激光沖擊選區(qū)強化對2024鋁合金葉片振動響應特性的影響

吳鄭浩，周留成，張波，闞前華，張旭

激光沖擊選區(qū)強化對2024鋁合金葉片振動響應特性的影響

吳鄭浩1，周留成2，張波1，闞前華1，張旭1

（1.西南交通大學 力學與航空航天學院，成都 611756；2.空軍工程大學 等離子體動力學重點實驗室，西安 710038）

探究激光沖擊強化技術對2024鋁合金葉片振動性能的影響，并探尋最理想的沖擊參數(shù)。運用Johnson-Cook動態(tài)塑性本構模型模擬激光沖擊選區(qū)強化過程，對強化后的2024航空鋁合金葉片的振動特性進行分析。將2024鋁合金在激光沖擊強化過程中產(chǎn)生的殘余應力場和梯度密度分布導入模型，量化激光沖擊強化對2024鋁合金葉片振動特性的提高效果，研究激光沖擊參數(shù)對葉片振動響應的影響規(guī)律。激光沖擊強化產(chǎn)生的殘余壓應力場并非均勻分布在表面，而是只存在于沖擊區(qū)域，沖擊區(qū)域外為拉應力。其中，最大殘余壓應力為273.5 MPa。選取第六階振型為目標振型，在同樣沖擊工況下，模擬和實驗結果吻合較好。在模型中引入激光沖擊強化產(chǎn)生的殘余應力與梯度密度結構會使2024鋁合金葉片的振動特性發(fā)生改變，其中，殘余應力對振動特性影響更為顯著。激光沖擊強化工藝調控分析表明，采用較大圓形光斑，施加較大功率密度沖擊模型中部，可獲得最顯著的振動特性改善效果。最適合的激光沖擊強化參數(shù)可將振動特征頻率降低118.87 Hz，將振幅降低94.37%。

2024鋁合金；激光沖擊強化；振動特性；殘余應力場；梯度密度結構

航空發(fā)動機葉片作為航空發(fā)動機的關鍵部件之一，其潛在的共振現(xiàn)象（特別是高階共振）[1]極易誘發(fā)葉片的疲勞破壞，甚至導致災難性事故[2]。據(jù)統(tǒng)計，航空發(fā)動機典型結構類故障中，葉片故障占39%，而葉片故障中，振動疲勞導致的破壞占到了68%[3]。激光沖擊強化技術（Laser Shock Peening，簡稱LSP）是激光表面處理的一種手段，原理如圖1所示。該技術的表面強化效果好，能在處理后的金屬材料表面形成殘余壓應力場[4-5]。采用LSP技術可以顯著改變葉片強化區(qū)域的微觀組織形態(tài)，致使材料性能沿強化深度方向呈梯度分布，進而可以調控葉片的振動特性，避免產(chǎn)生因共振誘導的過高動應力，最終提升葉片的服役壽命[6-7]。

圖1 激光沖擊強化原理圖

面對航空技術高速發(fā)展的需求，近年來，研究者圍繞如何改善航空發(fā)動機葉片的振動疲勞性能開展了許多研究。Witek[8]采用雙重邊界單元法分析了PZL-10W型航空發(fā)動機葉片的振動疲勞問題，在模擬中，利用自動重劃網(wǎng)格程序生成各種裂紋尺寸的數(shù)值模型，計算了半橢圓形裂紋中的應力強度因子，有效預測了葉片在共振狀態(tài)下的振動疲勞裂紋擴展特性以及振動疲勞壽命。李應紅院士團隊[9-10]針對高溫渦輪葉片強化問題，提出了激光沖擊表面納米化的概念。他們認為，當激光誘導沖擊波壓力大于一定閾值時，金屬材料表面會產(chǎn)生納米晶，并使位錯密度增加，從而提高表層材料的顯微硬度，試件的疲勞壽命提高了67%。鄒世坤等[11]對激光沖擊強化航空發(fā)動機葉片的固有頻率進行了測試，結果表明，葉片第一、二階固有頻率隨著激光噴丸次數(shù)的增多而增大，并且與第一階固有頻率相比，第二階固有頻率受激光噴丸的影響更大。

