帥仕祥，吳俊峰，車志剛，曹子文，鄒世坤，孫汝劍

（1.航空工業(yè)成都飛機(jī)工業(yè)（集團(tuán)）有限責(zé)任公司，成都 610092；2.中國航空制造技術(shù)研究院，北京 100024）

Al7050–T7451合金因具有低密度、良好機(jī)械性能、高比強(qiáng)度和良好成形性能等優(yōu)點，被廣泛應(yīng)用于航空領(lǐng)域[1–2]。工程應(yīng)用中，Al7050–T7451鋁合金緊固件因緊固孔存在應(yīng)力集中，緊固孔尖角處易形成疲勞裂紋萌生，疲勞壽命迅速降低[3]。對于鋁合金緊固件，通常采用噴丸強(qiáng)化和冷擠壓強(qiáng)化工藝來實現(xiàn)其疲勞壽命[4]。然而，當(dāng)鋁合金緊固孔直徑小于3mm時，噴丸強(qiáng)化和冷擠壓強(qiáng)化工藝很難實現(xiàn)疲勞延壽處理。激光沖擊強(qiáng)化誘導(dǎo)靶材表層深的殘余壓應(yīng)力層和晶粒細(xì)化層（影響層大于1mm），在緊固孔、盲孔和特殊孔強(qiáng)化方面具有較大優(yōu)勢。

目前國內(nèi)外研究人員對激光沖擊強(qiáng)化緊固孔殘余應(yīng)力進(jìn)行了大量研究。Zhang等[5]數(shù)值模擬和試驗研究不同光斑間距激光沖擊強(qiáng)化對孔結(jié)構(gòu)表層殘余應(yīng)力場的影響規(guī)律。Jiang等[6]數(shù)值模擬和試驗研究不同激光功率密度對緊固孔殘余應(yīng)力和疲勞壽命的影響規(guī)律。Ren等[7]試驗研究激光沖擊強(qiáng)化孔結(jié)構(gòu)殘余應(yīng)力層對其疲勞行為和裂紋擴(kuò)展的影響規(guī)律。Yang等[8]試驗研究激光沖擊強(qiáng)化對2020–T3孔結(jié)構(gòu)殘余應(yīng)力、疲勞裂紋萌生壽命和疲勞裂紋擴(kuò)展速率的影響規(guī)律。Ren等[9]試驗研究激光沖擊強(qiáng)化對Al7050–T7451合金緊固件疲勞裂紋萌生和擴(kuò)展的影響。Ivetic等[10]試驗研究開孔前后激光沖擊強(qiáng)化對鋁合金緊固孔殘余應(yīng)力的影響規(guī)律及其對疲勞壽命的影響。但國內(nèi)外研究人員很少開展不同激光沖擊強(qiáng)化軌跡、先強(qiáng)化后鉆孔和先鉆孔后強(qiáng)化工藝對緊固孔殘余應(yīng)力分布的影響。因此，本研究采用數(shù)值模擬和試驗研究相結(jié)合方法，分析不同軌跡激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金緊固孔殘余應(yīng)力分布。

本研究以Al7050–T7451合金為研究對象，采用ABAQUS有限元模型和生死單元技術(shù)，對激光沖擊強(qiáng)化緊固孔殘余應(yīng)力分布進(jìn)行數(shù)值模擬分析和試驗驗證，對先開孔后強(qiáng)化、先強(qiáng)化后開孔進(jìn)行殘余應(yīng)力和位移分析，在此基礎(chǔ)上，對比分析3種不同強(qiáng)化軌跡對殘余應(yīng)力分布和位移的影響，研究結(jié)果對激光沖擊強(qiáng)化緊固孔延壽的工業(yè)應(yīng)用具有重要的基礎(chǔ)研究參考價值。

