章 艷，張興權，左立生，周 煜，段士偉，黃志來

(安徽工業(yè)大學機械工程學院，安徽 馬鞍山 243002)

激光噴丸強化是一種新穎的抗疲勞制造技術，它是利用強激光誘導的沖擊波作用于材料表面，使受沖擊區(qū)域材料的表層發(fā)生塑性屈服，晶粒細化，產生高密度位錯，并伴有殘余壓應力的產生，從而提高材料的抗疲勞、抗腐蝕和抗磨損性能等［1-3］.與傳統(tǒng)的表面處理工藝相比，如機械噴丸、滾壓強化等，激光噴丸技術具有易于精確控制、非接觸、無污染和形成的殘余壓應力層較深等獨特的優(yōu)勢［4-5］，因而在航空航天、鐵路運輸、汽車制造、核工業(yè)等領域有著廣闊的應用前景.目前，國內外學者已對激光噴丸強化提高緊固孔試件疲勞壽命進行了大量的研究.YANG等［6］研究了激光沖擊強化對2024-T3鋁合金上緊固孔和止裂孔疲勞壽命的影響，研究結果表明，激光沖擊強化顯著提高了帶有緊固孔和止裂孔鋁合金的疲勞壽命.曹子文等［7］采用雙聯(lián)無傳遞載荷的狗骨型試樣研究了激光沖擊強化對7050鋁合金緊固孔疲勞性能的影響，發(fā)現(xiàn)經(jīng)激光沖擊強化后緊固孔的疲勞壽命比未強化緊固孔的疲勞壽命提高了1.5倍.與緊固孔一樣，半圓形孔在結構件中有著廣泛應用，如鍵槽兩端、棘輪的槽端部等，然而，目前針對激光噴丸強化對半圓孔件疲勞壽命影響的研究還鮮見報道.

本文利用強激光對7075-T6鋁合金板料上半圓孔邊緣的端面同時進行雙面沖擊處理，測定處理區(qū)域表面的殘余應力，并與未噴丸處理的試樣進行對比疲勞拉伸試驗，利用掃描電鏡觀察兩類試樣疲勞斷口的形貌，并用成組對比法統(tǒng)計計算強化處理對疲勞壽命的影響.

1 強化原理與試驗

1.1 激光噴丸強化原理

激光噴丸強化(LSP)是利用強激光誘導的沖擊波力學效應來強化表層材料，其強化的原理如圖1所示.當高功率(GW/cm2級)、短脈沖(ns級)強激光通過透明的約束層作用于覆在材料表面的吸收層時，材料表面的吸收層瞬間氣化電離產生高溫、高壓等離子，等離子繼續(xù)吸收激光能量膨脹，由于約束層存在，等離子體膨脹受到限制，使高壓等離子體爆炸，從而誘發(fā)向金屬材料內部傳播的強應力波.當應力波的峰值壓力超過材料的動態(tài)屈服極限時，材料表層發(fā)生屈服和塑性變形，同時使材料表層產生晶粒細化、高密度位錯，并伴有殘余壓應力場，從而改善材料的疲勞特性和機械性能.為了保護材料表面不受強激光的熱損傷和增加對激光能量的有效吸收，在激光輻照前，在待處理的材料表面涂上薄薄的一層吸收層，如0.1 mm厚的黑色膠帶.

圖1 激光噴丸強化原理圖

1.2 試 驗

試驗材料選用7075-T6鋁合金4 mm厚的板材，通過線切割加工后試樣的尺寸如圖2所示.其外形尺寸為62.5 mm×62 mm×4 mm，內有3 mm×26 mm槽，槽的端部是直徑為3 mm半圓孔，并有兩個直徑為12.5 mm的疲勞加載拉伸孔，且兩孔有一定對稱度要求.在疲勞拉伸試驗前，分別使用800#、1200#和2000#的SiC砂紙對半圓孔的表面及槽兩邊拋光，消除線切割加工在其表面留下的粗糙紋路，保證半圓孔兩內表面粗糙度達到要求，再用無水乙醇清洗干凈.

激光噴丸試驗時，激光脈沖由YAG型高功率激光器發(fā)出，通過分光鏡，將激光器發(fā)出的單脈沖光束分成兩束相同的光束，以實現(xiàn)對試樣的兩面同時沖擊.激光脈沖的波長為1 064 nm，脈沖寬度為10 ns，脈沖能量為4 J，光斑直徑為3 mm，搭接率為50%.對鋁合金試樣半圓孔邊緣的端面同時進行雙面沖擊處理，沖擊后在表面形成約9 mm×9 mm的方形沖擊強化區(qū)域，如圖2所示.試驗前，試樣表面采用專用黑色膠帶替代黑漆作為能量吸收層，以方便試驗結束后表面的清理.沖擊試驗時，用流動的水簾替代玻璃作為約束層.這是由于玻璃作為約束層，在激光沖擊波作用下容易破碎，影響激光噴丸強化效果，且難以實現(xiàn)連續(xù)不間斷的沖擊，而水約束層可以與復雜形狀的試樣表面柔性貼合，并可以實現(xiàn)連續(xù)沖擊，有利于增強激光噴丸強化效果.