綜上，目前對于激光沖擊強化后葉片振動的相關研究成果較為匱乏，相關研究較少涉及不同激光工藝、不同強化區(qū)域對葉片振動疲勞性能的影響。本文選用不同激光沖擊參數(shù)，對激光沖擊強化后的2024鋁合金材料的振動特性進行實驗與模擬研究，以尋找對振動特性提升最大的沖擊工藝參數(shù)，為現(xiàn)役和下一代航空發(fā)動機鋁合金材料激光沖擊強化技術的應用提供參考數(shù)據(jù)和技術支持。

1 實驗

1.1 激光沖擊強化與振動實驗簡介

George等[12]提出了一種用于快速開展振動疲勞實驗的菱形平板試件，該試件可以有效模擬葉片在高階振型中的變形情況。本文以厚度為2 mm的2024-T4鋁合金菱形平板試件作為實驗對象，如圖2a所示。

首先，對試件進行激光沖擊強化處理，沖擊區(qū)域如圖2b所示。采用雙面激光沖擊強化方式，用直徑為2.2 mm的圓形光斑對沖擊區(qū)域沿蛇形路徑進行沖擊，搭接率為50%，激光功率密度為10.52 GW/cm2。強化后，將試件固定在振動實驗系統(tǒng)上（圖2c、圖3），進行振動測試。

本振動實驗的目標振型為試樣的第六階振型，原因是，在航空發(fā)動機服役時，發(fā)生過發(fā)動機葉片中部產(chǎn)生故障的安全事故，而菱形平板試件的尺寸和形狀設計使得試樣的第六階振型在中部產(chǎn)生大變形，最接近真實的工程服役情況。此外，大變形區(qū)域遠離夾持邊，易于觀察和監(jiān)控，可有效避免由于夾持邊所產(chǎn)生的磨損疲勞。

圖2 菱形平板試件與振動實驗

圖3 振動實驗系統(tǒng)工作示意圖

1.2 激光沖擊強化對振動響應特性影響的實驗結果

在試件中部進行激光沖擊強化處理后，對其前端位置施加激振力并開展振動響應特性實驗，通過試件振幅與激振輸出振幅的比（簡稱幅值比）來描述試件的振動特性。通過掃頻得到幅值比-頻率響應曲線，如圖4所示（注：第1和第2階振型的共振頻率很接近）。

激光沖擊強化對各階振型共振頻率的影響如表1所示，對振動幅值比的影響如表2所示?？梢钥吹剑繕苏裥凸舱耥憫l(fā)生了明顯的變化，共振頻率從892.8 Hz降低為819.5 Hz（下降73.3 Hz），振動幅值比從36.63降低至4.458（下降87.84%）。而其他階次的振動特性，除第5階受到一定影響外，并未受到顯著的影響。激光沖擊強化技術會對模態(tài)剛度和模態(tài)阻尼產(chǎn)生影響，起到頻率調整和振動控制的作用。

圖4 未強化與強化試件幅值比-頻率響應曲線

表1 激光沖擊強化對共振頻率的影響

Tab.1 Effect of LSP on resonance frequency

表2 激光沖擊強化對振動幅值比的影響

Tab.2 Effect of LSP on amplitude ratio

2 有限元模擬

2.1 有限元模擬流程

在有限元軟件ABAQUS中分析激光沖擊強化主要運用ABAQUS/Explicit顯式求解模塊，將所得殘余應力場的數(shù)據(jù)通過ABAQUS的重啟動方法作為輸入數(shù)據(jù)，在ABAQUS/Standard隱式求解模塊中進行振動特性分析，如圖5所示。

圖5 有限元模擬流程

2.2 有限元模型

在ABAQUS/CAE中建立2024鋁合金菱形平板試件，厚度為2 mm。選取不同激光光斑直徑、不同激光功率密度、不同沖擊位置、不同光斑形狀進行沖擊，沖擊路徑如圖6所示（從上到下、從左至右沿蛇形路徑依次沖擊，圖中以圓形光斑為例），光斑沖擊次數(shù)為400次，搭接率設為50%。通過VDLOAD子程序進行不同工況的載荷調控，對模型的正反面進行雙面沖擊模擬。對于激光沖擊強化模擬來說，網(wǎng)格劃分采用顯式C3D8R單元，尺寸約為1 mm，厚度方向上靠近沖擊面的網(wǎng)格厚度較小，同時，在模型的邊界設置一層較薄的CIN3D8無限單元，目的是防止應力波傳遞到模型邊界，反彈再次進入模型，擾亂模型內部應力場[13-14]，如圖7所示。顯/隱式分析的約束方式全部與實驗一致，即距端部50.8 mm的區(qū)域設置全約束。模擬將動態(tài)回復分析步長設置為160 μs，可以滿足動態(tài)應力狀態(tài)不再變化、系統(tǒng)內能趨近于零。

