左 慧, 張 凱, 曹 旭, 葉云霞,2*

(1.江蘇大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，鎮(zhèn)江212013； 2.江蘇大學(xué) 激光技術(shù)研究所，鎮(zhèn)江212013)

銅箔激光沖擊微成形微觀組織與殘余應(yīng)力研究

左 慧1, 張 凱1, 曹 旭1, 葉云霞1,2*

(1.江蘇大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，鎮(zhèn)江212013； 2.江蘇大學(xué) 激光技術(shù)研究所，鎮(zhèn)江212013)

為了研究激光成形方式對成形輪廓和微觀組織的影響，采用厚度為40μm和80μm的T2銅箔進(jìn)行激光沖擊微脹形和微拉深實(shí)驗(yàn)。同時使用ABAQUS有限元仿真對實(shí)驗(yàn)進(jìn)行模擬，研究不同變形方式下箔材位移和殘余應(yīng)力場。結(jié)果表明，激光沖擊微脹形后銅箔變形區(qū)域出現(xiàn)頸縮，激光作用區(qū)域內(nèi)變形機(jī)制主要為位錯滑移、變形扭曲晶粒和機(jī)械孿晶;箔材上表面(激光沖擊表面)為殘余拉應(yīng)力，最大值約為372.3MPa，箔材下表面(背向激光沖擊面)為殘余壓應(yīng)力，最大值約為-218.7MPa；而對于微拉深，箔材成形輪廓過渡圓滑，厚度分布均勻，光斑作用區(qū)域內(nèi)出現(xiàn)大量位錯露頭和一些機(jī)械孿晶,箔材上表面為殘余壓應(yīng)力，最大值約為-365.6MPa,箔材下表面為殘余拉應(yīng)力，最大值約為203MPa。這一結(jié)果對激光沖擊箔材成形控制是有幫助的。

激光技術(shù)；激光沖擊微成形；微觀組織；有限元仿真；殘余應(yīng)力

引 言

近年來，隨著精密機(jī)械和電子工業(yè)的快速發(fā)展，產(chǎn)品微型化已成為一種主流的發(fā)展趨勢，尤其在微型醫(yī)療、微機(jī)電系統(tǒng)、電子和通訊等領(lǐng)域[1-2]。這些產(chǎn)業(yè)的迅猛發(fā)展又極大促進(jìn)了微細(xì)加工技術(shù)的發(fā)展，于是出現(xiàn)了超精密機(jī)械加工、激光加工技術(shù)、離子刻蝕、微細(xì)放電加工技術(shù)等[3]。其中，微塑性成形加工，如微沖裁、微拉伸、微擠壓和微彎曲等，是超精密機(jī)械加工技術(shù)的一種，被廣泛應(yīng)用于電子和微機(jī)械產(chǎn)品制造中[4]，但微塑性成形技術(shù)受制于微型模具加工難度大、加工精度不易控制等因素。光刻(尤其離子刻蝕技術(shù))可實(shí)現(xiàn)高精度微加工，但其成本太高，而且僅局限于幾種特定材料[5]。激光沖擊微成形技術(shù)(microscale laser shock forming,μLSF)是在傳統(tǒng)激光沖擊成形(laser shock forming,LSF)的基礎(chǔ)上提出的一種新型微成形技術(shù)，利用激光誘導(dǎo)等離子體沖擊波產(chǎn)生的力學(xué)效應(yīng)，使材料發(fā)生塑性變形而獲得目標(biāo)成形微零件[1]。由于激光加工柔性高、可控性好，且μLPF綜合了激光沖擊強(qiáng)化和高應(yīng)變率塑性變形的優(yōu)點(diǎn)，非常適合于難成形、對腐蝕和疲勞性能要求較高的零件。

