曲柄板的立轴回转分度钻床夹具设计含CAD图
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附录一数值模拟和实验的微尺度激光鼓膜成形郑超,孙胜,季中,王伟,刘静液-固相的构造演化和加工材料重点实验室(MOE),,山东大学材料科学与工程学院中国济南市 250061 金石路 17923。文章意指 文章历史:收到日期 2010 年 5 月 8 日2010 年 8 月 21 日在修订的形式收到2010 年 8 月 27 日接受2010 年 9 月 7 日在线提供关键词:微尺度激光成形激光冲击波塑性变形高应变率过程 形成机制摘要微尺度激光隆起形成是使用高应变率微规模成形技术,采用一束冲击激光脉冲引起的波压力使薄金属三维配置变形。这个过程是承诺快速设置、控制、效率和精度高的制造复杂小型设备。在这篇文章中,使用数值和实验方法对微尺度激光隆起形成纯铜进行了调查。提出了一种有限元模型来模拟的震惊的动态变形材料,仿真结果验证了实验。与验证模型,瞬态成形过程的变形机理通过等效塑性应变的演变特征速度和压力的分布和残余应力。此外,激光能量的影响,模具直径和样品厚度形成铜薄片的行为进行了研究。实验和数值模拟的结果显示样品厚度的增加,变形深度减少,激光能量的增强而变得更大。冲击成形过程不是很敏感的模直径,表明它对尺寸范围广的微产品是可行的。2010 爱思唯尔有限公司保留所有权利。1. 简介近年来,激光诱导的冲击波在应用金属成形已经吸引了越来越多的关注 1 6 。本文介绍了一种激光成形命名为微尺度激光膨胀起形,微尺度激光冲击锤击与激光的优势是热成形和高应变率形成相结合的有利影响。微尺度激光膨胀成形是一种非热能的激光弯曲成形方法,使用高强度激光照射诱导激波压力。由于激光可以提供出色的灵活性,可重复性好,效率和精度高,制造复杂的小型设备的过程有潜力,尤其是传统微冲压是不可利用的。一般来说,微尺度激光膨胀形成激光发生脉冲在纳秒的水平。这种瞬态变形过程是难以捕捉的原位测量。为了更好地了解微尺度激光隆起的形成机理形成和工艺参数的影响对冲击过程中金属的变形行为,一个组合数值和实验调查是很有效的。范以及其他人。7采用实验和数值方法研究铜在激光诱导微弯曲过程中的条纹。数值结果进一步分析探讨了在波-固交互的过程获得一个改进的理解。王等。8数值和实验研究激光能量的影响在微观变形机制激光锤头形成规模, 凸和凹面之间的关系,样品表面的残余应力分布也被探索。王等。9进一步研究在微观尺度的各向异性响应单晶铝激光锤头成型,使用塑性晶体有限元素方法和模拟与实验结果进行比较。奥卡那等。(10、11)研究了激光微弯曲不锈钢条通过数值模拟和实验,讨论了工艺参数对弯曲角的影响。高等。12 通过一系列的实验以及模拟知道变形特征微尺度激光动态形成过程和调查关键参数对材料变形行为的影响。事实证明数值和实验相结合揭示了进行激光冲击金属的变形行为是一个有益方式。在本文中,微尺度激光凸起采用数值模拟和实验的方法对纯铜成形进行了研究,。一个显式/隐式有限元分析模型模拟在冲击材料的塑性变形过程。法布罗模型是用来预测激光诱导冲击波压力的。约翰逊库克模型是用来估计材料的流动行为,考虑应变率效果。对这种瞬态变形的形成机制过程进行了详细的论述。研究激光能量,模具直径和试样厚度对变形的影响,并对模拟结果进行了一系列验证实验。2. 微尺度激光成形机制微尺度激光成形能力源于冲击波对于金属片的驱动能力,在高功率激光脉冲的塑性变形。通常情况下,电源一个激光脉冲密度超过 1 千瓦/平方厘米,激光脉冲时间范围是 10100 ns。样品表面对激光辐照预涂有吸收涂层,然后覆盖一个约束层,如图 1 所示。