圖6 實驗和數(shù)值模擬中采用的光斑沖擊路徑

圖7 含無限單元的有限元模型

采用Lanczos法模擬振動模態(tài)并計算模型前8階振型?？紤]激光沖擊強化形成的梯度納米結構帶來的力學性能變化，將沖擊區(qū)域部分模型在厚度方向上進行分層，對兩側產(chǎn)生表面納米化的部分設置質量密度梯度[15]，具體參數(shù)如表3所示。為模擬激光沖擊強化對試件幅值的影響，進行模態(tài)分析之后，保持約束條件不變，在模型的頂部施加按正弦周期變化、幅值為1000 N的載荷，分析目標振型固有頻率附近的節(jié)點位移變化。

表3 激光沖擊區(qū)域密度參數(shù)的梯度設置

Tab.3 Gradient distribution of density along the LSP depth

2.3 材料本構模型

本文所研究的材料為2024鋁合金。激光沖擊強化的機理為，利用激光誘導產(chǎn)生等離子體沖擊波，從而引發(fā)力學效應，使工件材料產(chǎn)生超高應變率的塑性變形（大于106s–1）[16-17]。在沖擊波傳播方向上，最大彈性應力被定義為雨貢紐極限（Hugoniot Elastic Limit, HEL），當沖擊波的最大壓力超過HEL時，材料將由彈性變形轉變?yōu)樗苄宰冃蝃18]。

根據(jù)激光沖擊的特點，有限元模擬選擇適用于高應變率與瞬時性的Johnson-Cook本構模型。由于激光沖擊強化不考慮溫度效應，因此J-C模型可簡化為[19-20]：

表4 2024鋁合金材料參數(shù)

Tab.4 Material parameters of 2024 aluminum alloy

2.4 沖擊波加載模型

2.5 分析工況

為探究不同激光沖擊強化參數(shù)對2024鋁合金振動特性的影響，模擬設置了不同沖擊位置、不同沖擊光斑形狀、不同沖擊區(qū)域大小以及不同激光功率密度，各工況設置如表5所示。沖擊位置有圖8中的模型上端、中端、右端和下端。光斑形狀選取圖9中的圓形光斑和方形光斑，其中圓形光斑直徑有2.2 mm和3.3 mm兩種，方形光斑邊長為1.95 mm，和2.2 mm圓形光斑面積相同。沖擊波峰值壓力有3308 MPa（激光功率密度約為10.52 GW/cm2）和3699 MPa（激光功率密度約為13.15 GW/cm2）兩種。

表5 數(shù)值模擬激光沖擊強化工藝設置

Tab.5 Different laser shock peening procedures in simulation

圖8 不同沖擊位置設定

圖9 不同光斑形狀設定

圖10 模型前8階振型變形云圖

3 模擬結果與討論

3.1 未經(jīng)激光沖擊強化模型的模擬分析結果

進行模態(tài)分析之后，得到未經(jīng)激光沖擊強化模型的前8階振型的變形云圖（圖10）。由圖10f可見，第6階振型在試件表面的中間部位出現(xiàn)了大變形。圖11為第6階振型在各方向上的變形分布，從圖11c中可見，在表面中間區(qū)域沿垂直葉片方向產(chǎn)生了大變形。

3.2 激光沖擊強化結果

經(jīng)過不施加任何載荷的靜態(tài)回復過程，沿最大殘余壓應力深度方向，各工況下沖擊中部時的殘余應力分布見圖13a，等效塑性應變沿深度的分布見圖13b。殘余壓應力從兩側表面沿深度方向呈先減小后增加的趨勢，但對于方形光斑沖擊的工況來說，其芯部附近并不存在壓應力，全部為拉應力，且拉應力最大值為52.88 MPa。對于2024鋁合金，當激光沖擊功率密度較大時，最大壓應力并不會因使用較大激光功率密度而變得更大，反而會隨著功率密度的增大而減小[26]，使用13.15 GW/cm2的功率密度沖擊得到的最大壓應力要比使用10.52 GW/cm2功率密度沖擊得到的最大壓應力小5.41 MPa。等效塑性應變從兩側沿深度方向逐漸遞減，當使用直徑為3.3 mm的圓形光斑沖擊時，產(chǎn)生的影響層最深，而使用2.2 mm的圓形光斑沖擊時，功率密度的大小并未對其影響層深度造成顯著影響。使用13.15 GW/cm2激光沖擊功率密度得到的表面等效塑性應變最大，達到0.06；方形光斑沖擊的表面最大等效塑性應變最小，其值為0.039。由此可見，功率密度越大，表面的塑性變形越劇烈，若想要使激光沖擊強化對材料更深處產(chǎn)生影響，則應選用圓形光斑并加大其直徑。