以各種箔材(厚度處于亞毫米范圍)為主要加工對象的加工方法主要有激光沖擊微脹形、微拉深、微沖裁等。NIEHOFF和VOLLERTSEN對鋁箔和超薄不銹鋼板進(jìn)行了系統(tǒng)的脹形工藝實(shí)驗(yàn)，研究了關(guān)鍵工藝參量，如激光能量、約束層厚度、沖擊次數(shù)等對工件脹形高度的影響規(guī)律。他們還探討了箔材脹形極限問題，發(fā)現(xiàn)成形后零件存在撕裂和起皺等拉伸缺陷[6-8]。CHENG等人提出一種激光動態(tài)微成形技術(shù)(microscale laser dynamic forming,μLDF)，且成功實(shí)現(xiàn)銅箔微拉深成形和鋁箔微陣列成形，測量了成形后材料硬度變化，發(fā)現(xiàn)沖擊后表面硬度顯著提高，尤其是沖擊中心點(diǎn)處硬度值比沖擊前提高了6倍～8倍[9-10]。上述研究多數(shù)集中在對激光沖擊微成形的工藝和和力學(xué)性能進(jìn)行研究，為了能夠精確控制微零件的成形形狀和力學(xué)性能，需深入研究材料在不同應(yīng)力狀態(tài)下的變形行為及微觀組織變化。ZHANG等人研究了TA2純鈦在冷拉深成形過程中材料的微觀組織與力學(xué)性能變化，認(rèn)為變形量越大、形變孿晶越多，組織形貌越復(fù)雜、強(qiáng)度越高、塑性越低[11]。實(shí)際上，激光沖擊微成形屬于高應(yīng)變率成形，在此過程中，材料流動表現(xiàn)為非穩(wěn)定塑性流動，材料內(nèi)發(fā)生復(fù)雜的微缺陷萌生、擴(kuò)展和演變過程，這些過程進(jìn)而又影響成形零部件內(nèi)應(yīng)力分布狀態(tài)和零部件內(nèi)最終機(jī)械力學(xué)性能分布[12]。因此，弄清楚激光沖擊箔材微塑性成形后材料內(nèi)部微觀組織變化和殘余應(yīng)力分布，不僅有助于理解激光誘導(dǎo)高應(yīng)變率塑性成形機(jī)制，而且有助于零件的控形控性。

此外，在激光沖擊微成形中，由于應(yīng)變率效應(yīng)和慣性作用，材料的變形行為與靜態(tài)及準(zhǔn)靜態(tài)有所差別[13]。此過程的工藝影響因素眾多，各因素對箔材幾何形狀形成與力學(xué)性能變化的影響復(fù)雜。對于高應(yīng)變率瞬態(tài)變形，僅采用實(shí)驗(yàn)方法難以獲得材料的全面動態(tài)響應(yīng)信息。隨著有限元理論及其應(yīng)用技術(shù)的發(fā)展，利用有限元法對激光沖擊變形過程進(jìn)行數(shù)值仿真，可以動態(tài)監(jiān)測材料變形過程，得到最終的位移場、殘余應(yīng)力場等分布[14-15]。

作者對銅箔材進(jìn)行激光沖擊微脹形和微拉深實(shí)驗(yàn)，用光學(xué)金相顯微鏡觀察箔材變形后側(cè)面微觀形貌與微觀組織，對比研究了成形方式和箔材厚度對側(cè)面微觀形貌與微觀組織的影響。使用ABAQUS有限元數(shù)值仿真軟件對激光沖擊微脹形和微拉深進(jìn)行模擬，分析這兩種變形方式下箔材的位移變化和殘余應(yīng)力分布狀態(tài)，并分析了應(yīng)力狀態(tài)與微觀組織之間的關(guān)聯(lián)。

1 實(shí) 驗(yàn)