1 材料和方法

1.1 Al7050–T7451合金

Al7050–T7451合金板料被選為研究材料。Al7050–T7451合金因具有高強(qiáng)度和可加工性，被應(yīng)用于飛機(jī)緊固件。其化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）為Zn： 5.7%～6.7%，Mg：1.9%～2.6%，Cu： 2.0%～2.6%，Cr：≤0.04%，Zr： 0.08%～0.15%，Si：≤0.12%，F(xiàn)e： 0.15%和Al：其他[9]。Al7050–T7451合金的機(jī)械屬性密度為2820kg/m3，彈性模量為70GPa，泊松比為0.33，動態(tài)屈服強(qiáng)度為441MPa。

1.2 激光沖擊強(qiáng)化

采用中國航空制造技術(shù)研究院研制的Nd∶YAG激光器（波長1064nm，激光能量E=30J，脈寬15ns，光斑直徑φ6mm），對Al7050–T7451合金緊固孔進(jìn)行激光沖擊強(qiáng)化處理，強(qiáng)化光斑中心都距緊固孔邊緣1mm，緊固孔直徑φ2.6mm。強(qiáng)化軌跡分為3類，即2個橫向光斑、2個縱向光斑和4個十字交叉光斑，如圖1所示。激光沖擊強(qiáng)化前，Al7050–T7451合金表面粘貼約0.12mm厚的3M鋁箔吸收層，提高激光能量吸收率和避免鋁合金表面燒蝕。在Al7050–T7451合金吸收層表面提供1～2mm厚的去離子水簾，提高激光沖擊波峰值壓力和持續(xù)時間。

圖1 3種沖擊軌跡Fig.1 Three shock paths

1.3 殘余應(yīng)力測試

采用X射線衍射儀（加拿大Protoi–XRD）對先強(qiáng)化后鉆孔緊固孔邊緣表面進(jìn)行橫向S11殘余應(yīng)力測試，測試位置分別為距孔邊緣間距1mm、2mm和3mm，如圖1所示。采用sin2ψ方法進(jìn)行殘余應(yīng)力測試，Cr靶輻射、α{311}晶面及衍射角（2θ）139°，光斑直徑1mm。

2 數(shù)值模型

2.1 建模

采用動態(tài)顯式分析和靜態(tài)回彈分析相結(jié)合方法，數(shù)值模擬分析激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金的殘余應(yīng)力分布，具體數(shù)值模擬流程如圖2所示。建立激光沖擊強(qiáng)化數(shù)值模型，模型尺寸為14mm×14mm×4mm。采用六面體單元Hex，掃略格式Sweep，Medialaxis算法和C3D8R網(wǎng)格，對數(shù)值模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，為提高數(shù)值模擬結(jié)果精度，數(shù)值模型單元網(wǎng)格尺寸設(shè)置為0.2mm，數(shù)值模型兩側(cè)固定約束，如圖3所示。對孔區(qū)域單元采用生死單元技術(shù)，實現(xiàn)先強(qiáng)化后開孔和先開孔后強(qiáng)化工藝，具體步驟如下： （1）先強(qiáng)化后開孔工藝下，首先對強(qiáng)化區(qū)域進(jìn)行動態(tài)顯式分析，然后在靜態(tài)回彈分析過程中，設(shè)置2個分析步；第1個分析步對強(qiáng)化區(qū)域殘余應(yīng)力進(jìn)行靜態(tài)回彈分析；第2個分析步對孔區(qū)域單元采用生死單元技術(shù)設(shè)置為死亡（Deactivated in this step）。（2）先開孔后強(qiáng)化工藝下，首先在動態(tài)顯式分析過程中，第1個分析步對孔區(qū)域單元采用生死單元技術(shù)設(shè)置為死亡，后續(xù)分析步對強(qiáng)化區(qū)域進(jìn)行動態(tài)顯式分析，最后進(jìn)行靜態(tài)回彈分析。

圖2 激光沖擊強(qiáng)化工藝的數(shù)值模擬流程Fig.2 Numerical simulation process of LSP process

圖3 數(shù)值模型Fig.3 Numerical model

2.2 沖擊波壓力模型

激光沖擊波峰值壓力P為

式中，α為等離子體與靶材相互作用系數(shù)，對于激光器波長1064nm，取α=0.25；γ為能量的吸收率，本研究鋁箔作為吸收層，故取γ為0.7；Z為折合聲阻抗，