圖11 第6階振型各方向變形分布

圖12 不同激光沖擊工藝下殘余應力σx分布云圖

圖13 距離激光沖擊強化表面不同深度的殘余應力σx與等效塑性應變

3.3 激光沖擊強化對振動響應特性影響的參數(shù)分析

在引入不同工況的激光沖擊強化殘余應力場之后，對存在殘余應力的模型進行模態(tài)分析和諧響應分析，得到的各工況第6階振型（目標振型）固有頻率和幅值變化百分比結果如表6所示。其中，工況列中，2.2和3.3代表圓形光斑直徑，C和S分別代表圓形光斑和方形光斑，上、中、右、下代表沖擊位置。

將模擬結果與實驗結果進行對比，使用直徑為2.2 mm的圓形光斑，以10.52 GW/cm2功率密度對模型中部進行沖擊時，實驗得到的試件第6階振型頻率為819.5 Hz，與未強化的試件相比，減小了73.3 Hz，幅值變化為87.84%；模擬得到的強化試件第6階振型頻率為816.91 Hz，與未強化的試件相，比減小了67.40 Hz，幅值變化為62.49%。模擬與實驗結果吻合度較高。

為探究梯度密度結構以及殘余應力分別對模型振動響應特性的改善效果，計算了只在模型中部引入梯度密度結構以及只在模型中部引入2.2 mm的圓形光斑、功率密度為10.52 GW/cm2的激光沖擊殘余應力場這兩個工況。若僅在模型的沖擊區(qū)域中引入梯度密度結構，模型頻率改變了24.85 Hz，幅值變化僅為0.71%。僅存在殘余應力場時，模型頻率改變了64.39 Hz，幅值變化達到61.05%，故殘余應力場的分布情況是改善振動響應特性效果的關鍵。

不同的激光沖擊強化工藝參數(shù)會對模型的振動響應特性帶來不同的影響，對不同位置進行激光沖擊的工況來說，在模型的中部引入殘余應力和梯度密度結構對振動特性的改善效果最好，頻率改變達到67.40 Hz，幅值改變達到62.49%，而在模型的其他位置，沖擊頻率僅改變20 Hz左右，幅值的改變均在35%以下。從第6階振型的變形云圖上看，模型中部變形最大，對該區(qū)域進行激光沖擊可在模型中部引入殘余應力場與梯度密度結構，進而對振動特性有較好的改善效果。在沖擊模型中部時，對于不同光斑大小，搭接率一定時，光斑越大，沖擊區(qū)域越大，振動特性改善效果越明顯。表6中顯示，保持功率密度不變，使用直徑為2.2 mm的圓形光斑對模型中部進行沖擊時，振動頻率改變67.40 Hz，幅值變化62.49%；而使用直徑為3.3 mm的圓形光斑沖擊時，頻率改變118.87 Hz，幅值改變94.37%。較大的光斑尺寸增加了激光沖擊的作用面積，且使塑性影響層更深，模型的更多部分受到激光沖擊強化帶來的影響，因此振動特性改善更明顯。雖然方形光斑的改善效果也十分出眾，其頻率改變了65.73 Hz，幅值變化達到了57.35%，但與相同位置和功率密度的圓形光斑相比，改善效果略顯遜色，故選用圓形光斑對振動特性進行改善。當使用更大的激光沖擊功率密度（13.15 GW/cm2）時，頻率改變了73.49 Hz，振幅改變了68.59%，較使用10.52 GW/cm2的工況，振動響應特性的改善效果較好。這是由于較大激光沖擊功率密度帶來了更大的表面納米化程度，這些都會使振動響應特性得到更好的改善。

表6 各工況第6階振型振動特性分析結果

Tab.6 The vibration analysis results of the sixth mode in various working conditions

