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1實驗

材料吸收激光能量發生一系列物理化學反應，產生一個高溫高壓的等離子吸收層，激光能量在等離子體吸收層被電子繼續吸收轉化為內能，同時等離子體迅速向周圍空氣膨脹，壓縮周圍空氣，形成沖擊波，作用于金屬表面并向內傳播對材料改性[8-12]。改變激光能量、光斑形狀和脈寬可改變沖擊波能量、壓力分布和作用時間。在這個過程中，一個約束層(水，玻璃)施加于金屬表面，可以更好提高約束等離子體向外膨脹，提高沖擊波作用于金屬表面壓力，為保護金屬材料不被激光直接燒蝕，吸收保護層貼于金屬表面，通常為鋁箔，黑漆和膠帶。在該實驗中，激光沖擊參數為，能量3J，激光波長1064nm，脈寬10ns，圓光斑且直徑3.4mm，此時功率密度3.3GW/cm2，單次沖擊，水為約束層，鋁箔為吸收保護層。選用的實驗材料為TC4鈦合金，是一種α+β兩相高強度鈦合金，具有高強度、高塑性、淬透性好和可焊接等優點，廣泛用于制造飛機結構零件。TC4板材厚為3mm，在一些研究中，2mm以上厚度的板材可消除板材底面反射波影響。殘余應力測試采用X射線衍射法，采用Proto-LXRD型X射線衍射儀進行殘余應力測試，采用Ti靶，衍射面為(302)，測試執行標準為ASTME975-84。實驗結果如圖1所示。圖1為靶材表面沿光斑徑向的分布。光斑中心的殘余壓應力約為420MPa，峰值壓力出現在離光斑中心1mm處，約為540MPa，說明在單次沖擊中TC4鈦合金殘余應力場存在中心壓應力缺失現象。

2仿真

激光誘導沖擊波對金屬材料強化主要由兩個典型的過程組成：激光誘導等離子體爆轟波產生沖擊壓力；靶材在瞬態沖擊壓力作用下的動態響應。前者是等離子體產生與形成的復雜物理過程，后者是高速、高應變率的材料動態響應力學過程，也是文中研究重點。假設吸收層能夠很好地保護工件不受任何熱影響，則兩個過程可看作相互獨立，相互之間通過沖擊壓力聯系。所以，仿真也可分為兩部分加以考慮：(1)激光誘導等離子體爆轟波壓力的計算；(2)靶材動態響應仿真模型的建立。通過改變激光沖擊參數，調整為不同的沖擊波加載方式，采用顯示動力學有限元算法對沖擊波作用過程仿真，得到不同形式沖擊波加載對“殘余應力洞”的產生過程和分布規律，同時與實驗結果驗證，以其得到不同沖擊波的影響機制。

2.1激光誘導等離子體爆轟波壓力的計算沖擊波是材料塑性變形的直接因素，激光凝聚加熱靶物質，引起靶中的熱應力、熔融、汽化和燒蝕，靶蒸氣等離子體吸收入射激光，其膨脹運動的反沖引起沖量、應力波甚至很強的沖擊波，法國Fabbro[13]對該過程提出的沖擊波模型為。時空分布特性，在得到對應的爆轟波壓力后同時對脈沖激光的時間分布特征一般通過脈沖寬度來衡量。脈沖寬度τ(以下簡稱脈寬，FWHM)是指半功率點之間的時間間隔。根據Fabbro[13]等人的研究結果，激光誘導等離子體爆轟波的作用時間大約為激光脈寬的2～3倍，甚至更長。根據激光脈寬作用時間內以及激光作用結束后的變化規律，對靶面受到的壓力-時間歷程曲線進行簡化，如圖2(a)所示。激光誘導爆轟波壓力呈高斯分布的因素加以考慮，如圖2(b)所示。

2.2TC4鈦合金動態響應模型J-C模型是最為常用的反應材料動態性能的本構模型[14]，J-C模型的公式是基于實驗得到的，流動應力表示為。式中：ε表示塑性應變；ε*=ε/ε0是無量綱塑性應變率；T*=(T-T0)/(Tm-T0)為無量綱溫度；T0為室溫；Tm為材料熔點；常數A、B和n反映了材料的應變硬化特征；C反映應變率對材料性能的影響；m反映溫度軟化效應。綜合考慮實現的難易程度和實用性，在激光沖擊處理過程中，由于靶材表面的吸收層(通常為鋁箔)保護材料不受熱作用，即認為激光沖擊是單純的力效應，忽略其熱效應，并且根據其是中等沖擊強度而忽略沖擊引起的溫度效應，于是就可以將J-。

2.3求解參數(1)時間步長及單元尺寸在文中，設定時間步長為0.2，此時獲得的步長可獲得較光滑的壓力曲線，與實際情況吻合較好。在單元尺寸的選取中，對于沖擊區域內部，采用0.05mm尺寸，而對于沖擊區域外的部分，采用0.2mm尺寸。這樣設計在保證不影響計算精度的同時，極大縮短了計算時間。(2)動態振蕩的阻尼在真實的激光沖擊強化過程中，應力波在靶材內部的傳播會因為塑性應變中的耗散和體積粘滯性的影響而逐漸衰弱。在數值計算中，為了盡量反映真實情況，會在模型中加入阻尼，以限制模型的非真實振蕩。加入的阻尼主要為體粘性和材料阻尼兩種方式。體粘性，采用默認的體粘性系數BV1。材料阻尼，最佳的阻尼值應取模型第一階固有頻率的兩倍。模型的固有頻率可以在ANSYS隱式程序中通過模態分析得到。