1.1 激光微沖擊成形

實(shí)驗(yàn)中所用激光器為法國Thales公司的GAIA-R系列Nd3+∶YAG激光器固體脈沖激光器。其主要技術(shù)參量為：中心波長1064nm，激光脈寬20ns，最大激光脈沖能量9J，工作重復(fù)頻率為1Hz～5Hz，光束能量分布為近平頂分布。實(shí)驗(yàn)材料選用40μm和80μm兩種不同厚度的T2銅箔，對這兩種材料分別進(jìn)行激光沖擊微脹形和微拉深實(shí)驗(yàn)。為消除材料原始?xì)堄鄳?yīng)力的影響，便于觀察沖擊對微觀組織的影響，實(shí)驗(yàn)前對銅箔進(jìn)行真空退火處理，退火參量為：600℃,2h。

實(shí)驗(yàn)裝置如圖1所示。在退火銅箔表面噴涂一層厚度約為20μm的黑漆作為吸收層，實(shí)驗(yàn)中所用夾具為圓孔夾具，夾具孔徑為10mm。微脹形成形材料發(fā)生塑性變形區(qū)域僅局限于夾具空腔內(nèi)，因此微脹形實(shí)驗(yàn)裝置需在夾具圓孔邊緣粘貼橡膠墊圈使薄板和夾具貼合更加緊密，從而使夾具內(nèi)(夾具孔洞外)材料無法流動。微拉深成形則無需橡膠墊圈。一束激光通過焦距為1.5m的聚焦透鏡聚焦到箔材表面，作用在箔材表面的光斑直徑為3mm。設(shè)置厚度2mm水簾在試樣表面流動，用來限制激光誘導(dǎo)等離子體，從而提高沖擊波峰值壓力的衰減和延遲[16]。對箔材進(jìn)行單次單點(diǎn)沖擊實(shí)驗(yàn)，獲得成形形狀。為使箔材充分進(jìn)行塑性變形，實(shí)驗(yàn)時需仔細(xì)選擇激光能量，即保證箔材充分變形，且避免沖裂。因此，激光沖擊從能量0.2J增加到2J，增長間隔為0.2J。經(jīng)反復(fù)試驗(yàn)，最終確定沖擊40μm銅箔激光能量為0.6J。為進(jìn)行對比分析，激光沖擊80μm銅箔所用能量也選擇為0.6J。

Fig.1 Schematic diagram of experimental setup for microscale laser shock forming

1.2 表征實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)后將試樣浸泡在丙酮中除去黑漆。為了觀察試樣側(cè)面微觀形貌，使用環(huán)氧樹脂和固化劑的混合物對試樣進(jìn)行冷鑲嵌，對鑲嵌樣進(jìn)行打磨，直到磨到激光沖擊光斑的中心位置，然后進(jìn)行機(jī)械拋光。使用硝酸鐵溶液(硝酸鐵8g，無水乙醇 50mL，水10mL)對銅箔進(jìn)行腐蝕，用光學(xué)顯微鏡觀察沖擊凹坑側(cè)面形貌與組織。

2 數(shù)值模擬

激光沖擊金屬箔材塑性成形是一個瞬時、高速、非線性的動態(tài)過程，模擬時需要考慮到高應(yīng)變率下金屬材料塑性成形的特點(diǎn)。ABAQUS/Explicit是基于動態(tài)顯式算法的求解器，非常適合爆炸和沖擊等瞬態(tài)事件[17]。

由于作用在材料上的激光光斑以及夾具孔是圓的，因此模擬過程中采用軸對稱模型，這樣可大大縮短計算時間。模擬中對厚度為40μm的T2紫銅箔材進(jìn)行計算，激光的光斑直徑為3mm，材料厚度方向的網(wǎng)格長度設(shè)為0.4μm，遠(yuǎn)小于光斑半徑，能夠獲得足夠的計算精度。由于夾具的受力情況不是關(guān)注的重點(diǎn)，因此可以看作是剛體。材料在強(qiáng)激光誘導(dǎo)沖擊波作用下的動態(tài)響應(yīng)是高應(yīng)變率冷塑性變形過程，應(yīng)變率高達(dá)108s-1[18]。Johnson-Cook本構(gòu)模型非常適合金屬在高應(yīng)變率的塑性變形[19]，因此使用Johnson-Cook本構(gòu)模型來表征材料參量。表1中為銅的Johnson-Cook模型參量，其中,ρ為材料密度，E為彈性模量，ν為泊松比，M為材料熔點(diǎn)，A,B,C,n,m分別為材料常數(shù)。

