密度為11.318 GW /平方厘米、2 次 激 光 噴 丸 強 化 試 樣 的 擊 穿 電 位 最 高 ，為 3.431 V ，與 未 處 理 試 樣 (1.822 V )相 比 提 高了88.31%。

3.4 腐蝕速率
根據極化曲線外延法對激光噴丸強化前后各試樣在 HankS模擬體液巾的自腐蝕電流密度icorr 進行研究，結果如 6所示。可以看出隨著激光功率密度和激光噴丸強化次數的增加，Ti6AI4V合金在 Hanks 模擬體液 巾的 自腐蝕 電流密度降低，腐蝕速率減小 ，耐蝕性提高。激光功率密度為 l1.318GW·cm-2 、2次激 光 噴 丸 強 化 試 樣 的 腐 蝕 速 率 最 小 ，為 5.738× 10-8 m A ·cm 。，與 未 處 理 試 樣 (3.144× 10-7 m A ·cm-2)相 比 降 低 了 81.75 %。

3.5 腐蝕表面形貌

在電 化 學 腐 蝕 實 驗 中 ，T i6A 14V 合 金 表 而 的 主 要 腐 蝕 形 貌 是 點 蝕 ，大 部 分 區 域 的 鈍 化 膜 并 未 被 破 壞 。為了對 比 不 同 工 藝 參 數 試 樣 的 腐 蝕 情 況 ， 主 要 對 蝕 坑 進 行 觀 察 。 圖 7 為 未 處 理 試 樣 和 在 1 1 . 3 1 8 G W · c m-2 激光功率密度下 2次激光噴丸強化試樣腐蝕表面的 SEM 形貌和 EDS譜。其 中，圖 7(a)和(b)是未處理試 樣 在 不 同 放 大 倍 數 下 的 腐 蝕 表 面 形 貌 ，可 以 發 現 蝕 坑 的 表 面 較 為 粗 糙 ，蝕 坑 邊 緣 存 在 腐 蝕 微 裂 紋 ;圖 7(e)為 激光噴丸后試樣 的腐蝕 表面形貌 ，其蝕 坑表而和邊緣較 為平整 。可見 ，激 光噴丸強化處理能夠有 效降低 T i6A l4v 合 金 表 面 的 點 蝕 敏 感 性 ，改 善 腐 蝕 表 面 的 質 量 。

罔 7(c)和 (d)、(f)和 (g)分 別 為 未 處 理 試 樣 和 激 光 噴 丸 強 化 試 樣 蝕 坑 表 面 和 氧 化 膜 的 EDS 譜 。 在 激 光 噴丸強化前后試樣的 EDS譜 中，元素種類并無差異，元素含量的差異也很小 ，但激光噴丸強化試樣蝕坑和氧 化膜中的氧含量均比未處理試樣的高一些。分析認為，主要原岡是激光噴丸強化處理 Ti6A14V合金表面的 晶粒組織更加均勻細小 ，使進入 鈦合金表面晶格 的氧含量升 高且 分布更加均 勻，從而進一 步提升 了 T i6A 14V 合 金 的 耐 生 物 腐 蝕 性 能 。 對 于 鈍 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 的生長速率。對于腐蝕傾 向，鈦合金表面品格氧含量的升高會降低鈦原子的結合能 ，從而使合金表面的腐蝕電位升高 ，發生腐蝕的傾向降低。對于點蝕敏感性 .氧在鈦合金表面的均勻分布可以改善或消除材料表面的 不 均 勻 性 。減 少 裂 紋 等 缺 陷 (點 蝕 源 );此 外 氧 化 膜 的 加 速 生 長 還 能 夠 抑 制 蝕 孔 的 生 K 和 發 展 ，降 低 點 蝕 敏 感 性。對于腐蝕速率 ，氧化膜致密程度和厚度的增加都會增大離于通過的阻力.降低離子存氧化膜中的迂移速 率，從 減小腐蝕電流密度，降低腐蝕速率。網7(h)為(c) 中白色腐蝕產物的EDS譜，推斷其為激光噴 丸強化試樣 的腐蝕產物 ，部分腐蝕產物的存在可誘 導堵塞孔隙 、隔離 Cl-的封閉效應; ，從 而阻滯腐蝕反 應的進行 ，提高合金表面的耐蝕性 。

4 結論

( 1 ) 激 光 噴 丸 處 理 能 有 效 改 善 醫 j{j T i6 A I4 V 合 金 表 面 的 耐 生 物 腐 蝕 性 能 ， 主 要 體 現 在 合 金 表面的鈍化。

電流密度和致鈍化電位降低 ，鈍化區電位范圍增大 ，使鈍化更容易發生 ，且鈍態更穩定 ;自腐蝕電位和擊穿電 位正移 ，使發生電化學腐蝕 的傾 向和點蝕敏感性降低 ，從而降低腐蝕速率和提高耐點蝕性能。

( 2 ) 激 光 噴 丸 工 藝 參 數 對 T i 6 A 1 4 V 合 金 耐 蝕 性 有 較 大 影 響 : 在 1 1 . 3 1 8 G W · cm-2 的 激 光 功 率 密 度 下 2 次 噴 丸 強 化 時 ，可 獲 得 最 高 的 自 腐 蝕 電 位 ，比 未 處 理 試 樣 的 自 腐 蝕 電 位 正 移 了 0.209 V ;最 大 鈍 化 電 位 范 圍 增 幅 為 86.90% ;最 小 鈍 化 電 流 密 度 降 低 了 2個 數 量 級 ;最 高 擊 穿 電 位 提 高 了 88.31% ;腐 蝕 電 流 密 度 最 大 降低 了 81.75% 。

(3)激光噴丸強化處理通過均勻細化 Ti6AI4V合金表層的晶粒 ，使進入鈦合金表面晶格的氧含量升高且分布更加均勻 ，加快了氧進入鈦合金表面晶格的速率 ，提高 了鈦合金表面氧化膜 的保 護性能 ，降低了鈦合 金表面的腐蝕傾 向、點蝕敏感性和腐蝕速率 ，從而提高了合金表面的耐生物腐蝕性能。

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在激光噴丸參數對殘余應力分布影響規律方面, 周建忠 、 胡永祥 等分別以 2024 – T3 鋁合金和 35CD4 50HRC 鋼為研究對象, 通過有限元模擬發 現, 材料表面殘余壓應力隨著沖擊次數的增加而增 加, 壓應力影響層深度也隨之增加。 陳瑞芳等[6] 借 助 ANSYS 軟件對激光噴丸 40Cr 鋼試樣分析發現,材料表面殘余壓應力隨沖擊波峰值壓力的增加而增 加, 當峰值壓力增加至一定值時, 材料表面殘余壓 應力達到最大并不再增加。 黃舒等[7] 利用 ABAQUS軟件對 6061 – T6 鋁合金試樣模擬分析發現, 試樣殘余應力場隨光斑尺寸的增加而增加。 錢紹祥等通過激光沖擊 AISI202 不銹鋼焊接接頭試驗發現, 提高光斑搭接率可以優化激光噴丸后焊接接頭的應 力分布, 提高材料表面壓應力水平。 掌握不同激光 噴丸參數對材料表面殘余應力分布的影響規律有助 于激光噴丸在實際操作過程中更好地運用。