吸收剂涂层吸收激光能量汽化形成等离子体前比金属块更早,从而保护靶面激光消融和融化。通常是黑漆作为吸收剂涂层,由于对能量吸收的高效率和低成本。限制层限制等离子体快速远离目标的表面,导致在与露天条件相比有较大的压力 13 。水或石英玻璃通常是作为约束层。而目标由具有足够强度的激光脉冲照射,吸收涂层瞬间蒸发,形成高温、高压等离子体。在覆盖高振幅压力范围内扩大等离子体,随后冲击波压力会传播到金属目标。如果冲击波的峰值压力超过于戈尼奥弹性金属的极限(HEL),塑性变形发生和金属膨胀对模具型腔有非常高的应变率(10 6 -10 7/s)。因为激光材料相互作用时间短,在单束激光脉冲下扩散的能量被限制在几个微米间,这是小于吸收性涂层的厚度 14 。因此,微尺度激光成形是一种非热成形技术,和冲击波利用塑性变形是有关的。3. 数值模拟3.1 分析程序当激光脉冲照射金属靶,引起的冲击传播到目标上,如果冲击波压力超过材料的动态屈服强度使金属片发生塑性变形。由于压力脉冲持续时间很短,冲击载荷是非常严重的,材料会进行快速的变化,由于冲击波的相互作用需要更长的时间成为稳定。它证明了的动态分析与静态分析组合在仿真中可以捕捉到的材料的在微尺度激光冲击成形过程中整个关系,展示的显式和隐式算法,分别为7,8,10,11 。商业有限元素软件模拟法实现模拟微尺度激光成形。仿真是由两个步骤组成。一个明确的动态瞬态分析得到动态有关的材料。中心差不同时间积分方法被用来解决冲击系统的非线性运动方程。通常情况下,明确的解决方案是运行两个数量级脉冲持续时间较长的压力脉冲,为了确保都发生塑性变形15。后动态分析完成后,现场的信息包括应变,位移和应力将被引入马克再次进行静态分析。最终,在稳定的回弹变形和残余应力场得到了平衡。一个马克金属提供强大的前、后处理功能模型数值分析系统的计算结果和评论。微尺度激光成形过程的分析如图 2 所示。3.2 冲击载荷分析冲击波压力模型遵循法布罗的模型,这已被广泛采用,当激光的大小梁是在毫米范围内的 13 。这是因为在这项研究中,范围约 1 毫米激光光斑的大小是有关联的。该模型假定该激光照射均匀,冲击波的传播在这两个约束层和金属靶是维。冲击波压力 P(t)和等离子厚度 L(t)可以被计算作为时间的函数,t,由下面的关系:在 AP(t),I(T)和一个吸收系数,激光功率强度和致力于内部能量的分数热能,分别;Z=2 /(1 / Z 1 + 1 / Z 2)是冲击波阻抗,其中 Z 1 和 Z 2的金属目标阻抗的约束层的阻抗。在目前的研究中,一个是 0.1;纯铜的阻抗是3.83*公斤/米 2 和石英玻璃的阻抗是 1.31 公斤/平方米,每秒的峰值压力从上述模型得到的范围 3.765.31 千 Pa,对应千克的 2.324.63 W / 平方米激光功率密度。考虑到狭窄的压力脉冲的持续时间引起的激光冲击,冲击波的时间演化压力被建模为在模拟一个三角形的斜坡 16 。如图 3(a),冲击波压力线性上升到在11 ns 的峰值,然后在接下来的的 22 ns 时间内线性衰减为零。光斑表面激光束的侧面在空间分布是不均匀的,冲击波压力服从高斯分布, 之后工作由张和姚负责 17 。空间均匀的冲击波压力,P(t),涉及在空间上不均匀的冲击波压力 P(R,T)是其中 R 是从激光束的中心的径向距离;R 0 是该点的半径(R 0=0.5 毫米在目前的研究中)。在激光冲击波压力的空间分布点是在图 3(b)。图 3。时间的冲击波压力分布和空间:(一)用于模拟压力的时间变化和空间分布(B)模拟压力(激光脉冲能量 400 毫焦;激光光斑直径 1 毫米)。3.3 。结构模型其中是动态屈服强度;是应变;是应变率和参考应变率(=1/s)。A,B,约翰逊和库克首先提出的结构模型适用于大应变、高应变率,高温度的材料 18 。