Table 1 Johnson-Cook parameters of copper

由Fabbro公式[20]將激光能量轉(zhuǎn)換為沖擊波壓力。激光沖擊脈寬約為20ns，沖擊波是持續(xù)時間為激光脈寬2倍～3倍的三角波[21]，則壓力脈沖脈寬為60ns。仿真過程中通過設(shè)置夾具與箔材之間的約束來控制成形方式，仿真模型如圖2所示。

Fig.2 Simulation model of copper foil processed by microscale laser shock forming

3 結(jié)果與分析

3.1 微觀形貌與組織

3.1.1 變形方式對成形銅箔微觀形貌與組織的影響 圖3為40μm銅箔經(jīng)激光沖擊微成形后，低倍光鏡下看到的微觀形貌。圖3a為微脹形結(jié)果，可以看出，在激光沖擊和圓孔夾具夾持的雙重作用下，銅箔形成具有拐點(diǎn)的凹坑形狀;觀察銅箔輪廓可以看出，銅箔變形區(qū)域出現(xiàn)頸縮現(xiàn)象。圖3b為微拉深結(jié)果，由圖可見，微拉深條件下得到的箔材成形輪廓過渡圓滑，厚度分布均勻，拉伸減薄較少。這主要由于微脹形與微拉深中夾持力顯著不同所致，微脹形在夾具圓孔邊緣粘貼橡膠墊圈，箔材和夾具貼合更加緊密，導(dǎo)致成形過程中夾持區(qū)域箔材材料無法向圓孔區(qū)域發(fā)生塑性流動，則圓孔內(nèi)的材料只能以犧牲厚度發(fā)生減薄獲得足夠拉長變形。而微拉深沒有使用橡膠墊圈，處于夾持區(qū)域的材料可向夾具空腔內(nèi)部流動，從而有利于夾具空腔內(nèi)材料的充分塑性流動和變形，使得沖擊區(qū)域應(yīng)變量減少。由此可看出，夾持方式的不同，會引起變形時應(yīng)力狀態(tài)不同，對成形箔材宏觀外貌的影響很大。夾持越緊(微脹形)，徑向作用力越大，則材料塑性流動受到限制，變形區(qū)域應(yīng)變量越大；夾持越松(微拉深)，徑向作用力越小，材料塑性流動空間大，變形區(qū)域應(yīng)變量較小。