激光噴丸處理后，用X-350A型X射線應力儀測量試樣表面的殘余應力，并進行疲勞拉伸對比試驗:未噴丸試樣作為第1組，激光雙面噴丸試樣作為第2組，每組試驗的試樣均為6個.疲勞拉伸試驗在MTS-809疲勞拉扭試驗機上進行，試驗施加最大外載荷為3 kN，加載精度為±0.5%，正弦波形，頻率f=8 Hz，應力比R=0.1，試驗環(huán)境溫度為室溫.

2 結果與分析

2.1 表面殘余應力

激光沖擊試驗完成后，去除試樣表面殘余的黑色膠帶，并用超聲波清洗其表面.用X350A型X射線應力儀對試樣進行了X射線衍射分析，其X射線發(fā)射管管電壓22 kV，管電流6 mA，輻射為Cr kα，準直管直徑2 mm，2θ角掃描步距 0.10°，計數(shù)時間0.5 s，掃描的起始角和終止角為130°～142°，測試范圍見圖3.在側傾角Ψ為45°時，測得激光沖擊區(qū)域表面的殘余應力值為-310 MPa，而未沖擊區(qū)域表面的殘余應力值為-30 MPa.激光沖擊處理區(qū)殘余應力的測試結果見表1.

圖3 激光沖擊處理區(qū)殘余應力測試的掃描范圍

表1 激光沖擊處理區(qū)殘余應力的測試結果

當激光誘導的沖擊波作用于靶材表面時，靶材內部的質點受到力的作用離開原來的平衡位置而擾動，從而引起向材料內部傳播的應力波，當應力波的峰值壓力超過材料動態(tài)屈服極限時，材料表層將發(fā)生塑性變形.當應力波消失后，材料塑性變形層內的質點不可能回復到原來的位置，同時也阻擋了材料內部彈性變形層內質點的回復.由于激光沖擊區(qū)域的材料受到周圍材料的擠壓，致使在平行于沖擊表面的平面內產生了雙軸壓應力場［8］.殘余壓應力的存在將有效改善試件的疲勞壽命［9-10］.

2.2 試樣斷口分析

試樣在3 kN循環(huán)載荷的反復作用下，孔邊材料表面先形成滑移線，再逐漸形成滑移帶，滑移帶在材料表面不斷被“擠出”和“擠入”，形成微裂紋核.裂紋核在循環(huán)載荷的不斷作用下形成微裂紋，微裂紋生成后，微裂紋經(jīng)過穩(wěn)定裂紋擴展期慢慢的擴展演化，逐步形成宏觀裂紋，宏觀裂紋繼續(xù)擴展，導致試件疲勞斷裂.圖4為未噴丸與噴丸強化后試件的疲勞斷口形貌，觀察其斷口，發(fā)現(xiàn)存在較為明顯的疲勞源區(qū)、疲勞擴展區(qū)和瞬斷區(qū).圖4(c)、(e)和(g)分別是未噴丸處理試樣斷口3個區(qū)的微觀放大圖，圖4(d)、(f)和(h)分別是激光噴丸處理試樣斷口3個區(qū)的微觀放大圖.

比較4(c)和(d)發(fā)現(xiàn)，未噴丸與噴丸強化后的鋁合金試樣表面在疲勞裂紋起始區(qū)較為光滑，且顏色較深，局部呈現(xiàn)深黑色.這是因為半圓孔的表面原本沒有裂紋，在循環(huán)載荷的反復作用下產生了初始微裂紋，微裂紋深度淺、張口很小，在外部循環(huán)載荷作用下，微裂紋經(jīng)過不斷地張開與閉合，尤其是在閉合過程中，在外載作用下相互擠壓和摩擦，無數(shù)次的擠壓和摩擦使裂紋面變得光滑.同時，試樣在微裂紋的擴張過程中不斷有塑性變形產生，加載時裂紋尖端區(qū)域出現(xiàn)了三軸拉伸狀態(tài)的塑性變形，而反向加載時，裂紋尖端區(qū)域就會出現(xiàn)反向塑性變形，大量的塑性功轉化為熱;裂紋面之間的相互摩擦也會產生大量的熱，致使裂紋尖端的溫度很高.兩側的裂紋面在相互擠壓和摩擦過程中，與空氣中的氧氣發(fā)生相互作用，可能生成一種氧化物，使得裂紋起始源區(qū)局部呈現(xiàn)出黑色.仔細觀察兩試樣斷口的起始源區(qū)，發(fā)現(xiàn)強化后試樣的氧化區(qū)更大，氧化程度更深.這主要是由于強化后鋁合金材料的晶粒被細化，甚至晶粒間發(fā)生位錯［11］，材料的屈服強度和硬度都增加，使裂紋擴展變得更加困難，因此，需要克服更多的塑性功，這將產生更多的熱量，裂紋尖端的溫度更高，氧化程度更為嚴重.