本文以飛機常用 7075 航空鋁合金靶材為研究對 象, 利用有限元軟件 ABAQUS 對激光噴丸過程進行 數值模擬, 分析 7075 鋁合金靶材在不同峰值壓力、 沖擊次數、 光斑大小及搭接率等條件下材料表面殘 余應力分布情況, 獲取各不同工藝參數對材料表面 及內部殘余應力分布的影響規律, 為實際的飛機維 修工作奠定一定的理論基礎。

1  沖擊波壓力模型

由于激光噴丸過程中, 沖擊波對材料的作用過程極為復雜, 因而難以運用有限元軟件 ABAQUS 對 其進行精確的數值模擬。 目前, 國內外學者一般選 擇將沖擊波對材料作用等效為隨時間變化的壓力對 材料的作用。 1990 年, Fabbro R 等通過對毫米尺度 約束模型下沖擊波的半理論研究, 提出沖擊波峰值 壓力與激光功率密度的關系如下 :

式中: Pmax 為峰值壓力; α 為等離子體的比熱比; Z 為固體靶及約束層對沖擊波的聲阻抗; I0 為激光功 率密度。

Zhang W W 等沿用 Fabbro R 等的理論, 但其認 為激光能量隨其與光斑中心距離呈準高斯分布趨勢, 并得到沖擊波峰值壓力隨空間分布關系如下 :

式中: r 為某點與光斑中心距離; R 為光斑半徑。 本文采用式 (2) 對沖擊波峰值壓力隨空間分 布關系進行計算, 采用的激光器基本參數為光斑能 量2J,脈寬≤10ns,焦點直徑Ф2mm,通過計算 可得, 光斑中心處沖擊波峰值壓力最大可達到3. 4 GPa。

Peyre P 等通過試驗研究發現, 沖擊波壓力作用時間為激光脈寬的 3 ~ 4 倍。 本文所采用激光 器脈寬為 10 ns, 故而沖擊波壓力作用時間可取30ns模擬采用的沖擊波壓力隨時間變化曲線如圖1所示。

2  材料的本構模型

激光噴丸是利用短脈沖?(幾十?ns)、?高峰值功 率密度?( > 109?W·cm?– 2?)?的激光束輻射金屬材料 表面,?其應變速率極高?( >10的6次方?/S)。?激光噴丸過 程中,?由于金屬材料表面吸收層的隔熱作用,?金屬 材料的塑性變形可看做冷變形,?材料表面只受到沖 壓力的作用。?材料屈服強度和流體應力隨著應變率 的提高而提高,?而硬化率則會隨之降低,?因此,?可 近似采用理想彈塑性材料模型。?在一維應變條件下,?材料的初始屈服極限應力可定義為?Hugoniot?彈性極 限?(σHEL)。?當材料中應力波壓力小于?σHEL?時,?材 料處于彈性極限范圍內,?只會發生彈性變形;?當壓 力大于?σHEL?時,?材料將產生無法恢復的塑性變形;?當材料中應力波壓力達到?σHEL?時,?材料產生屈服。?材料的動態屈服強度?σr?計算式如下?:

式中: v 為材料的泊松比。 7075 航空鋁合金機械性能如表 1 所示 。

3  有限元模型的建立

激光沖擊處理 7075 鋁合金靶材, 由于激光光斑為圓形, 其在材料表面的壓力作用區域亦為圓形, 且沖擊波壓力成中心對稱, 為提高計算機運算速率, 僅對模型1/2進行建模。 本文在建模時, 將模型簡 化為20 ×8 ×4 的立方體, 如圖2 所示, 其中1/2 圓 形為沖擊波壓力作用范圍。 胡永祥[13] 通過研究發 現, 激光噴丸沖擊波主要沿縱向傳播, 因而對縱向 網格尺寸要求遠遠高于橫向網格。 在橫向上, 對激 光噴丸區域, 采用R/Lxy =20 (Lxy為激光噴丸模型 橫向尺寸大小) 進行網格劃分。 縱向上, 越靠近激 光沖擊區域表面需要越細的網格, 而對靠近下表面 的網格尺寸要求較低。 因此, 本文采用 single 的布 種方法, 從模型上表面到下表面, 其種子分布間 距呈等比數列遞增。 為提高運算效率, 對模型非 關鍵部分選用較為粗大的網格進行劃分。 得到的 激光噴丸有限元模型如圖 2 所示, 其單元類型為 C3D8R, 單元數量為 137025, 模型的剖面設置為 對稱邊界。

4  模擬結果及分析

利用有限元軟件 ABAQUS 對激光噴丸過程進行 數值模擬, 當沖擊波峰值壓力為 2. 04 GPa、 光斑直 徑為 Ф4 mm、 脈寬為 10 ns 時, 最終得到的穩定殘 余應力場如圖 3 所示。

圖 4 為激光噴丸后 7075 鋁合金沿表面方向及深度方向的殘余應力分布曲線。 由圖 3 及圖 4a 可知,當沖擊波峰值壓力為 2. 04 GPa 時, 材料表面殘余應力最大值出現在光斑中心處, 即圖 4a 中的 A 點處,為 – 315. 9 MPa。 隨著距光斑中心距離的增加, 材料表面殘余壓應力逐漸減小, 其原因主要是光斑中心處激光功率密度較高, 產生沖擊波峰值壓力較大, 而邊緣處激光功率密度較低, 產生的沖擊波壓力也較小, 造成光斑中心殘余壓應力較大

而邊緣處殘余應力較小。 在距光斑中心 1 mm 處, 即圖 4a 中 B 點處, 材料表面殘余壓應力減小為 -237.7MPa。 在光斑邊緣處, 如圖4a中C點所 示, 材料表面殘余壓應力進一步減小為 – 30. 9 MPa。 由圖 4b 可知, 材料內部殘余壓應力隨著深 度的加深而逐漸減小,約在0.37mm處(圖4b中 D 點) 減小為 0, 即殘余壓應力影響層深度為 0. 37mm。 當深度進一步加深時材料內部出現殘余拉應力并逐漸較小為 0。

5  激光噴丸參數對殘余應力分布的 影響規律

5. 1  沖擊波峰值壓力對殘余應力分布的影響規律 沖擊波峰值壓力大小是影響殘余應力分布的一 個關鍵性因素。 由激光器基本參數并根據式 (2) 計算可知, 激光器所能提供的最大沖擊波峰值壓力 為 3. 4 GPa, 在模擬時選取沖擊波峰值壓力應小于

該值。?選取沖擊波峰值壓力?P?分別為?0. 5Pmax, 0. 6Pmax, 0. 7Pmax, 0. 8Pmax, 0. 9Pmax,?即?1. 7, 2. 04, 2. 38, 2. 72?和3. 06 GPa?進行有限元模擬,?其 他激光噴丸參數為:?沖擊波壓力作用時間?30 ns、?光 斑大小?Ф4 mm、?沖擊?1?次,?得到不同峰值壓力下殘余應力?σx?沿表面方向及深度方向分布曲線,?如圖?5所示,?由圖?5?可以給出以下結果。