Fig.3 Profiles of microscale laser shock forming

由于原始材料經(jīng)過退火處理，金屬內(nèi)部發(fā)生的回復(fù)和再結(jié)晶等過程消除了材料制造過程中產(chǎn)生的內(nèi)應(yīng)力，因此晶粒大且規(guī)則，內(nèi)部缺陷密度較低，有一些邊緣平行、尺寸較大的退火孿晶。圖4a為微脹形激光沖擊區(qū)域微觀組織。激光沖擊之后，變形區(qū)域晶粒尺寸未發(fā)生改變，這可能是由于材料發(fā)生微塑性，變形量還不足夠大。圖4b、圖4c、圖4d分別對應(yīng)圖4a中激光光斑中心區(qū)域region 1，激光光斑鄰側(cè)區(qū)域region 2和激光光斑邊緣區(qū)域region 3。這3處的受力情況比較特殊，因此對它們進(jìn)行細(xì)致討論?？梢钥闯?，在激光光斑中心區(qū)域晶粒內(nèi)部有少量位錯滑移，激光光斑鄰側(cè)區(qū)域晶粒發(fā)生變形扭曲，在退火孿晶四周可以看見一些機(jī)械孿晶，而激光光斑邊緣區(qū)域晶粒內(nèi)部很干凈。圖5為微拉深激光沖擊區(qū)域微觀組織。類似地，在激光光斑中心區(qū)域出現(xiàn)大量位錯露頭，激光光斑鄰側(cè)區(qū)也有一些機(jī)械孿晶堆積在退火孿晶周圍，同樣在激光光斑邊緣區(qū)有少量位錯露頭。因此，可以發(fā)現(xiàn)，夾持方式不同，得到的晶粒內(nèi)部微觀組織也不同。銅為面心立方晶體，具有12個獨(dú)立的滑移系統(tǒng)，中等堆垛層錯能為44mJ/cm2～78mJ/cm2，其塑性變形模式主要為位錯滑移。但是激光沖擊作用時間短(為納秒級別)，峰值壓力高，通過納秒激光沖擊可以獲得較高的應(yīng)變率，在這種情況下可能會有孿晶作為變形機(jī)制來輔助變形[22]。

Fig.4 Microstructures of 40μm copper foil after bulging

Fig.5 Microstructures of 40μm copper foil after drawing

微脹形條件下得到的微觀組織晶粒內(nèi)部現(xiàn)象更加豐富，這可能是因?yàn)橄鄬τ谖⒗睿~箔在微脹形成形時，軸向受激光壓應(yīng)力載荷，徑向受夾具拉應(yīng)力約束，徑向拉應(yīng)力較大，塑性變形量較大。而對于微拉深，由于夾具夾松，使得銅箔在徑向方向所受拉應(yīng)力減小，塑性變形量較小，所以只能夠看到一些位錯露頭和少量機(jī)械孿晶。

3.1.2 箔材厚度對微觀形貌與組織的影響 激光沖擊條件相同下，厚度為40μm和80μm銅箔脹形變形結(jié)果進(jìn)行對比。圖6中給出了80μm銅箔微脹形的微觀形貌。與圖3a中40μm銅箔微脹形相比，80μm銅箔微脹形后幾乎沒有發(fā)生厚度減薄，上下表面均過度光滑。這是因?yàn)椴暮穸茸兇螅穸确较蛩季Я?shù)目變多，塑性變形能耗增大，相同激光能量下得到的塑性變形量較小。圖7為80μm箔材脹形微觀組織?？梢园l(fā)現(xiàn)，不管是激光光斑中心區(qū)域、激光光斑鄰側(cè)區(qū)域，還是激光光斑邊緣區(qū)域，都能夠看到大量的位錯滑移，此位錯密度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于40μm銅箔微脹形后的位錯密度。這是因?yàn)閮煞N尺寸材料退火條件一致晶粒尺寸相同，但是80μm銅箔厚度大，厚度變大后80μm銅箔內(nèi)晶粒變多，材料的均勻性較好，位于軟取向的晶粒變多，變形協(xié)調(diào)性較高，因此能夠發(fā)生位錯滑移的幾率增大。

Fig.6 Micromorphology of bulging of 80μm copper foil after microscale laser shock

Fig.7 Microstructures of 80μm copper foil from bulging

3.2 位移場

圖8是激光沖擊微成形后材料徑向和軸向質(zhì)材料位移變化云圖。圖8a為微脹形的材料位移云圖，圖8b為微拉深的材料位移云圖。由圖可以看出，對于材料徑向位移，無論是微脹形還是微拉深，其激光光斑沖擊區(qū)域材料都是向夾具外側(cè)流動，而處于激光光斑與夾具圓孔之間的材料都是往夾具中心中心流動。但因?yàn)閵A持方式不同，微拉深材料的位移變化量均大于微脹形材料的位移量。對于材料的軸向位移，軸向位移呈帶狀分布，靠近箔材中心處位移量最大，是因?yàn)榧す夤獍咦饔脜^(qū)域給材料一個向下的作用力，導(dǎo)致激光沖擊區(qū)域軸向變形量大，且方向向下。同樣的，微拉深的軸向位移量均大于微脹形的位移量，這是因?yàn)槲⒗畹膴A具沒有將材料固定太緊，夾具內(nèi)材料可以向夾具圓孔內(nèi)發(fā)生充分塑性流動，使得材料整體變形量大。