4 結論

本文對2024鋁合金材料進行了激光沖擊強化和振動實驗，并采用有限元模擬了強化模型的振動特性，主要得出以下結論：

1）本文分析的菱形平板試件第6階振型產(chǎn)生的大變形區(qū)域位于試件中部，遠離夾持端。

2）激光沖擊強化菱形平板試件的殘余壓應力場并不是均勻分布在表面，而是只存在于沖擊區(qū)域，其他區(qū)域為拉應力，其中最大殘余壓應力達273.5 MPa。

3）激光沖擊強化工藝會對模型的振動特性產(chǎn)生顯著影響，在目標振型最大應力所在的區(qū)域進行激光沖擊強化能夠最大程度地改善葉片的振動特性。

4）針對菱形平板試件，在模型中部采用較大的圓形光斑并在合理范圍內加載較大激光功率密度，能夠使葉片的第6階目標振型產(chǎn)生最佳的改善效果。

[1] 陶春虎. 航空發(fā)動機轉動部件的失效與預防[M]. 北京: 國防工業(yè)出版社, 2000.

TAO Chun-hu. Failure analysis and prevention for rotor in aero-engine[M]. Beijing: National Defense Industry Press, 2000.

[2] SRINIVASAN A V. Flutter and Resonant Vibration Characteristics of Engine Blades[J]. Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 1997, 119(4): 742-775.

[3] 宋兆泓. 航空發(fā)動機典型故障分析[M]. 北京: 北京航空航天大學出版社, 1993.

SONG Zhao-hong. Typical Failure Analysis of Aero- engine[M]. Beijing: Beijing University of Aeronautics & Astronautics Press, 1993.

[4] HILL M, DEWALD A T, DEMMA A G, et al. Laser Peening Technology[J]. Advanced Materials and Processes, 2003, 161(8): 65-67.

[5] ZHAO Jian-feng, PAN Xin-lei, LI Jian, et al. Laser Shock Peened Ti-6Al-4V Alloy: Experiments and Modeling[J]. International Journal of Mechanical Sciences, 2022, 213: 106874.

[6] FANG Y W, LI Y H, HE W F, et al. Effects of Laser Shock Processing with Different Parameters and Ways on Residual Stresses Fields of a TC4 Alloy Blade[J]. Materials Science and Engineering: A, 2013, 559: 683-692.

[7] SEE D W, DULANEY J L, CLAUER A H, et al. The Air Force Manufacturing Technology Laser Peening Initiative[J]. Surface Engineering, 2002, 18(1): 32-36.

[8] WITEK L. Crack Growth Simulation in the Compressor Blade Subjected to Vibration Using Boundary Element Method[J]. Key Engineering Materials, 2014, 598: 261-268.

[9] 何衛(wèi)鋒, 李應紅, 李啟鵬, 等. 渦輪葉片榫槽部位激光沖擊強化試驗研究[J]. 中國激光, 2010, 37(7): 1898-1902.

HE Wei-feng, LI Ying-hong, LI Qi-peng, et al. Experimental Research on Laser Shock Peening of Ni-based Superalloy[J]. Chinese Journal of Lasers, 2010, 37(7): 1898-1902.

[10] 何衛(wèi)鋒, 李應紅, 聶祥樊, 等. 激光沖擊葉片榫頭變形控制與疲勞試驗[J]. 航空學報, 2014, 35(7): 2041-2048.

HE Wei-feng, LI Ying-hong, NIE Xiang-fan, et al. Defor-mation Control and Fatigue Test of Blade Tenon by Laser Shock Peening[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2014, 35(7): 2041-2048.

[11] 鄒世坤, 曹子文, 楊賀來. 激光沖擊處理發(fā)動機葉片的固有頻率測試[J]. 中國機械工程, 2010, 21(6): 648-651.

ZOU Shi-kun, CAO Zi-wen, YANG He-lai. Natural Frequency Test of Turbine Blades in Laser Shock Processing[J]. China Mechanical Engineering, 2010, 21(6): 648-651.

[12] GEORGE T J, SEIDT J, HERMAN SHEN M H, et al. Development of a Novel Vibration-based Fatigue Testing Methodology[J]. International Journal of Fatigue, 2004, 26(5): 477-486.

[13] 蔣聰盈, 黃露, 王婧辰, 等. TC4鈦合金激光沖擊強化與噴丸強化的殘余應力模擬分析[J]. 表面技術, 2016, 45(4): 5-9.