(1)?沖擊波峰值壓力的大小對材料表面及內部 殘余應力分布有較大的影響。?當峰值壓力為1. 7 GPa時,?材料表面殘余壓應力最大值為?– 196. 3 MPa,?位于光斑中心處; 材料表面最大殘余壓應力隨沖擊波 峰值壓力的增加而增加。 當沖擊波峰值壓力為 2. 72 GPa 時, 材料表面峰值壓力達到最大。 進一步 增加峰值壓力時, 材料表面殘余壓應力幾乎不再增 加。 其原因主要是沖擊區域材料塑性變形趨于飽和, 使殘余壓應力難以提高。

(2) 材料內部最大殘余壓應力及殘余壓應力影 響層深度隨著沖擊波峰值壓力的增加而增加, 當峰 值壓力為 1. 7 GPa 時, 殘余壓應力影響層深度為 0. 37 mm。 當峰值壓力增加至 3. 06 GPa, 殘余應力 影響層深度增加至 0. 49 mm。

(3) 當峰值壓力為2. 72 和3. 06 GPa 時, 靶材 表面均出現了明顯的殘余應力洞現象, 即殘余壓 應力峰值并不出現在沖擊區域的幾何中心, 而是 出現在距中心一定距離的環形區域。 且隨著沖擊 波峰值壓力的增加, 殘余應力洞現象越明顯。 這 主要是由于沖擊波峰值壓力越大, 沖擊區域邊緣 邊界效應產生的諸如 Rayleigh 波和切應變波等強度越 大, 造成沖擊區域中心材料反向塑性變形越顯著[14]。

5. 2??沖擊次數對殘余應力分布的影響規律?

在某些情況下,?為了使靶材表面及內部達到較 大的殘余壓應力值,?但由于設備功率限制,?無法在 一次沖擊后實現時,?可采用單點多次沖擊[5]?。?為了研究激光沖擊次數?T?對殘余應力分布的影響規律,?分別對靶材進行單點?1 ~ 5?次沖擊進行數值分析,?其 他激光噴丸參數為峰值壓力?2. 2 GPa、?光斑直徑?Ф4 mm、?沖擊波壓力持續時間?30 ns。?得到不同沖擊 次數下殘余應力?σx?沿表面方向及深度方向的分布曲 線,?如圖?6?所示,?可以得出以下結果。

(1) 隨著沖擊次數的增加, 材料表面殘余壓應 力增加。 當沖擊次數T由1增加至5時, 材料表面 最大殘余壓應力值分別為 – 369.3, – 404.2,-424.5, -443.1和-454.7MPa,沖擊2,3,4 和 5 次后殘余壓應力最大值分別相對前一次沖擊后 殘余壓應力最大值增加 9. 45% , 5. 02% , 4. 38% 和2. 61% 。 由此可見, 在沖擊第 2 次時, 材料表面最 大殘余應力增長幅度最大, 為9.45%, 再增加沖擊 次數時, 其增益效果減弱。 其原因是由于多次沖擊 后, 材料產生硬化現象, 再次產生塑性變形必須在 材料表面施加更大的沖擊壓力。

(2)?材料內部最大殘余壓應力及殘余壓應力影 響層深度隨著沖擊次數的增加而增加。?當沖擊次數 從?1?增加至?5?時,?殘余壓應力影響層深度分別為?0.39, 0.47, 0.52, 0.56?和?0.58 mm。?由此可見,隨著沖擊次數的增加,?殘余壓應力影響層深度增益 效果減弱。

5. 3?光斑大小對殘余應力分布的影響規律

為了探索光斑大小對激光噴丸殘余應力分布的 影響規律, 選取直徑 D 分別為 Ф2, Ф4, Ф6 和 Ф8 mm 的光斑進行數值分析。 其他激光噴丸工藝參 數為: 峰值壓力 2. 38 GPa、 沖擊波壓力持續時間 30 ns、 沖擊 1 次, 得到的不同光斑大小下殘余應力 σx沿表面方向及深度方向的分布曲線, 如圖7所示, 由圖 7 可以得出以下結果。

(1)?當光斑直徑分別為?Ф2,?Ф4,?Ф6?和?Ф8 mm?時,?材料表面最大殘余應力分別為?– 363.2, -421.2, – 464.9?和?– 479.3 MPa。?光斑直徑為Ф4,?Ф6,?和?Ф8 mm?分別相對光斑半徑為?R2 mm?時表面最大殘余壓應力增加?15.9%, 28.0%?和31. 97% 。?由此可知,?材料表面殘余壓應力隨著光斑尺寸的增加而增加。?當光斑尺寸增大到一定值時,其表面最大殘余壓應力增益效果減弱。?其原因主要是小直徑光斑下沖擊波在材料內部傳播類似球面波,大光斑直徑下沖擊波在材料內部傳播類似平面波,球面波的衰減速率遠大于平面波。

2) 當光斑尺寸分別為 Φ2, Φ4, Φ6 和Φ8 mm 時, 殘余壓應力影響層深度分別為 0. 36, 0. 40, 0. 43, 和 0. 46 mm。 由此可見, 在峰值壓力一定時,殘余應力影響層深度隨著光斑尺寸的增加而增加。

(3) 當光斑直徑為 Φ2 mm 時, 靶材表面出現 了非常明顯的殘余應力洞現象, 且殘余應力洞現象 隨著光斑尺寸的增大而逐漸消失。 這主要是由于光 斑直徑越大, 光斑邊界效應越小, 產生的稀疏波的 強度越低, 且大光斑下稀疏波傳播行程長, 匯聚到 光斑中心時強度進一步減弱, 造成沖擊區域中心反 向塑性變形較小。

5. 4??光斑搭接率對殘余應力分布的影響規律?

在激光噴丸過程中,?為了使靶材表面沖擊波峰 值壓力達到某一大小,?激光器需保證一定的功率密 度。?由于激光器本身功率限制,?在激光噴丸時選用 的光斑不宜過大,?單個光斑不可能對整個待沖擊區 域一次性沖擊強化處理。?因而,?在實際激光噴丸過 程中需采用一定的光斑搭接處理工藝。?光斑搭接率計算公式為[8]?:

p =?(1?– L / D)?×?100%?(4)

式中:?L?為兩相鄰光斑間距離;?D?為光斑直徑。

為研究光斑搭接率對殘余應力分布的影響規律,?分別采用搭接率為?0% , 25% , 50%?和?75%?進行模 擬,?激光噴丸參數選擇沖擊波峰值壓力?2. 04 GPa、?光斑直徑?Ф?4 mm、?沖擊波壓力作用時間?30 ns、?沖擊?1?次,?得到的不同搭接率時材料表面殘余應力?σx?沿表面?X?方向分布規律,?如圖?8?所示,?圖中圓形區 域為激光沖擊區域。?圖?9?為不同搭接率下殘余應力?σx?沿材料表面?X?方向分布曲線對比。