圖4 未激光噴丸處理和激光噴丸處理試樣的疲勞斷口形貌

圖4(e)和(f)是未噴丸與噴丸強化后試樣疲勞裂紋擴展區(qū)斷口的微觀形貌圖，可以看到大量的裂紋局部瞬時前沿線的微觀塑性變形痕跡，即疲勞裂紋條帶.在等幅循環(huán)應力作用下，每一條疲勞條帶基本上都是相互平行的波浪形條紋，每一條代表一次載荷循環(huán)，循環(huán)次數(shù)與疲勞條帶的數(shù)目相等，其法線方向大致指向疲勞裂紋的擴展方向［12］.從圖4(e)可以看出來，未噴丸試樣在疲勞裂紋擴展區(qū)的疲勞條帶寬度約為0.7～0.8 μm.而由圖4(f)可以看出，強化后疲勞裂紋條寬度約為0.3～0.4 μm.因此，未噴丸試樣的疲勞裂紋擴展條帶較寬，而噴丸后較窄.疲勞裂紋帶的寬窄對應著裂紋的擴展速度快慢，疲勞壽命的長短［12］.說明試樣經(jīng)激光強化處理后，疲勞壽命得到了延長.這主要是因為試樣經(jīng)過雙面激光噴丸強化后，使試樣表層發(fā)生了一定的塑性變形，形成了殘余壓應力層，且強化后表層金屬材料的位錯密度增大以及晶粒細化［13］.這些變化疊加到材料本身的抗疲勞性能上，使疲勞裂紋擴展門檻值提高，因此，疲勞裂紋擴展速度降低，外在的表現(xiàn)是疲勞條帶變窄，零件的疲勞壽命延長.

圖4(g)和(h)是未噴丸與噴丸強化后試樣瞬斷區(qū)斷口的微觀形貌圖，已經(jīng)觀察不到上述的疲勞裂紋條帶，斷口形貌表現(xiàn)為準靜載拉伸斷裂時的斷口特征，斷口上有韌窩及開裂的晶界，呈現(xiàn)出沿晶和穿晶斷裂的混合斷裂形貌.說明它們對材料的疲勞壽命的長短影響不大.

2.3 疲勞壽命

為了準確描述激光噴丸強化對半圓孔疲勞壽命的影響，需要從數(shù)學的角度進行統(tǒng)計分析.假設試件的疲勞壽命服從正態(tài)分布.由于成組對比法簡單、使用范圍廣泛、實用的特點，且即使在試驗過程中出現(xiàn)不合理的數(shù)據(jù)需舍棄時，并不影響試驗的結果，故采用成組對比法［14］對疲勞試驗結果進行統(tǒng)計分析.試驗中未強化試樣和強化處理試樣的樣本容量均為6個.表2列出了兩組試樣的疲勞試驗數(shù)據(jù)，其中試樣編號1-1至1-6為未激光噴丸試樣，試樣編號2-1至2-6為激光噴丸試樣.表2中N1i表示未經(jīng)噴丸試樣斷裂時的循環(huán)次數(shù)，N2i表示噴丸強化后試樣斷裂時的循環(huán)次數(shù).

表2 兩組試件的疲勞實驗數(shù)據(jù)

類似地，對于激光噴丸處理的試件組，子樣大小n2=6時，可得=5.035 85，s22=0.028 78.根據(jù) t檢驗的公式可以得到t=7.358，取顯著度α=5%，由 t分布數(shù)值表查得 tα=2.306.故|t|﹥ tα，說明母體的平均值不同，即μ1≠μ2，也就是說就疲勞壽命而言，兩個子樣本來自不同的母體，即激光噴丸強化對試樣的疲勞壽命產生了一定的影響.若以［N50］1和［N50］2分別表示兩個母體的中值疲勞壽命，則母體平均值差數(shù)的區(qū)間估計式為

即

在置信度為95%下，強化處理后半圓孔試樣的疲勞壽命是未處理的2.8～7.2倍.由此可知，激光噴丸強化能夠顯著提高半圓孔件的疲勞壽命.