Fig.8 Radial and axial material displacement field

3.3 殘余應(yīng)力分布

殘余應(yīng)力會影響零件的抗疲勞、耐腐蝕性等使用性能，因此材料殘余應(yīng)力分布對材料的力學(xué)性能判斷具有重要參考作用。圖9為40μm銅箔微脹形和微拉深的殘余應(yīng)力云圖。可以看出，微脹形和微拉深兩種夾持方式下得到的殘余應(yīng)力分布截然相反。對于微脹形，箔材上表面(激光沖擊表面)為殘余拉應(yīng)力，最大殘余拉應(yīng)力約為372.3MPa，而箔材下表面(背向激光沖擊表面)為殘余壓應(yīng)力，最大殘余壓應(yīng)力約為-218.7MPa；對于微拉深，箔材上表面為殘余壓應(yīng)力，最大殘余壓應(yīng)力約為-365.6MPa，箔材下表面為殘余拉應(yīng)力，最大殘余拉應(yīng)力約為203MPa。微脹形的殘余應(yīng)力分布與ZHEN等人[23]的激光微脹形數(shù)值仿真結(jié)果和ZHOU等人[24]激光沖擊宏觀脹形實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致。這種殘余應(yīng)力的分布模式是由箔材上下表面應(yīng)力松弛效果不同導(dǎo)致。而微拉深的殘余應(yīng)力分布是因?yàn)椴牧鲜茌S向激光沖擊波壓力影響較大，而受徑向拉力的影響較小，還與材料塑性流動方式有關(guān)，微拉深夾具內(nèi)材料可以向夾具圓孔內(nèi)流動，則材料上表面受激光沖擊作用引入殘余壓應(yīng)力，而下表面由于箔材發(fā)生塑性變形,形成穹頂形變形輪廓,從而形成拉應(yīng)力。

Fig.9 Residual stress distribution cloud

4 結(jié) 論

對厚度為40μm和80μm銅箔材進(jìn)行激光沖擊微脹形和微拉深實(shí)驗(yàn)，對比研究了成形方式和箔材厚度對側(cè)面微觀形貌與微觀組織的影響，使用ABAQUS有限元數(shù)值仿真軟件對40μm銅箔進(jìn)行激光沖擊微脹形和微拉深進(jìn)行模擬，分析兩種變形方式下成形后箔材的位移變化和殘余應(yīng)力分布狀態(tài)。

(1)對于厚度為40μm的銅箔，激光沖擊微脹形后銅箔變形區(qū)域出現(xiàn)頸縮現(xiàn)象，激光光斑作用區(qū)域的塑性變形機(jī)制為位錯滑移、變形扭曲晶粒和部分機(jī)械孿晶；而微拉深條件下得到的箔材成形輪廓過渡圓滑，厚度分布均勻，無顯著頸縮現(xiàn)象，激光光斑作用區(qū)域出現(xiàn)大量位錯露頭和一些機(jī)械孿晶。

(2)箔材厚度從40μm增加到80μm時發(fā)現(xiàn)，箔材厚度越大，材料成形后微觀形貌越好，上下表面均過渡光滑，厚度幾乎沒有發(fā)生減薄，激光沖擊區(qū)域內(nèi)有大量的位錯滑移，位錯密度變大。