由圖8a可知,?當光斑搭接率為0%時,?由于相鄰光斑之間不存在任何搭接,?因而各次激光噴丸過程是相對獨立的過程,?材料表面殘余壓應力極大值出現在光斑中心處,?極小值出現在各激光沖擊區域邊緣處,?且材料表面殘余壓應力波動較明顯。?由圖8b可知,?當光斑搭接率為25%時,?由于相鄰光斑之 間存在少量搭接,?且各激光沖擊區域中心不存在搭 接,?因而材料表面殘余壓應力極大值出現在激光沖 擊區域中心處。?而在沖擊邊緣處,?由于與后一沖擊 區域光斑半徑中點搭接,?使該處殘余壓應力得到較 大改善,?殘余壓應力極小值并未出現在光斑邊緣處,?而是出現在相鄰兩光斑搭接區域中點處。?且材料表 面殘余壓應力波動值較搭接率為?0%?時減小很多。?由圖?8c?可知,?當搭接率為?50%?時,?前一沖擊區域 中心正好與下一沖擊區域邊緣搭接,?前一沖擊區 域邊緣恰好與后一沖擊區域中心搭接,?由于沖擊 區域中心殘余壓應力較大,?沖擊區域邊緣壓應力 較小,?搭接后材料表面殘余應力波動值較搭接率 為25%時有明顯改善。?殘余壓應力極大值出現在 沖擊區域中心,?極小值出現在光斑半徑中點處。?由圖8d可知,?當光斑搭接率為75%時,?前1?個沖 擊區域中心正好與后?1?個沖擊區域半徑中點處及 其后第?2?個沖擊區域邊緣處搭接,?由于沖擊區域中心殘余應力值較大, 搭接后材料表面殘余應力極 大值出現在該區域。 材料表面殘余應力波動值在搭 接率為 75% 時更小。

由圖 9 可知, 材料表面整體殘余壓應力隨著光 斑搭接率的增加而增加。 其原因主要是光斑搭接率 越大, 同一區域激光沖擊次數越多, 因而其殘余壓 應力越大。

6  結論

(1) 材料表面殘余壓應力隨沖擊波峰值壓力的 增加而增加。 當峰值壓力增加至一定值 (如7075 航 空鋁合金靶材當光斑半徑為 R4 mm 時、 峰值壓力為 2. 72 GPa) 時, 材料表面殘余壓應力達到最大。 過 大的沖擊波峰值壓力作用在材料表面會在沖擊區域 中心處產生極為明顯的殘余應力洞現象, 在實際激 光噴丸過程中應盡量避免。

(2) 隨著沖擊次數的增加, 材料表面殘余壓應 力增加。 但當沖擊次數達到一定值 (本文中對應沖 擊次數為 3 次) 時, 其增益效果減弱。 在實際激光 噴丸過程中, 為提高生產效率, 應盡量避免采用過 多的沖擊次數。

(3)?光斑搭接率是影響材料表面殘余應力分布 的一個重要參數。?當搭接率為?75%?時,?材料表面殘 余應力較大,?且沿表面方向波動較小,?在實際操作 中應優先選取。

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40Cr 鋼是一種力學性能優良的中碳合金鋼， 具有較高抗拉強度、屈服強度及疲勞強度，綜合力 學性能較好，被廣泛用作制造軟齒面齒輪、凸輪、 軸套、傳動軸等零件。當零件承受較大動載荷作 用時，其表面需要有較高的抗疲勞和抗磨損性能， 因此通常對零件表面進行強化處理。傳統的表面 強化方法如滲碳、滲氮、氮碳共滲等往往存在處理 溫度高、時間長、工件變形大等缺點。采用激光噴 丸強化技術改善 40Cr 鋼組織及其耐磨性至今鮮 見報道。

本文通過對 40Cr 調質鋼進行激光噴丸強化處 理及其滑動磨損試驗，研究了處理后材料表層組 織結構的變化，硬度梯度分布以及摩擦磨損特征， 為激光噴丸強化處理技術實用化和推廣提供依據 和參考。

1 試驗材料及方法 

1. 1 試驗材料

試樣材料為 40Cr 調質鋼，它的化學成分及其力 學性能如表 1 和表 2 所示，試樣尺寸為 50 mm × 50 mm × 10 mm，試樣數量為 3 塊，用于不同次數的強 化處理。

1. 2試驗方法

激光噴丸強化的方法如圖 1 所示。在粗糙度較低的試樣表面依次有能量吸收層和約束層。能量吸 收層覆蓋在試樣表面，這樣就避免了強激光直接輻照 在金屬材料表面。當試樣受強激光輻照時，吸收層材 料吸收激光的能量材料氣化，對金屬材料起著遮蔽和 保護作用，避免其表面被強激光氣化而造成了熱損 傷，本試驗采用厚度為 0. 1 mm 黑漆涂層。約束層是 附著在吸收層表面的透明物質層，其限制了吸收層吸 收激光能量氣化產生的高壓等離子體的快速擴散，從 而提高了沖擊波的峰值壓力和延長了沖擊波作用時 間。約束層剛性的不同，對激光沖擊波壓力峰值的影 響不同，常用的約束層有光學玻璃、水簾等，為了 滿足本試驗連續多點多次沖擊的需要，選用流動的水 簾作為約束層，其厚度在 0. 2 mm。隨后就可以進行 激光噴丸試驗，激光沖擊強化試驗的光束參數為:激 光波長 1054 nm，脈寬 23 ns，輸出功率 20 ~ 24 J，光斑 尺寸為 直徑8 mm，相鄰光斑中心間距為 7 mm。在不同 的試樣上分別進行 1 次、3 次和 5 次激光強化處理。

 1. 3 強化層性能測試

去除試樣表面殘留的黑漆，并擦凈表面，用線切 割沿光斑的中心切開，將切開的面研磨平整，用 3% 硝酸酒精溶液腐蝕試樣，用 PHILIPS2XL30 型掃描電 鏡(SEM)進行組織形貌觀察，采用 HV-1000 型顯微 硬度計測量強化層顯微硬度。摩擦磨損試驗在 MM- 200 型環-塊摩擦磨損試驗機上進行，從激光噴丸處理 的 40Cr 長方體試樣上切取 30 mm × 6.5 mm × 6. 5 mm的小試樣作為磨損的上試樣，強化層待磨損表 面 尺 寸 為 3 0 m m × 6 . 5 m m ，表 面 磨 光 ( 表 面 粗 糙 度 Ra≤0.05 μm)，下試樣(偶件)采用環形 H13 鋼試 樣，環外圓表面激光熔覆厚度為 2 mm 的 WCP/Ni 基 合金復合涂層，硬度為 63 HRC，表面粗糙度 Ra ≤ 0. 05 μm，環形試樣總體尺寸為外徑 40 mm，內徑 16 mm，厚度為 10 mm。每個磨損試樣先在低速下 預磨 5 min，然后轉為高速對磨，試驗機轉速 2 0 0 r / m i n ，磨 損 時 間 3 0 m i n ，載 荷 9 8 N ，用 1 ∶ 1 0 0 的 乳化液作為冷卻潤滑液，上試樣(試樣強化層)的磨 損質量損失用感量為 0. 1 mg 的分析天平稱量。