该模型已被广泛用于高应变率的金属8,10,12,19。在一个单一的激光冲击过程中,只有吸收涂层的蒸发,保护金属目标热效应的影响。因此,该温度的影响可以在微尺度激光凸起可以忽略不计。一个简化的约翰逊库克模型可以表示为C 和 N 是材料常数。纯铜,A=90 兆帕,B=292 兆帕,C=0.025、n=0.31 18 。应变率的影响铜的流动应力曲线如图 4 所示:根据约翰逊库克简化模型。图 4 速率对纯铜的屈服强度的影响。3.4 有限元素建模在仿真中,一个轴对称变形状态假定由于模孔形状为圆形,则金属也会成为一个圆形光斑。为了准确地捕捉由激光冲击诱导的机械作用,有必要的对影响区域足够的网格密度充分了解 20 。在轴向方向上的网格是一个大小为 5 微米常数,这比 0.5 微米的光斑半径还小。分析在四边形轴对称环的元素中使用情况。金属片被假定为各向同性和采用米塞斯准则。纯铜箔以 30 和 50 微米为每层计算厚度。模具的直径范围在 1.2-2.0 毫米。严格的处理作为刚体的支撑物与成型模。在模孔的目标部分不是限制的而是可自由变形得,而其余的材料则是模孔被用在适当位置,因为它是由支撑台夹紧的。相应的实验中采用激光束是半径为0.5 毫米的激光冲击区域,在整个模拟中一直被保持。图 5 显示了微尺度激光凸起建立的有限元模型形成。图 5.有限元模型对微尺度激光形成凸起4. 实验条件Q 开关钕:钇铝石榴石(YAG)激光与波长为 1064 nm 的被用于实验。该脉冲时间是 11 ns 的激光束的直径是 1 毫米。该激光脉冲传导到目标是通过一系列的反射镜和 100 毫米的长的焦点聚焦而成。黑漆薄的层(约 60 微米厚)是作为样品顶部表面的吸收层。足够茂密的保护金属片在单束激光过程中热效应的影响。1 毫米厚的石英玻璃是放置在样品上作为限制覆盖,通过支撑物夹紧样品。纲要的示意图:微尺度激光成形实验装置如在图 6 中。微型模具通过直径 1.22 毫米的孔激光成形制造。研究成形厚度的影响, 有 30 和 50 微米厚的纯铜箔可供选择。铜是常用的微电子机械系统(MEMS)组件,因为它具有良好的塑性,韧性和耐腐蚀。无水酒精来清洁样品表面。冲击处理后,剩余的黑色颜料处于丙酮溶液中。奥林巴斯 SZX12 光学显微镜和 OLS4000 技术三维测量激光显微镜观察和测量的实验结果。图 6。对微尺度激光凸起的实验装置示意图形成。5. 结果与讨论5.1 仿真模型的验证在图 7 中,与数值模拟的比较实验测量显示。杯形试样冲击处理后得到。材料是 30 毫米厚的纯铜。图 7。模拟结果与 30 m m 铜样品测量结果的比较:(一)几何变形成形的数值模型预测和(B)3D 几何特征的测量激光显微镜(单脉冲;激光脉冲能量 400 mJ 和模孔直径 1.2 毫米)。每个样品由单脉冲能量微 400 毫焦的脉冲激光冲击。模孔直径 1.2 毫米。可以看出,样品可以完成良好的几何形状,在微尺度激光成形显示良好的塑性变形。最大变形深度的中心是 158 微米的模拟,这是相当接近的物理标本(平均 159 微米)。图 8 显示了 50 微米厚样品在显微照片中的成形。冲击处理后,剩余的黑涂料是由丙酮解决,采用无水乙醇溶液清洁样品表面。可见,该表面不显示熔化或消融,旋转痕迹仍然不可改变,表明没有激光在表面照射。图 9 显示进一步根据最大杯形深度的模拟与实验的比较。如图 9(a),模拟剖面一般同意 50 毫米的厚度试样作为实验结果,与 30 微米的情况样品有些差异。一种解释是,在激光微成形仿真,分析冲击波压力模型如法布罗的模型, 已成功地用于激光喷丸强化过程的数值模拟。