(3)材料徑向位移變化規(guī)律：激光光斑沖擊區(qū)域材料向夾具外側(cè)流動，而處于激光光斑與夾具圓孔之間的材料往夾具中心流動。微拉深材料的位移變化量大于微脹形材料的位移量。材料的軸向位移變化規(guī)律：靠近箔材中心位移量最大，微拉深的軸向位移量大于微脹形的位移量。

(4)微脹形和微拉深得到的殘余應(yīng)力分布截然相反。對于40μm銅箔，微脹形時，箔材上表面(激光沖擊表面)為殘余拉應(yīng)力，最大殘余拉應(yīng)力約為372.3MPa，箔材下表面(背向激光沖擊表面)為殘余壓應(yīng)力，最大殘余壓應(yīng)力約為-218.7MPa；微拉深時，箔材上表面為殘余壓應(yīng)力，最大殘余壓應(yīng)力約為-365.6MPa，箔材下表面為殘余拉應(yīng)力，最大殘余拉應(yīng)力約為203MPa。

[1] FAN J R, HUANG Sh, ZHOU J Zh,etal. Analysis and expectation of microscale laser shock forming[J]. Laser & Optoelectronics Progress, 2012, 49(1):10003(in Chinese).

[2] HUANG Zh H, XING Y, TONG Zh C. State of the development in micro-forming technology[J]. China Metalforming Equipment & Manufacturing Technology, 2007, 42(3):19-24(in Chinese).

[3] ZHENG Ch, SUN Sh, JI Zh,etal. Microscale laser peen forming of sheet metal and its research situation[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2009, 16(4):59-67.

[4] ENGEL U, ECKSTEIN R. Microforming—from basic research to its realization[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2002,125(2):35-44.

[5] SARWAR M S U, DAHMARDEH M, NOJEH A,etal. Batch-mode micropatterning of carbon nanotube forests using UV-LIGA assisted micro-electro-discharge machining[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2014, 214(11):2537-2544.

[6] NIEHOFF S H, VOLLERTSEN F. Non-thermal laser stretch-forming[J]. Advanced Materials Research, 2005, 6/8:433-440.

[7] VOLLERTSEN F, SAKKIETTIBUTRA J. Different types to use laser as a forming tool[J]. Physics Procedia, 2010, 5:193-203.

[8] NIEHOFF S H, HU Z Y, VOLLERTSEN F. Mechanical and laser micro deep drawing[M].Key Engineering Materials, 2007,344:799-806.

[9] GAO H, YE C, CHENG G J. Deformation behaviors and critical parameters in microscale laser dynamic forming[J]. Journal of Manufacturing Science & Engineering, 2009, 131(5):051011.

[10] CHENG G J, PIRZADA D, MING Z. Microstructure and mechanical property characterizations of metal foil after microscale laser dynamic forming[J]. Journal of Applied Physics, 2007, 101(6):345-360.

[11] ZHANG X L, KOU H Ch, LI H W,etal. Study on the microstructure and mechanical properties of CP-Ti during cold deep drawing[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2010, 17(3):93-97(in Chinese).

[12] YUAN G D, SHI D Q, JIANG Y F,etal. Study on residual stress distrubution of laser shock forming metal-sheet[J]. Laser Technology, 2010, 34(3):303-305(in Chinese).

[13] ZHEN Ch. Numberical simulation and experimental study on microscale laser peen forming[D]. Ji’nan: Shandong University,2011:23-48(in Chinese).

[14] ZHANG J, HUA Y Q, CAO J D. Simulation of propagation characteristics of stress wave in copper films with laser shock processing[J]. Laser Technology, 2016, 40(4):601-605(in Chinese).

[15] LIU Z A, SHI W, WANG Ch. Study on numerical simulation of residual stressesinduced by laser shock processing[J]. Laser Technology, 2017, 41(1):1-5(in Chinese).

[16] LI K, YAO Z, HU Y,etal. Friction and wear performance of laser peen textured surface under starved lubrication[J]. Tribology International, 2014, 77:97-105.