2 試驗結果及討論 

2. 1 掃描電子顯微分析

對截取的試樣進行拋光腐蝕后觀察其微觀組織， 圖 2(a)為激光處理前的微觀組織，圖 2(b)為激光處理 3 次后的微觀組織。由圖可以看出，沖擊前表層的微 觀組織的晶粒粗大，而沖擊后晶粒得到細化，位錯密度 得到較高。晶粒細化源于金屬內部材料在高幅應力波 作用下晶粒的破碎和晶格重構，是激光沖擊波誘導的 沖擊波的力學效應，屬于冷加工范疇，而非激光熱效應 導致溫度變化引起的。晶粒的細化不僅可以提高材料 的硬度和強度，而且可以阻礙金屬材料的滑移和疲勞 裂紋的擴展，從而提高金屬的抗疲勞強度。

2. 2 顯微硬度

圖 3 為試樣在不同沖擊次數下沿厚度方向分布 的硬度曲線，可以看出強化層的顯微硬度較基體都有 了較大提高，隨著處理次數的增加，處理層的硬度有所增加，最高值可達 360 HV，與基體硬度相比，提高 了 30% 左右。且在同一沖擊次數下，其硬度值與表 面距離近似成線性關系減小。

硬度值的提高是激光誘導的應力波對材料冷作 硬化的結果，由于應力波在材料內部傳播過程中其壓力峰值按照指數曲線衰減。在表面，應力波峰值壓力 高，材料塑性變形就越充分，則硬度就越高;隨傳播距 離增加，壓力波壓力減小，材料變形不充分，材料硬度 就低，當應力波的壓力峰值低于材料的動態屈服極限 時，不能對材料起到強化作用。

2.3 磨損量

沖擊的試樣進行摩擦磨損試驗，磨損累計的質量損失隨時間的變化關系如圖 4 所示。未強化處理試 樣在單位時間內磨損損失的質量基本上保持恒定，即 曲線的斜率近似不變，沖擊處理后的試樣在單位時間 內磨損損失的質量先大后小，曲線的斜率由小變大， 最后保持不變。在摩擦磨損進行到 30 min 時間，未 處理試樣的磨損失重達 26. 9 mg，而經過 5 次強化處 理后的試樣磨損失重為 19. 1 mg，未處理試樣的磨損 量是處理過試樣的 1. 4 倍，經過沖擊處理的試樣的磨 損失重明顯低于未處理的試樣。表明材料經過噴丸 處理后，其耐磨性得到明顯提高，強化次數越多，材料 耐磨性就越好。

材料的硬度越大，越耐磨，磨損失重就越小。 材 料 受 激 光 沖 擊 強 化 后 ，硬 度 提 高 ，使 磨 損 量 減 小。在磨擦磨損過程中，試樣的磨損由外及內，隨 時間增加，磨損深度增加。由于應力波在傳播過 程中其壓力峰值逐漸衰減，對材料強化的程度逐 漸減弱，使得強化層材料的強度和硬度沿深度方向增量越來越小。摩擦磨損的時間長短對應著不 同的層的深度，亦即對應材料不同的強度和硬度。 開始時，表面外層的硬度高，磨損損失質量小，隨 后次表層的硬度有所降低，磨損損失的質量就加 大，當強化層被磨損穿后，其單位時間的磨損損失 質量與未強化處理試樣單位時間的磨損損失質量 相等。

2. 4 磨損面的形貌

圖 5 ( a ) 、5 ( b ) 、5 ( c ) 是 進 行 5 次 激 光 強 化 處 理后的試樣經過 5、10、30 min 滑動磨損后的表面磨痕 形貌。由圖可以看出表面磨痕均為明顯的犁溝和粘 結著的碎片，即材料磨損方式以磨粒磨損和粘結磨損 為主，隨著磨損時間的逐漸推進，粘結磨損越來越嚴 重，表面磨痕形貌越來越明顯。

當激光處理的試樣在外加力的作用下與對磨環 相互接觸擠壓對磨時，接觸面間存在彈性變形抗力和 塑性變形抗力以及相互摩擦力。由于對磨環的硬度 較高，對磨環上凸起的微峰很容易嵌入較軟試樣中， 產生滑擦、耕犁作用，在滑擦作用下，試樣表面只產生 彈性變形，在耕犁作用下，工件材料被擠向兩邊產生 隆起，在表面上刻劃出一條溝痕，此時產生塑性變形 但仍然不產生切屑，經過后續的多次擠壓因疲勞斷 裂、脫落而形成試樣失重，即磨損。在磨損過程中，脫 落的硬質點也會產生耕犁。在滑動磨損達 5 min 時， 由于外表層受激光沖擊強化作用明顯，試樣表面的硬 度較高，材料的強度較大，抵抗塑性變形和破壞的能 力強，材料的磨痕表現不明顯;在磨損經過 10 min時，試樣外表層已被磨去，次表層的硬度和強度有所降低，抵抗破壞的能力降低，磨痕就越來越明顯。在 磨損經過 30 min 時，由圖 4 可知，強化層已被磨穿， 此時表面磨痕形貌就是未強化基體的磨痕形貌。

同時在對磨的過程中，彈性變形功、塑性變形功 以及摩擦力所作的功轉化為熱，在壓力和溫度的作用 下，接觸面吸附膜被擠破，形成了新鮮的接觸表面，當 接觸面達到了原子間的距離時，因金屬分子間的親和 力而發生粘結，隨著相對的運動進行，粘結處在剪切 力作用下發生撕裂破壞。接觸面滑動在粘結處產生 連接磨損的程度與壓力、溫度和材料間的親合程度有 關。隨著摩擦時間的延長，摩擦輪陷入材料的表面越 來越深，摩擦層深度加深，材料的強度和硬度降低;同 時潤滑冷卻越來越不充分，使溫度越來越高，使材料 軟化越來越明顯，使強度也越來越低，材料越來越容易粘結。 粘結磨損就是由于剪切破壞造成的，受 剪切力、粘結力以及材料不均勻性等因素的影響， 材料發生撕裂破壞的方向非常復雜，如圖 5(d) 所示。

3 結論

1) 激光噴丸強化處理 40Cr 鋼是激光誘導沖擊波力學效應作用的結果，可有效地改善 40Cr 鋼表層 組織和提高其硬度;

2) 激光沖擊強化處理能顯著改善材料表面的耐 磨性，強化層單位時間磨損失重按照先大后小順序 變化;