JIANG Cong-ying, HUANG Lu, WANG Jing-chen, et al. Simulation Analysis of the Residual Stress Field of TC4 Ti Alloy under Laser Shock Peening and Shot Peening[J]. Surface Technology, 2016, 45(4): 5-9.

[14] 姬廣禎, 張永康, 張顯程, 等. 以ABAQUS為平臺的激光沖擊數(shù)值仿真[J]. 現(xiàn)代制造工程, 2009(5): 17-20.

JI Guang-zhen, ZHANG Yong-kang, ZHANG Xian-cheng, et al. Simulation of Laser Shock Based on ABAQUS[J]. Modern Manufacturing Engineering, 2009(5): 17-20.

[15] FU Pei-lin, YUAN Jiang-hong, ZHANG Xu, et al. Forced Vibration Analysis of Blade after Selective Laser Shock Processing Based on Timoshenko’s Beam Theory[J]. Composite Structures, 2020, 243: 112249.

[16] 孫博宇, 喬紅超, 陸瑩, 等. TC17鈦合金激光沖擊溫強化的數(shù)值模擬研究[J]. 表面技術, 2018, 47(3): 1-6.

SUN Bo-yu, QIAO Hong-chao, LU Ying, et al. Numerical Simulation of TC17 Titanium Alloy Strengthened by Warm Laser Shock[J]. Surface Technology, 2018, 47(3): 1-6.

[17] 鄧維維. 激光沖擊波誘導TC4鈦合金表面梯度結構及抗疲勞性能研究[D]. 鎮(zhèn)江: 江蘇大學, 2018.

DENG Wei-wei. Surface Gradient Structure of TC4 Titanium Alloy Induced by Laser Shock Wave and Investigation on Fatigue Resistance Property[D]. Zhenjiang: Jiangsu University, 2018.

[18] 倪敏雄, 周建忠, 楊超君, 等. 基于ABAQUS的激光沖擊波誘導殘余應力場的有限元模擬[J]. 中國激光, 2007, 34(s1): 106-111.

NI Min-xiong, ZHOU Jian-zhong, YANG Chao-jun, et al. FEM Simulation of Residual Stress Field Induced by Laser Shock Wave Based on ABAQUS [J]. Chinese Journal of Lasers, 2007, 34(s1): 106-111.

[19] 茍磊, 馬玉娥, 杜永. 多點連續(xù)動態(tài)激光沖擊強化殘余應力場數(shù)值分析[J]. 航空動力學報, 2019, 34(12): 2738-2744.

GOU Lei, MA Yue, DU Yong. Continuous Dynamic Numerical Analysis of Residual Stress Field under Multi- Point Laser Shock Peening[J]. Journal of Aerospace Power, 2019, 34(12): 2738-2744.

[20] 李玉杰, 陳東林, 熊竻琦, 等. TC4鈦合金板材激光沖擊強化動態(tài)應力波傳播特性的數(shù)值模擬與實驗[J]. 塑性工程學報, 2011, 18(4): 79-84.

LI Yu-jie, CHEN Dong-lin, XIONG Le-qi, et al. Numerical Simulation and Experimental Investigation on the Transient Transmission of Stress Wave of TC4 Material during Laser Shock Processing[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2011, 18(4): 79-84.

[21] 張興權, 張永康, 顧永玉, 等. 激光沖擊強化2024-T3鋁合金的數(shù)值模擬與試驗[J]. 農(nóng)業(yè)機械學報, 2007, 38(12): 181-184.

ZHANG Xing-quan, ZHANG Yong-kang, GU Yong-yu, et al. Numerical Simulation and Experimental Investigation on Laser Shock Processing[J]. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery, 2007, 38(12): 181-184.

[22] 王建強, 周蘇楓, 馬君峰, 等. 飛機典型金屬材料振動疲勞歷程中模態(tài)阻尼比獲取方法研究[J]. 實驗力學, 2018, 33(2): 318-324.

WANG Jian-qiang, ZHOU Su-feng, MA Jun-feng, et al. On the Method of Modal Damping Ratio Acquisition of Aviation Typical Metallic Material in Vibration Fatigue Process[J]. Journal of Experimental Mechanics, 2018, 33(2): 318-324.