式中，Zwater和Ztarget分別為約束層和靶材的聲阻抗。

I0為脈沖激光的平均功率密度（GW·cm–2），有

式中，a為激光能量吸收系數(shù)；E為單脈沖能量；τ為激光脈寬；d為光斑直徑。

因此，激光沖擊波峰值壓力/加載幅值為3.35GPa，激光沖擊波壓力加載的半高寬持續(xù)時間為激光器脈寬的2～3倍，激光沖擊波壓力加載的半高寬持續(xù)時間為40ns左右，如圖4所示。試驗所用激光光斑能量為空間均勻平頂分布，故模擬采用平頂分布的空間載荷。ABAQUS Load模塊中*Amplitude定義激光沖擊波載荷壓力加載曲線。

圖4 激光沖擊波載荷–壓力加載曲線Fig.4 Loading-pressure curve of laser shock wave

設(shè)置顯式動態(tài)分析時間為5000ns，時間增量步設(shè)置為10–7s，保證激光沖擊強(qiáng)化靶材彈塑性變形穩(wěn)定性和模型收斂。

2.3 材料本構(gòu)模型

由于靶材激光沖擊強(qiáng)化是一個高度非線性的瞬態(tài)事件，而Johnson–Cook模型可較好地描述靶材的加工硬化效應(yīng)、應(yīng)變率效應(yīng)和溫度軟化效應(yīng)對靶材屈服強(qiáng)度的影響。因此，激光沖擊強(qiáng)化動態(tài)數(shù)值模擬ABAQUS/Explicit過程中，選用Johnson–Cook模型。7050–T7451合金Johnson–Cook模型中的A和B分別為441MPa和177.344MPa，n為0.33583，C為0.02激光沖擊強(qiáng)化ABAQUS/Explicit分析后，將分析結(jié)果作為靜態(tài)回彈分析的初始應(yīng)力場，靜態(tài)回彈屈服應(yīng)力分別為441MPa、463MPa和520MPa，塑性應(yīng)變分別為0、0.002和0.09[10]。

3 結(jié)果與討論

3.1 先開孔后強(qiáng)化

圖5為先開孔后強(qiáng)化Al7050–T7451合金孔邊S11殘余應(yīng)力云圖。圖6為先開孔后強(qiáng)化Al7050–T7451合金孔邊S11殘余應(yīng)力分布。由圖6可知，與2個光斑激光沖擊強(qiáng)化相比，4個十字交叉光斑激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金表面S11殘余壓應(yīng)力更大，原因為光斑搭接誘導(dǎo)Al7050–T7451合金表面更高幅值殘余壓應(yīng)力。與2個橫向光斑相比，2個縱向光斑激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金表面S11殘余壓應(yīng)力更大，原因為殘余應(yīng)力測試點位于縱向光斑強(qiáng)化區(qū)域內(nèi)和橫向光斑強(qiáng)化區(qū)域外。2個橫向光斑激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金表面殘余壓應(yīng)力分別約為–146MPa/距孔邊1mm、–42MPa/距孔邊2mm和–12MPa/距孔邊3mm。2個縱向光斑激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金表面殘余壓應(yīng)力分別約為–99MPa/距孔邊1mm、–122MPa/距孔邊2mm和–82MPa/距孔邊3mm。4個十字交叉光斑激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金表面殘余壓應(yīng)力分別約為–135MPa/距孔邊1mm、–218MPa/距孔邊2mm和–229MPa/距孔邊3mm。

圖5 先開孔后強(qiáng)化Al7050–T7451合金孔邊S11殘余應(yīng)力云圖Fig.5 S11 residual stress nephogram at hole edge of Al7050–T7451 alloy with hole before

圖6 先開孔后強(qiáng)化Al7050–T7451合金孔邊S11殘余應(yīng)力分布Fig.6 S11 residual stress distribution at hole edge of Al7050–T7451 alloy with hole before