3結果和討論

沖擊波與材料相互作用后，最終在材料中形成穩定殘余應力場。通過改變激光功率密度，脈寬和光斑形狀可調整沖擊波壓力，作用時間和加載區域，不同沖擊波加載下，金屬材料響應結果也有所不同。

3.1沖擊波加載形狀的影響沖擊波加載形狀可由激光光斑形狀調整。激光光斑有圓形、方形兩種。兩種光斑的區別不僅在于形狀的差別，誘導的沖擊波也有區別，對應到數值仿真中，則考慮成加載區域和能量壓力加載的區別。圓形光斑前文已有介紹，此處只分析方形光斑。對于方形光斑的情況，美國2001年的高周疲勞科學技術計劃，已有研究。具體做法是通過在激光束前加入適當的棱鏡組，以改變光斑的輸出形狀，使之成為方形。并且通過調整后輸出的方形光斑，其內部的能量近似均勻分布，僅在光斑的邊緣處才會呈現陡峭的減小(見圖3)。所以，在仿真建模中對于方形光斑的加載情況，可以將光斑內的爆轟波壓力分布簡化為均勻分布。時間分布特性依舊采用圖5中時間特性。選用激光脈寬為10ns，功率密度為4.2GW/cm2的激光沖擊參數做圓形、方形兩種光斑形狀的對比分析。此處參數與文中實驗所采用功率密度相近。加載方式如圖4所示。兩種加載方式仿真結果表明，在被沖擊的上表面會產生殘余壓應力，出現了殘余壓應力洞現象。在圓形加載中，加載區域中心處殘余壓應力值為172MPa，峰值出現在離中心區域約0.6mm處，值為626MPa，在光斑的邊緣處為316MPa，離光斑中心5mm處殘余應力值降到0MPa左右，模擬結果和文中實驗結果在趨勢上是一致，說明仿真結果具有合理性。方形加載中表面的最大壓應力約為650MPa，與圓形光斑情況相當，而光斑中心的殘余壓應力約為460MPa，從中心到表層殘余壓應力變化梯度較小，一定程度上改善了中心壓應力缺失現象。由文中分析可知，激光誘導沖擊波加載為局部加載，材料表面光斑中心處的微元在表面卸載波的作用下發生反向塑性加載，導致了中心壓應力的缺失。在表面選取距離光斑中心最近的節點，并讀取零到1000ns時間歷程中的徑向速度進行分析，如圖6所示。由圖可看出，沖擊波圓形加載下的最大反向速度為12.6m/s，而方形加載的最大反向速度為5.2m/s。方形光斑的表面稀疏波速度較慢，強度較弱，從而"殘余應力洞"現象不會如圓形加載下嚴重。分析原因認為，圓形加載中邊界的任意一點都關于圓心對稱，從而沖擊載荷邊界產生的稀疏波將會完全向光斑中心匯聚，因而稀疏波的強度較大；而方形加載下沖擊載荷邊界不具有圓心對稱的特性，產生的稀疏波向中心匯聚的過程中一部分會相互抵消掉，從而表面稀疏波強度相對較弱。

3.2激光脈寬的影響激光脈沖持續時間變化后，爆轟波壓力的作用時間也就隨之改變。一般規律為激光脈沖越大，沖擊波持續時間也越長。加載結束后，中心節點的殘余應力和最大的反向速度如圖7所示，15ns和20ns時的稀疏波速度相當，約為14.9m/s，脈寬為10ns的較弱為12.6m/s，在最后穩定的殘余應力場中，加載中心單元的壓應力缺失現象以10ns表現最弱，15ns、20ns時較嚴重。在不改變激光能量下，延長沖擊波作用時間會加劇“殘余應力洞”現象。

3.3功率密度的影響按照Fabbro模型計算不同激光功率密度下對應的沖擊波壓力，進行單次圓形光斑加載。不同功率密度下，靶材表面徑向殘余應力分布如圖8所示。分析可得，表面殘余壓應力峰值隨著功率密度增加而變大，功率密度為3.2GW/cm2時，在表面形成的峰值殘余壓應力為607MPa，中心殘余壓應力值為170MPa，變化梯度為72%；而當功率密度增加到4.2GW/cm2時，峰值殘余壓應力增加至780MPa，而中心殘余壓應力值為165MPa，變化梯度為79%；當功率密度再增加到6.0GW/cm2時，表面峰值殘余應力基本沒有變化，而此時中心殘余應力為136MPa，變化梯度為83%。隨著功率密度增加，殘余應力變化梯度也隨之增加，殘余應力洞表現更加明顯。分析原因認為，沖擊波壓力的增加，導致卸載時表面稀疏強度增加，形成的反向塑性變形量大，致使殘余壓應力變化梯度增加。

4結論

文中對激光誘導沖擊波加載金屬材料中心壓應力缺失現象進行了相關研究，結果表明：(1)“殘余應力洞”現象發生在沖擊波卸載反向加載過程，具體原理為在一個激光脈沖消失后，激光誘導等離子體爆轟波沖擊下發生塑性應變的部分受到周圍未變形的部分的限制，而發生的反向的塑性變形，在TC4鈦合金激光誘導沖擊波改性的實驗中，也觀察到這一現象。(2)通過改變沖擊波壓力、作用時間和光斑形狀研究不同加載條件下沖擊波對中心壓應力缺失的影響。方形光斑的邊界受到約束產生的稀疏波向光斑中心匯聚時會有一部分相互抵消，中心壓應力缺失效應比圓形光斑弱；增大沖擊波壓力和延長沖擊波加載時間會增強表面稀疏波，中心節點的反向速度會增加到某一量值，會增大中心壓應力缺失效應。

作者：王波陳東林周留成何衛鋒單位：空軍工程大學航空航天工程學院