[23] FABBRO R, FOURNIER J, BALLARD P, et al. Physical Study of Laser-produced Plasma in Confined Geometry[J]. Journal of Applied Physics, 1990, 68(2): 775-784.

[24] 王學德, 李啟鵬, 周鑫, 等. 激光沖擊強化提高TC4葉片振動疲勞性能[J]. 中國表面工程, 2012, 25(2): 75-80.

WANG Xue-de, LI Qi-peng, ZHOU Xin, et al. Improvement of Vibration Fatigue Performance on LSP Processed TC4 Blade[J]. China Surface Engineering, 2012, 25(2): 75-80.

[25] 喬紅超, 胡憲亮, 趙吉賓, 等. 激光沖擊強化的影響參數(shù)與發(fā)展應用[J]. 表面技術, 2019, 48(12): 1-9.

QIAO Hong-chao, HU Xian-liang, ZHAO Ji-bin, et al. Influence Parameters and Development Application of Laser Shock Processing[J]. Surface Technology, 2019, 48(12): 1-9.

[26] 余天宇, 戴峰澤, 張永康, 等. 平頂光束激光沖擊2024鋁合金誘導殘余應力場的模擬與實驗[J]. 中國激光, 2012, 39(10): 31-37.

YU Tian-yu, DAI Feng-ze, ZHANG Yong-kang, et al. Simulation and Experimental Study on Residual Stress Field of 2024 Aluminum Alloy Induced by Flat-Top Laser Beam[J]. Chinese Journal of Lasers, 2012, 39(10): 31-37.

Effect of Selective Laser Shock Peening on Vibration Response of 2024 Aluminum Alloy Blade

1,2,1,1,1

(1.School of Mechanics and Aerospace Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 611756, China; 2.Science and Technology on Plasma Dynamics Laboratory, Air Force Engineering University, Xi’an 710038, China)

This work aims to investigate the influence of laser shock peening on the vibration performance of the 2024 aluminum alloy blade and to find the optimal shock parameters. The Johnson-Cook model was used to simulate the selective laser shock peening process. The residual stress field and gradient density generated in the laser shock peening process of 2024 aluminum alloy were imported into the finite element simulation to analyze the vibration response. The effect of laser shock peening on the vibration characteristics was quantified, and the influence of laser shock parameters on the vibration response was studied. The residual compressive stress field generated by laser shock peening is distributed in a nonuniform way on the surface that it only exists in the impact area, while the residual tensile stress exists in the regions out of the impact area. The maximum residual compressive stress is 273.5 MPa. Selecting the sixth vibration mode as the target mode, the finite element simulation matches the vibration test well at the same laser shock peening condition. The contribution of the residual stress is larger than gradient mass density on the change of the frequency and amplitude of the sixth vibration mode. By manipulating the laser shock peening parameters, the most significant improvement of vibration characteristics can be obtained when a larger circular laser spot with larger peak pressure is applied in the middle of the model; the most appropriate laser shock peening parameters can reduce the frequency of vibration by 118.87 Hz, the amplitude can be reduced by 94.37%.

2024 aluminum alloy; laser shock peening; vibration performance; residual stress field; gradient density structure

2021-09-02；

2021-11-03

WU Zheng-hao (1996—), Male, Master, Research focus: finite element simulation on laser shock peening.

張旭（1985—），男，博士，教授，主要研究方向為多尺度材料力學。

Corresponding author：ZHANG Xu (1985—), Male, Doctor, Professor, Research focus: multiscale modeling of materials.

吳鄭浩, 周留成, 張波, 等. 激光沖擊選區(qū)強化對2024鋁合金葉片振動響應特性的影響[J]. 表面技術, 2022, 51(1): 348-357.

TG166

A

1001-3660(2022)01-0348-10

10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2022.01.038

2021-09-02；

2021-11-03

國家自然科學基金（11872321，11672251）；國防科技重點實驗室基金項目（614220205011802，6142202190203）

Fund：Supported by the National Natural Science Foundation of China (11872321, 11672251) and Key Laboratory of National Defense Science and Technology (614220205011802, 6142202190203)

吳鄭浩（1996—），男，碩士研究生，主要研究方向為激光沖擊強化有限元模擬。

WU Zheng-hao, ZHOU Liu-cheng, ZHANG Bo, et al. Effect of Selective Laser Shock Peening on Vibration Response of 2024 Aluminum Alloy Blade[J]. Surface Technology, 2022, 51(1): 348-357.