圖7為先開孔后強(qiáng)化Al7050–T7451合金孔邊U3位移云圖。圖8為先開孔后強(qiáng)化Al7050–T7451合金孔邊U3位移曲線。由圖8可知，與2個光斑激光沖擊強(qiáng)化相比，4個十字交叉光斑激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金的凹坑更深，孔邊凹坑深度達(dá)到約0.16mm，原因為4個光斑搭接誘導(dǎo)孔邊橫向和縱向?qū)ΨQ線區(qū)域3次沖擊，2個光斑誘導(dǎo)孔邊橫向和縱向?qū)ΨQ線區(qū)域1次和2次沖擊。2個橫向光斑和2個豎向光斑凹坑深度相接近。

圖7 先開孔后強(qiáng)化Al7050–T7451合金孔邊U3位移云圖Fig.7 U3 displacement nephogram at hole edge of Al7050–T7451 alloy with hole before

圖8 先開孔后強(qiáng)化Al7050–T7451合金孔邊U3位移曲線Fig.8 U3 displacement curves at hole edge of Al7050–T7451 alloy with hole before

3.2 先強(qiáng)化后開孔

圖9為先強(qiáng)化后開孔Al7050–T7451合金孔邊S11殘余應(yīng)力云圖。圖10為先強(qiáng)化后開孔Al7050–T7451合金孔邊S11殘余應(yīng)力分布。由圖10可知，與2個光斑激光沖擊強(qiáng)化相比，4個十字交叉光斑激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金表面S11殘余壓應(yīng)力更大，原因為光斑搭接誘導(dǎo)Al7050–T7451合金表面更高幅值殘余壓應(yīng)力。與2個橫向光斑相比，2個縱向光斑激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金表面S11殘余壓應(yīng)力更大，原因為殘余應(yīng)力測試點位于縱向光斑強(qiáng)化區(qū)域內(nèi)和橫向光斑強(qiáng)化區(qū)域外。2個橫向光斑激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金表面殘余應(yīng)力約為–309MPa/距孔邊1mm、–56MPa/距孔邊2mm和–11MPa/距孔邊3mm。2個縱向光斑激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金表面殘余應(yīng)力約為–164MPa/距孔邊1mm、–153MPa/距孔邊2mm和–62MPa/距孔邊3mm。4個十字交叉光斑激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金表面殘余應(yīng)力約為–469MPa/距孔邊1mm、–260MPa/距孔邊2mm和–151MPa/距孔邊3mm。由圖10可知，與鉆孔前相比，鉆孔后激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金表面S11殘余壓應(yīng)力值更大，原因為鉆孔后孔邊無約束，誘導(dǎo)孔邊殘余應(yīng)力發(fā)生變化，因本研究分析S11方向殘余應(yīng)力，所以縱向?qū)ΨQ線比橫向?qū)ΨQ線孔邊表面S11殘余壓應(yīng)力值更大（圖9）。

圖9 先強(qiáng)化后開孔Al7050–T7451合金孔邊S11殘余應(yīng)力云圖Fig.9 S11 residual stress nephogram at hole edge of Al7050–T7451 alloy with hole after

圖10 先強(qiáng)化后開孔Al7050–T7451合金孔邊S11殘余應(yīng)力分布Fig.10 S11 residual stress distribution at hole edge of Al7050–T7451 alloy with hole after

圖11為先強(qiáng)化后開孔Al7050–T7451合金孔邊U3位移云圖。圖12為先強(qiáng)化后開孔Al7050–T7451合金孔邊U3位移曲線。由圖12可知，與2個光斑激光沖擊強(qiáng)化相比，4個十字交叉光斑激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金的凹坑更深，孔邊凹坑深度達(dá)到約0.013mm，原因為4個光斑搭接誘導(dǎo)孔邊橫向和縱向?qū)ΨQ線區(qū)域3次沖擊，2個光斑誘導(dǎo)孔邊橫向和縱向?qū)ΨQ線區(qū)域1次和2次沖擊。2個橫向光斑和2個豎向光斑凹坑深度相接近。