然而,激光冲击强化过程中,金属目标塑性变形量总是很小,而塑性变形在微尺度激光成形是相当大的,特别是当一种高强度的激光脉冲对很薄的金属片的影响。在这种情况下,金属靶产生严重的塑性变形一个杯形的凸起。比较之前的激光冲击,在有界限的传播下会相互呼影响从而发生改变。因此,在法布罗的模型可能需要一些改进,为了更好地描述激光诱导冲击波在微米级的塑性变形的情况下的压力水平的分布。此外,可以发现样品的形状不光滑,但是 30 微米中心的尖锐点情况遵从实验结果。这是因为在微型激光成形,金属目标进行用高斯空间分布激光脉冲。在样品的中心(在y=0 毫米)部分由最高的冲击波压力在任何时刻施加,和产生最大变形深度。相同的冲击条件下深度增加当样品的厚度变小。大塑性变形发生在这个区域,该材料是在径向和切向方向都有好的延长。随着激光强度的提高,中心的变形增加和接近某一极限深度。超过这一极限,断裂将发生在这区,由于变形量达到。因此, 为了获得样品的一个光滑的形状,应使用激光能量不太高的非常薄的金属片。预测图 9 变形深度(B)是按照测量(92:99 微米 50 毫米样本 158:159 微米和 30 微米的样品)。结果表明,杯深度减少样品厚度的增加。由于这样的事实,更多的激光能量要求达到相同的变形要随着样品厚度的增加量。根据结果图 7,9 该数值模型可以用来理解微尺度激光成形机理和成形,研究了不同工艺参数对其的影响金属的变形行为。图 8:样品在显微图片中的显示情况(a)般形成于样品表面的样本的视图和局部视图(B)区在 放大区域(样品度 50 m;400 兆焦耳激光脉冲能量和凹模直径 1.2 毫米)。图 9。数值模拟与实验谱的比较(一)和最大变形深度(B)30 和 50 微米的铜样品(单脉冲;脉冲激光能量 400 毫焦和模孔的直径 1.2 毫米)。5.2 形成机制的进一步研究5.2.1 应变率对微尺度激光成形图 10 显示了进化的等效塑性应变率在样品的顶部和底部点沿冲击的中心线。在顶面中心点(x,y)=(0,0)。很明显,变形过程可以分为三个阶段。在第一个 33 ns,持续时间内对应的冲击波压力,等效塑性应变率达到高峰。点(0,0)的 30 微米样本最大应变率为 5.2*106/秒。结果少于的高等人所做的实验结果。一个较短的激光脉冲宽度为 5 ns,是用他们的工作 12 。插图显示在 033 ns 明确的描述等价的塑性应变率。可以发现,塑料变形在试样上表面开始,因为这区域由激光冲击的直接影响。当产生应力超过材料的动态屈服强度,金属薄板的表面首先对模腔膨胀到顶部。因为在给定的冲击波的峰值压力条件(5.31 GPa) 远远超出了最初的屈服强度研究材料,对塑性变形没有明显的延迟。塑性变形发生在样品的底面是由于用于延迟传播的冲击波通过薄片的厚度金属的时间。冲击波压力传播时间和产生深度塑性变形与样品的厚度有关。在这项研究中,发现对冲击波压力波传播的时间,通过厚度的塑性变形,30 微米厚样品需要 5ns,而对于 50 微米样品时间增加至 10 ns。图 10。进化的等效塑性应变率。插图显示变化等效塑性应变率在第一个 33 ns 的激光脉冲(单脉冲;能量 400 mJ 和模孔直径 1.2 毫米)。从第三十三到第一百八十纳秒,箔的样品的继续下沉,到达模腔中的残余冲击波压力和惯性。惯性影响可以提高高能率成形限制极限,不同于金属在准静态成形工艺。人们已经发现,这种现象与样本颈部在惯性力稳定的发展是有关的 21 。因此,成形性铜箔的样品可以很好的改进可以得到更好的塑性变形。等效塑性应变率的变化和衰减,在这个阶段中,由于冲击波反映和以复杂的方式互动金属片。经过 180 ns,等效塑性应变率弱化其高原。5.2.2 应变分布图 11 显示了一个典型的轴向和径向的塑性应变数值结果。