3) 在滑動摩擦條件下，40Cr 強化層的磨損機制 以磨粒磨損和粘著磨損為主。

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曲軸材質要求具有較高的剛性和抗疲勞強度以 及良好的耐磨性能。球墨鑄鐵的鑄造工藝不斷發 展，性能不斷提高，已成為取代鍛鋼制造曲軸的首 選 材 料。 市 場 競 爭 迫 使 愈 來 愈 多 的 企 業 采 用 了擴缸、增壓或增加沖程等技術措施，以提高發動機 的動力性和經濟性。但首先遇到的就是曲軸強度不 足的問題，如果在不改變曲軸原設計結構尺寸及材 料的前提下，采用表面強化技術，就能滿足曲軸的使 用要求，無疑是一個有效的方法。到目前為止，最有甚至脫落。本文采用數值仿真的方法，研究激光沖 擊 強 化 對 175犃 型 柴 油 機 曲 軸 疲 勞 壽 命 的 影 響 ，取 得數值仿真條件下曲軸過渡圓角處殘余應力場的數 據，并將數值仿真結果和實驗結果做對比性分析。

1 數值仿真的關鍵技術

1.1 材料本構模型選擇 球墨鑄鐵材料的機械性能列于表1中，關于材料行為，在激光沖擊過程中材料被壓縮并產生動態 變 形 ，應 變 率 超 過1000000/S，在 這 種 情 況 下 靜 態 的 應 力 應變關系已不能反映材料的真實響應，必須用動態的彈性極限取代，JOhnson-cook,在1983年年綜合 硬化和應變率對屈服強度的影響，提出了一個材料 模型用來描述材料的這種動態行為。其本構關系為：

1.2 沖擊波加載確定 

在整個光斑范圍內激光場強呈近似均勻的分布，但沖擊波施加于靶的壓力卻隨時間而變化。確 定沖擊波峰值壓力的經驗公式為:

激光誘導沖擊波的作用時間大約為激光脈寬的2~3倍甚至更高。因此在進行成形過程的有限元模擬時，對于激 光脈沖的作用時間可先按照激光脈寬的3倍來確 定，實驗采用的激光脈寬τ=23ns，這樣每一次沖擊 加載的作用時間就為70ns左右，模擬時取為70ns。 在實驗的基礎上，已確定了沖擊波壓力隨時 間變化的圖形，圖1所示為沖擊波的壓力幅值變化曲線，犃犅犃犙犝犛的加載模塊將按這條曲線給曲軸加 載。

1.3 有限元仿真軟件選擇 

由于沖擊波壓力作用下板料的變形是一個高速動態的過程，不僅產生大位移、大轉動和大應變現 象，而且還有高應變率現象。這既涉及到幾何非線 性問題也涉及到材料非線性問題，因此在數值計算 中應盡可能計及這些因素，以提高計算精度。目前 可用于仿真分析高速沖擊下所涉及的幾何非線性和材料非線性的軟件有ANSYS 和ABAQUS 等。相對于ANSYS軟件ABAQUS的非線性力學(幾 何 、材 料 、接 觸 )分 析 功 能 具 有 世 界 領 先 水 平 ，所 以 選 擇ABAQUS 作為仿真軟件。

1.4 模型建立和網格化分

根 據 圖 2 所 示 的 175A 型 柴 油 機 曲 軸 簡 圖 ，在ABAQUS 的CAE 模 塊 里 建 立 如 圖 3 所 示 的 三 維 曲 軸模型，在曲軸的過渡圓角處施加如圖1所示的前 后光斑位置相切的沖擊加載，光斑直徑8mm。對 實際使用中斷裂的曲軸統計發現，大部分斷裂事故 都發生在該處圓角。對曲軸的應力分析應主要關心該 處 的 應 力 分 布 ，因 此 將 該 處 的 網 格 細 化 。 把 圓 角 部 分 手 工 劃 分 為 600 多 個 6 節 點 五 面 體 單 元 ，單 元 較 密 且 形 狀 較 好 ，最 小 單 元 為 0.2mm × 0.4 mm × 0.6mm。其余部分用有限元程序自動生成為1000 多個四面體單元，然后再和手工劃分的部分組合到 一起，最后劃分的有限元分析網格如圖4所示。

1.5 邊 界 條 件 的 處 理
將 曲 軸 主 軸 頸 所 承 受 軸 承 的 彈 性 支 承 作 用 離 散為 作 用 在 支 承 面 每 個 節 點 上 的 彈 性 邊 界 元 ，通 過 彈 性邊界元使主軸頸在半徑方向的位移為零。考慮到 激光光斑與軸的幾何尺寸相比很小，曲軸的另一端 讓其處于懸空狀態，這不會對仿真結果有太大影響。

2 有限元計算結果

圖5為沿著曲軸過渡圓角順次激光沖擊一圈后 的等效殘余應力分量S11仿真結果圖，圖6為Mises等效殘余應力分量S22仿真結果圖。在13平面內 沿著過渡圓角，每隔1mm的弧長處取一個點，共選 擇11個點，如圖7所示。

由ABAQUS  的 后 處 理 輸 出 ，將 各 測 試 點 處 的Mises表面殘余應力仿真結果列于表2中，由表2中的數據可看出曲軸曲柄與連桿軸頸之間的圓角橫截 面沖擊強化后殘余應力分布比較規律，出現了2個 區:壓應力區和拉應力區。在曲柄部分生成殘余拉 應力，在連桿軸頸部分生成壓應力。拉、壓應力交界處過渡平穩，應力的數值比未沖擊的試樣高，說明激 光斜沖擊強化起到了強化和硬化作用。

將 表 2 中 的 仿 真 結 果 和 曲 軸 激 光 沖擊強化實驗結果作對比性分析，可以發現，從產生的拉應力區和壓應力區的 分布以及殘余應力的大小 變化情況來看，排除由于 沖擊波的峰值壓力受實驗 中黑漆涂層和流動約束水 層厚度變化影響所引起的 沖擊波加載波動，而造成 實驗和仿真結果兩者之間 誤差的影響因素之外，仿 真結果和實驗比較吻合。

3 結論

 (1)鑒于仿真的結果與實驗測得的數據比較一致，因此數值仿真在預測激光沖擊曲軸過渡圓角處殘余應力分布的技術對實驗方案的安排和激光工藝 參數的選擇有一定的指導意義。

(2)實驗和仿真結果對于后續進行的曲軸激光 沖擊強化多次 /搭接沖擊中工藝參數和沖擊路徑的 優化研究具有一定的指導和參考作用。

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激光噴丸沖擊強化設備（GNG-200/15000型）

1.實驗室激光噴丸設備（GNG-200）

主要用于各大高校噴丸強化實驗室、金屬抗疲勞實驗室、去應力強化實驗室，以及航空、航天研究所單位，用于激光噴丸沖擊強化技術的驗證和探索。

設備參數（GNG-200）:

• 脈沖能量: <200 mJ

• 波長: 532nm

• 脈寬: 10ns

• 脈沖頻率: >300Hz

• 加工精度: ±0.020mm

• 外觀尺寸: 2.4*2.4m*2.4m(L*W*H)

• 毛重: 1.8 Tons

• 加工相對濕度要求:<60%RH

• 激光預熱時間: <20mins

• 運營環境溫度: 15℃-25℃

• 適用于代替傳統噴丸工藝，并且處理方式更環保，處理結果更有效

2.工廠激光噴丸強化加工設備（GNG-15000）

    工廠環境下的高性能固定式設備，主要用于整體葉盤/葉片等關鍵部件加工，提高構件的高周疲勞壽命、抗FOD損傷能力、抗微動磨損能力；具備針對復雜金屬構件的表面強化加工能力。