圖11 先強(qiáng)化后開孔Al7050–T7451合金孔邊U3位移云圖Fig.11 U3 displacement nephogram at hole edge of Al7050–T7451 alloy with hole after

圖12 先強(qiáng)化后開孔Al7050–T7451合金孔邊U3位移曲線Fig.12 U3 displacement curves at hole edge of Al7050–T7451 alloy with hole after

3.3 數(shù)值模擬與試驗測試對比

圖13為激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金孔邊殘余應(yīng)力的數(shù)值模擬值和試驗測試值對比。Al7050–T7451合金基體材料表面S11殘余壓應(yīng)力值為–40MPa。由圖13可知，與先開孔后強(qiáng)化相比，先強(qiáng)化后開孔激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金表面S11殘余壓應(yīng)力更大，原因為先開孔后強(qiáng)化工藝下孔邊緣無約束，激光沖擊強(qiáng)化誘導(dǎo)孔邊大塑性變形和小殘余壓應(yīng)力幅值，而先強(qiáng)化后開孔工藝下激光沖擊強(qiáng)化誘導(dǎo)孔邊小塑性變形和大殘余壓應(yīng)力幅值。2個光斑激光沖擊強(qiáng)化數(shù)值模擬結(jié)果小于試驗測試值，4個十字交叉光斑激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金表面S11殘余壓應(yīng)力數(shù)值模擬結(jié)果接近試驗測試值，尤其先強(qiáng)化后開孔數(shù)值模擬結(jié)果與試驗測試值更接近。圖14為激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金孔邊U3位移曲線。由圖14可知，與先強(qiáng)化后開孔相比，先開孔后強(qiáng)化激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金的凹坑更深，原因為開孔后孔邊無約束，激光沖擊強(qiáng)化誘導(dǎo)孔邊更大塑性變形。與2個光斑激光沖擊強(qiáng)化凹坑深度相比，4個十字交叉光斑激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金的凹坑更深，孔邊凹坑深度達(dá)到約0.16mm，原因為4個光斑搭接誘導(dǎo)孔邊橫向和縱向?qū)ΨQ線區(qū)域3次沖擊，2個光斑誘導(dǎo)孔邊橫向和縱向?qū)ΨQ線區(qū)域1次和2次沖擊。

圖13 激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金孔邊殘余應(yīng)力的數(shù)值模擬值和試驗測試值對比Fig.13 Comparisons between numerical simulation values and experimental values of residual stresses at hole edge of Al7050–T7451 alloy with LSP

圖14 激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金孔邊U3位移曲線Fig.14 U3 displacement curves at hole edge of Al7050–T7451 alloy with LSP

4 結(jié)論

（1）與先開孔后強(qiáng)化相比，先強(qiáng)化后開孔激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金表面S11殘余壓應(yīng)力更大，有益于疲勞性能提高。與2個光斑相比，4個十字交叉光斑激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金表面S11殘余壓應(yīng)力更大，有益于疲勞性能提高。因此，先強(qiáng)化后開孔且4個十字交叉光斑激光沖擊強(qiáng)化工藝為最優(yōu)工藝參數(shù)。

（2）先強(qiáng)化后開孔，4個十字交叉光斑激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金表面S11殘余壓應(yīng)力分別約為–469MPa/距 孔 邊1mm、–260MPa/距 孔 邊2mm和–151MPa/距孔邊3mm。2個光斑激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金的表面S11殘余壓應(yīng)力數(shù)值模擬結(jié)果小于試驗測試值，4個十字交叉光斑激光沖擊強(qiáng)化Al7050–T7451合金表面S11殘余壓應(yīng)力數(shù)值模擬結(jié)果接近試驗測試值，原因為4個光斑相互疊加有益于殘余應(yīng)力分布均勻性。先強(qiáng)化后開孔數(shù)值模擬結(jié)果與試驗測試值更接近，原因為先開孔后強(qiáng)化誘導(dǎo)孔邊緣較大塑性變形和殘余應(yīng)力分布不均勻。