[17] JU H K, YUN J K, KIM J S. Effects of simulation parameters on residual stresses for laser shock peening finite element analysis[J]. Journal of Mechanical Science and Technology, 2013, 27(7):2025-2034.

[18] YU T Y. Simulation and experimental study on residual stress field of 2024 aluminum alloy induced by flat-top laser beam[J]. Chinese Journal of Lasers, 2013,39(10):1003001(in Chinese).

[19] PENG H B, ZHANG H J. Research development of the constitutive models of metal materials[J]. Meterials for Mechanical Engineering, 2012, 36(3): 5-10(in Chinese).

[20] FABBRO R, FOURNIER J, BALLARD P,etal. Physical study of laser-produced plasma in confined geometry[J]. Journal of Applied Physics, 1990, 68(2):775-784.

[21] DEVAUX D, FABBRO R, TOLLIER L,etal. Generation of shock waves by laser-induced plasma in confined geometry[J]. Journal of Applied Physics, 1993, 74(4):2268-2273.

[22] YE Y X, FENFY Y, LIAN Z C,etal. Plastic deformation mechanism of polycrystalline copper foil shocked with femtosecond laser[J]. Applied Surface Science, 2014, 309(4):240-249.

[23] ZHEN C, SUN S, JI Z,etal. Numerical simulation and experimentation of micro scale laser bulge forming[J]. International Journal of Machine Tools & Manufacture, 2010, 50(12):1048-1056.

[24] ZHOU M, ZHANG Y K, CAI L . Ultrahigh-strain-rate plastic deformation of a stainless-steel sheet with TiN coatings driven by laser shock waves[J]. Applied Physics, 2003, A77(3):549-554.

Researchofmicrostructureandresidualstressofcopperfoilsprocessedbylasershockforming

ZUOHui1,ZHANGKai1,CAOXu1,YEYunxia1,2

(1.School of Mechanical Engineering, Jiangsu University, Zhenjiang 212013, China; 2.Institute of Laser Technology, Jiangsu University, Zhenjiang 212013, China)

In order to study influence of laser forming methods on forming profile and microstructure, T2 copper foils with thickness of 40μm and 80μm were used to do experiments of laser shock micro bulging and micro deep drawing. At the same time, ABAQUS finite element simulation was used to simulate the experiment, and the displacement and residual stress field of the foil under different deformation modes were studied. The results show that, after bulging, necking occurs in the deformed region of copper foils. The deformation mechanism mainly includes dislocation sliding, deformation distortion grain and mechanical twinning in the laser processed region. The upper surface of the foil (laser shock surface) is residual tensile stress and the maximum value is about 372.3MPa. The lower surface of the foil (the opposite of laser shock surface) is residual compressive stress and the maximum value is about -218.7MPa. For drawing, foil forming profile is smooth and has uniform thickness distribution. A large number of dislocations and mechanical twinning appear in laser processed region. The upper surface of the foil is residual compressive stress and the maximum value is about -365.6MPa. The lower surface of the foil is residual tensile stress and the maximum value is about 203MPa. This result is helpful for the control of laser shock forming of foil.

laser technique; laser shock forming; microstructure; finite element simulation; residual stress

1001-3806(2018)01-0094-06

國家自然科學(xué)基金資助項目(51205172;51405200;51375211)；上海交通大學(xué)機(jī)械系統(tǒng)與振動國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開放基金資助項目(MSV-2015-17)；江蘇省普通高校專業(yè)學(xué)位研究生創(chuàng)新計劃資助項目(SJZZ15_0129)

左 慧(1991-)，女，碩士研究生，現(xiàn)主要從事激光沖擊成形方面的研究。

*通訊聯(lián)系人。E-mail:yeyunxia@mail.ujs.edu.cn

2017-03-06；

2017-04-04

TN249

A

10.7510/jgjs.issn.1001-3806.2018.01.018