設備參數（GNG-15000）：

• 脈沖能量：5-15J              

• 波長：1064nm 、532nm              

• 脈寬：10-20ns              

• 加工頻率：1-10Hz              

• 加工定位精度：≤0.10mm              

• 平均無故障時間：180天

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

                                                                 4Hz       ＞500mm²/min

                                                                 10Hz     ＞1100mm²/min

激光噴丸強化技術的應用前景

激光噴丸強化是一種表面處理工藝, 由激光引起沖 擊, 提高材料內部壓應力層的相對厚度, 這種壓縮層厚 度可達約 1. 0mm , 而普通噴丸厚度只有約 0. 25mm。 一般地說, 厚的殘余壓應力層對航空渦輪葉片這類零件 關鍵部位非常重要, 它能預防殘片的損傷在壓縮層下擴 展, 因此材料抵抗各種形式失效的能力大幅度提高。

工業用激光噴丸要求平均能量在幾百瓦到 1 千瓦 范圍內, 其沖擊能量在 100J /脈沖左右, 每個脈沖間隔 為幾十納秒LawrenceLivermoreNationalLaboratory(LLNL ) 發展的固態激光技術滿足這一要求。在這個系 統中, 釹玻璃和被稱為相共軛 (conjugation ) 的波前修正 技術使激光噴丸進入了高生產量的生產階段。

對Inconel718和Ti6Al4V鈦合金金屬表面進行激 光噴丸強化并與典型的傳統噴丸得到的效果進行對比, 可知激光產生的沖擊波能滲透到更深層的材料內部, 產 生更大的應力空間, 而且連續的沖擊可使應力更高, 但 不超過材料的極限。

對航空發動機風扇葉片進行研究發現, 連續激光沖 擊對預防新的及以前損壞的發動機風扇葉片疲勞及腐 蝕失效都非常有效。然而用于試驗葉片的這種激光技術 的脈沖速率限制在每秒產生的脈沖小于 1 次, 因此每秒 的噴丸面積大約為 1cm 2 , 這種速率對試驗室的驗證試驗是可以接受的, 但不適用于高成本的生產中。噴丸需 要的集中脈沖可以通過約束等離子體的方式實現。這些 等離子體可以在金屬表面通過高強度激光的方式產生, 其脈沖持續時在幾十納秒范圍內。 脈沖持續時間約為 30s時, 激光強度為100~300J/cm2。被金屬表面吸收并 經慣性約束于表面約束層, 如水層時, 能夠產生 104 到 105atm (1000~ 10000M Pa) 的沖擊壓力。金屬表面的黑 色涂層是一個很強的吸收體可產生等離子體。

一個適用于激光噴丸的系統發出的能量必須達到 2 5 ~ 1 0 0 J/脈 沖 , 同 時 其 輸 出 量 也 非 常 重 要 。 它 取 決 于 激 光產生的平均脈沖重復率。當前能實時輸出的, 其持續 時間也可接受的唯一技術是以釹混雜玻璃增益介質為 基礎的激光系統, 這種典型的激光系統包含一個振動器 以及由閃光燈進行光激勵的一個或多個棒狀放大器。然 而, 與此同時, 閃光燈的熱量也就會沉積到玻璃中。這 些熱量必須以與沉積速率相等的速率, 即激光脈沖速 率, 去除掉。因此玻璃必須冷卻, 一般采用流動水。因 為玻璃是同時被加熱和冷卻的, 因此熱梯度是從玻璃中 心向邊緣發展, 這種熱梯度會使玻璃受力, 導致玻前極 的變形及光束的嚴重退極。另外, 隨著激光重復率的提 高, 熱負荷也相應增加, 達到極限時, 載荷會使玻璃斷 裂。現已通過開發釹玻璃厚板激光系統解決了熱負荷問 題。LLNL 研制的高平均能量釹玻璃激光技術已經實 用。

我們始終堅守激光沖擊噴丸強化技術前沿，設計制造高性能激光噴丸強化設備，并提供激光噴丸強化加工服務，為航空航天、鐵路船舶等行業開發新的激光表面處理方案，歡迎了解咨詢。電話：18201898806。

激光噴丸與超聲波沖擊技術都是一 種新型的材料表面強化技術 , 激光噴丸技 術 具 有 高 壓 、高 能 、超 快 和 超 高 應 變 率 等 特點 , 具有常規加工方法無可比擬的優 點 , 在制造科學、新材料、高能武器等高技 術領域有巨大的應用前景。而超聲波沖擊 技術則是通過換能器將電能轉化為一種 高頻機械振動，直接或者間接地施加在金 屬表面使其產生劇烈塑性變形，由于這種 沖擊屬于高頻重復沖擊，故應變率很大， 屬于劇烈塑性變形，可細化金屬表面晶粒 組織，主要用于提高焊接接頭的抗疲勞性 和延壽處理。

1 激光噴丸技術 

1.1 技術簡介

激光噴丸技術是一項新技術，它是用 短脈沖(ns 級)的強激光輻照在表面覆蓋 著能量吸收層和約束層的材料上產生沖 擊波，當激光沖擊波誘導的應力波的峰值 超過材料的動態屈服極限時，材料的表層 將會發生塑性變形，不可回復的塑性變形 導致靶材內殘余應力的產生。

眾所周知，在實際的工程應用中，很 多金屬零件會發生彎曲變形。當金屬彎 曲 時 ，金 屬 外 表 面 處 于 受 拉 狀 態 ，在 拉 應 力的影響下，表面會產生顯微裂紋 ; 隨著 金屬零件彎曲程度的增加，顯微裂紋開始 擴展，直到裂紋擴展到零件的整個截面， 最終使金屬折斷。如車輛中的變速箱齒輪 承 受 扭 轉 時 ，齒 輪 根 部 發 生 應 變 彎 曲 。金 屬成形和焊接過程中產生的拉應力能使 表面微觀缺陷發展為裂紋，從而加速零件 的失效。如果航空設備和核發電站的零件 受 到 載 荷 和 振 動 后 ，發 生 應 力 腐 蝕 ，將 會 造成巨大的則產損失和人身傷亡。開始人 們采用機械噴丸產生殘余壓應力對金屬 零件進行噴丸強化，以提高其使用壽命。 但受彈丸沖擊力的影響，機械噴丸產生的 殘余壓應力的深度是有限的 ( 大約 0. 25 mm) , 機械噴丸后表面產生的凹痕可達到 0. 03 in，這使得金屬表面相當粗糙。隨著 激光技術的發展，高能激光和材料相互作 用產生的高幅沖擊波技術己得到了廣泛研究。激光噴丸技術就是利用強脈沖激光 誘導產生的高能沖擊波在金屬材料表面 改性和成形方面的一個應用。