3 結 論

1)激光強化后試樣表面存在高幅的殘余壓應力，其數(shù)值高達310 MPa.

2)強化后試樣的疲勞裂紋條帶寬度為0.3～0.4 μm，而未強化試樣的約為0.7～0.8 μm，說明激光強化降低了裂紋擴展速率.

3)在置信度為95%時，激光強化后半圓孔件的疲勞壽命是未噴丸半圓孔件的2.8～7.2倍，說明激光噴丸強化能夠有效延長半圓孔件的疲勞壽命.

［1］ 任旭東，張永康，周建忠，等.激光沖擊工藝對鈦合金疲勞壽命的影響［J］.中國有色金屬學報，2007，17(9):1486-1489.REN Xudong，ZHANG Yongkang，ZHOU Jianzhong，et al.Influence of laser-shock processing on fatigue life oftitanium alloy［J］.The Chinese Journalof Nonferrous Metals，2007，17(9):1486-1489.

［2］ 張興權，何廣德，汪世益，等.激光噴丸強化對調質40Cr鋼組織及耐磨性的影響［J］.材料熱處理學報，2011，32(5):138-142.ZHANG Xingquan，HE Guangde，WANG Shiyi，et al.Effect of laser shot peening on microstructure and wear resistance of quenched and tempered 40Cr steel［J］.Transactions of Materials and Heat treatment，2011，32(5):138-142.

［3］ 周建忠，左立黨，黃舒，等.基于應變速率的激光噴丸強化6061-T6鋁合金力學性能分析［J］.中國激光，2012，39(5):0503003-1-6.ZHOU Jianzhong，ZUO Lidang，HUANG Shu，et al.Analysis on mechanical property of 6061-t6 aluminum alloy by laser shot peening based on strain rate［J］.Chinese Journal of Laser，2012，39(5):0503003-1-6.

［4］ HOU Lifeng，WEI Yinghui，LIU Baosheng，et al.Microstructure evolution of AZ91D induced by high energy shot peening［J］.Transaction of Nonferrous Metals Society of China，2008，18(5):1053-1057.

［5］ GRAHAM Hammersley，HACKEL Lloyd A，F(xiàn)RITZ Harries.Surface Prestressing to improve fatigue strength of component by laser shot peening［J］.Optics and Laser in Engineering，2000，34，327-337.

［6］ YANG J M，HER Y C，HAN Nanlin，et al.Laser shock peening on fatigue behavior of 2024-T3 Al alloy with fastener holes and stop holes［J］.Materials Science and Engineering A，2001，298(1):296-299.

［7］ 曹子文，車志剛，鄒世坤，等.激光沖擊強化對7050鋁合金緊固孔疲勞性能的影響［J］.應用激光，2013，33(3):259-262.CAO Ziwen，CHE Zhigang，ZUO Shikun，et al.The effect of laser shock peening on fatigue property of 7050 aluminum alloy fastener hole［J］.Applied Laser，2013，33(3):259-262.

［8］ 張興權，張永康，顧永玉，等.激光噴丸誘導的殘余應力的有限元分析［J］.塑性工程學報，2008，15(4):188-193.ZHANG Xingquan，ZHANG Yongkang，GU Yongyu，et al.Finite element simulation of residual stress induced by laser peening［J］.Journal of Plasticity Engineering，2008，15(4):188-193.

［9］ PEYRE P，F(xiàn)ABBRO R，MERRIEN P，et al.Laser shock processing of Al alloys.Application to high cycle fatigue behavior［J］. Materials Science and Engineering A，1996，210:102-113.

［10］ 任旭東，張永康，周建忠，等.激光參數(shù)對Ti-6Al-4V激光沖擊成形性能的影響［J］.中國有色金屬學報，2006，16(11):1850-1854.REN Xudong，ZHANG Yongkang，ZHOU Jianzhong，et al.Effect of laser shock parameters on fatigue life of titanium alloy［J］.The Chinese Journal of Nonferrous Metals，2006，16(11):1850-1854.

［11］ HUANG S，ZHOU J Z，SHENG J，et al.Effects of laser peening with different coverage areas on fatigue crack growth properties of 6061-T6 aluminum alloy［J］.International Journal of Fatigue，2013，47:292-299.

［12］ 劉新靈，張 崢，陶春虎.疲勞斷口定量分析［M］.北京:國防工業(yè)出版社，2010.

［13］ Lü J Z，LUO K Y，ZHANG Y K，et al.Grain refinement of LY2 aluminum alloy induced by ultrahigh plastic strain during multiple laser shock processing impacts［J］.Acta Materialia，2010，58:3984-3994.

［14］ 高鎮(zhèn)同.疲勞應用統(tǒng)計學［M］.北京:國防工業(yè)出版社，1986.