1.2 工作原理

隨著激光技術的廣泛應用，人們很快 認識到由激光誘導的等離子體可產生強 烈的沖擊。即當短脈沖 ( 幾到幾十納秒 ) 的高能量密度 ( 約 200J/cm2) 的激光輻照 金屬表面時，金屬表面的吸收層 ( 黑漆 ) 吸收激光能量發生爆炸性汽化，汽化后 的蒸氣急劇吸收激光能量并形成高溫 ( > 10000K) , 高壓 (>1 GPa) 的等離子體，等離 子體受到約束層 ( 水或光學玻璃 ) 的限制， 形成高強度壓力沖擊波，作用于金屬表面 并向內部傳播。由于這種沖擊波壓力高達 數個兆帕，其峰值應力遠遠大于材料的動 態 屈 服 強 度 ，從 而 使 材 料 產 生 密 集 、均 勻 和穩定的位錯結構 , 同時沖擊波貯藏的彈 性變形能大于材料所需的屈服、塑性變形 能，使表面材料發生屈服和冷塑性變形， 同時在成形區域產生有益的殘余壓應力， 其能消除工件因機械加工、熱處理、焊接、 激光切割、電鍍或硬化涂層形成的有害拉 應力，從而提高金屬零件的強度、耐磨性、 耐腐蝕性和疲勞壽命。由于其強化原理類 似噴丸，因此這種新型的表面強化技術稱 為激光噴丸 (Laser Peening) 在發達的國 家，激光噴丸技術已開始用于零件表面改 性和板料的塑性成形的商業生產。

激光噴丸是利用高功率密度 (109W/ cm2 量級 ) 、短脈沖 (10- 9s 量級 ) 的強激光 穿過透明約束層 ( 水簾 ) 作用于覆蓋在金 屬零件表面能量吸收層上 ( 黑漆 ), 吸收層 吸收能量而汽化 , 汽化后的蒸汽急劇吸收 激光能量并形成等離子體而爆炸 , 被限制 在約束層和金屬表面之間的爆炸物壓力 急劇升高，形成向金屬板料內部傳播的強 應力波 , 當應力波的峰值超過板料的動態 屈服極限，零件表面就會發生塑性變形， 正是不可回復的塑性變形導致板材內部 殘余應力的產生。

1.3 影響因素

噴丸的過程與材料的力學性能有關 ;要獲得滿足激光噴丸成形所要求的沖擊波峰值應力對于材料的動態的屈服強度時，對所需的最小的激光功率密度是有要 求 的 ，峰 值 越 高 ，形 成 的 殘 余 應 力 層 就 越 深。 因此，激光噴丸的效果不僅與涂層和 約 束 層 有 關 ，還 與 與 激 光 脈 沖 的 能 量 、光 斑尺寸、脈寬、光束模式、板料的力學性能 等因素有關。板料激光噴丸后，表層的殘 余壓應力的存在破壞了板料內原有力系 的平衡，使板材的芯部產生了拉應力以達 到新的平衡，這種在厚度方向上不均勻的 殘余應力又必然產生使板料變形的彎矩， 當沿某一特定的路徑噴丸時，力矩就會使 板料發生變形。

2 超聲沖擊技術

 2.1 技術簡介

超聲沖擊 (UIT/UP) 技術由世界聞名 的烏克蘭 Paton 焊接研究所在 1972 年最 早提出，并由 Paton 焊接研究所和俄羅斯“量子”研究院共同開發成功，最早用于前 蘇聯海軍船只的降低焊接殘余應力，引入 有益的壓應力。1974 年，Polozky 等人公 開發表了將超聲沖擊技術應用于消除焊 縫殘余應力的文章。

超聲沖擊技術是一種高效的消除部 件表面或焊縫區有害殘余拉應力、引進有 益壓應力的方法。超聲沖擊設備利用大功 率的能量推動沖擊頭以每秒約 2 萬次的 頻 率 沖 擊 金 屬 物 體 表 面 ，高 頻 、高 效 和 聚 焦下的大能量使金屬表層產生較大的壓 縮塑性變形 ;同時超聲沖擊改變了原有的 應力場，產生有益的壓應力 ;高能量沖擊 下金屬表面溫度極速升高又迅速冷卻，使 作用區表層金屬組織發生變化，沖擊部位 得以強化。

2.2 技術原理

超聲波發生器產生頻率大于 18kHz 的振蕩電信號，通過換能器轉換為同頻 率的縱波機械振動能量。再通過變幅桿 將換能器微小振幅(一般為 4μm)變換到 20 ~ 80μm，然后借助各種形式的工具頭 將振動能量傳達到金屬材料上。該項技術 的特點是單位時間內輸出能量高，實施裝 置的比能量(輸出能量與裝置質量之比) 大。振動頻率為 18 ~ 27kHz，振動線速度 可達 2 ~ 3m/s，加速度相當于重力加速度 的三萬多倍。沖擊頭與被處理金屬作用時 間極短，高速瞬間的沖擊能量是材料表面 溫度急劇升高又急劇冷卻。這種高頻能量 從表面導入材料內部，必然引起材料組織 不均勻的塑性變形和彈性應變。

2.3 影響因素

超聲沖擊最大的問題是能量輸出不穩定，超聲沖擊可以消除部件表面或焊縫 區 有 害 殘 余 拉 應 力 、引 進 有 益 壓 應 力 ，使 得沖擊部位得以強化，但是由于超聲沖擊 的性能穩定性差，往往會導致產品批量加 工中出現不合格的產品，或者一個產品的 一部分處理的好，另一部分則處理的不 好，導致部分廢品的產生。

在焊接過程中的質量是否穩定跟機 器的配置有很大的關系 , 超聲沖擊在作業 過程中質量不穩定最主要因素是輸出功 率不穩定，以導致無法形成穩定的摩擦熱 能 . 而要解決功率問題，最主要決定于 1: 機臺輸出功率 .2:HORN 擴大比 /3: 氣壓源 /4: 電壓源 .. 等。

豪克能的出現也可以解決超聲沖擊 的問題，豪克能以其頻率高、能量大、聚焦 性好、性能穩定的優勢解決了焊接后存在的問題，焊后利用豪克能推動沖擊工具以每秒二萬次以上的頻率沿焊縫方向沖擊焊縫的焊趾部位，使之產生較大的壓縮塑性變形，使焊趾出產生圓滑的幾何過渡，

從而大大降低了焊趾出余高、凹坑和咬邊 造成的應力集中 ;消除了焊趾處表層的微 小裂紋和熔渣缺陷，抑制了裂紋的提前萌 生 ;調整了焊接殘余應力場，消除其焊接 應 力 ，并 產 生 一 數 值 的 壓 應 力 ，同 時 使 焊 趾部位的材料得以強化，大幅度提高焊接 接頭的疲勞強度和疲勞壽命。

由此可見，激光噴丸技術和超聲波沖 擊技術，均是對金屬材料表面進行強化的 新型技術。激光噴丸是一種全新的晶粒細 化技術 , 它利用強激光束產生的等離子沖 擊波 , 提高金屬材料的抗疲勞、耐磨損和抗 腐燭能力，而超聲波沖擊技術主要用于提高金屬材料焊接接頭和結構的疲勞性能。