纯铜激光凸起成形,总应变由弹性和塑性应变的总和表示,塑性应变占主导地位。一般来说,可以发现,塑性应变是轴向压缩和径向拉伸。这是可以理解的因为表金属在高幅度冲击冲击波压力压缩下进入模腔,而材料数量在人为流量的限制,导致在径向伸长。可以考虑到塑性变形的两个重要区域有变化。一是区域的边缘激光光斑。根据式(3),在冲击波压力激光光斑的边缘仍然很高,不同于在冲击中心。因此, 下面的材料激光光斑边缘进行剪切开始,然后移向没有冲击的其周边地区的激光光斑,这导致在这个区域变细。由于在这一地区的物质流动,激光光斑边缘附近的薄样品它创建了一个明显的梯度的塑性应变。B 区位于模具入口附近。由于该支架的约束,在 B 区的材料经过弯曲和拉伸,但仍然在给定的冲击条件下是没有失败。图 11。径向与轴向塑性应变的冲击脉冲的典型分布(样品厚度为 30 m m;激光脉冲能量 400 mJ 和模孔直径 1.2 毫米)。5.2.3 残余应力的分布当冲击波压力在薄样品内传播,轴向压缩应力变形的材料。材料向下扩展迅速和进行惯性变形。在冲击波分散,塑料变形仍然得到残余应力。图 12(a)和(b)显示残余应力在脉冲能量水平 E=400 毫焦耳的单脉冲的典型分布。样品是30 微米厚。径向残余应力,特别是,在微尺度激光成形中是很重要的,因为它是与试样的疲劳性能有关的。残余应力的分布,在顶部和底部的 30 和 50 微米的样品显示在图 12(c)表面。这是显然,两厚度的样品具有相同的残余应力的分布模式。在激光束下,顶面主要是拉应力,而在底侧是压缩力。然而,在激光光斑边缘的材料与激光光斑边缘和模具入口之间的区域是一个复杂的残余应力状态。应力集中发生模具入口,附近由于材料的限制由支架的塑性流动。此外, 可以注意到图 12(c),残余压应力最大值是在底面而不出现在冲击中心。这一现象也提出了材料在激光冲击处理过程会有圆形光斑。剩余中心压力下降可能归因于同时聚焦的径向波影响的中心地带来自激光震惊的边缘区域15,22,23 。图 12(d)残余应力分布在 30 和 50 微米样品深度方向的对称轴。它应该指出的是,X=0 代表事件的中心激光束,在对称轴穿过。铜的两种不同厚度的样品, 径向残余应力,yy,表现在深度方向具有相同的趋势。虽然在顶面有拉伸应力, 它是压应力逐渐减少的开关,随着顶部距离的增加。在样品的底部,它接近最大残余压应力,对于-30 兆帕对应 30 微米样品和-70 兆帕对应 50 微米样品。研究表明,当样品的厚度从 30 增加到 50 毫米压缩残余应力的大小yy 是增强的。同样的趋势也出现在双面激光喷丸强化钛合金薄片 24 。然而,相比yy,径向残余应力,轴向残余应力,是,是通过压缩样品的厚度。5.2.4 样品厚度的变化图 12。冲击脉冲后的残余应力的典型分布:(一)轴向残余应力,是,(b)径向残余应力, 的,(C)的残余应力,分布在,顶部和底部的 30 和 50 m 的样品和表面(D)分布残余应力在 30 和 50 m 的深度方向的对称轴样品(激光脉冲能量 400 毫焦和模孔直径 1.2 毫米)。图 13 显示了预测样品的微尺度激光凸起形成后由于厚度分布的形成。可以看出两厚度的样品都是在轴向压缩激光影响区内的方向。在这个地区,厚度示例达 50 微米的最初主要是减少了 1- 4.9 微米, 30 微米样品减少 1.2 -5.2 微米。样品中有两颈缩区:一是在激光光斑边缘和其他模具入口。然而,最薄区域对样品的厚度位置是不同的。最小厚度为 45.1 m 的旁边 T=40 毫米激光光斑边缘,虽然这是 24.8 微米的地方有点远离激光光斑边缘 T=30 微米.,发现形成的样品厚度达到最大值 t=50 对应 54.2 微米,t=30 对应 32.8 微米。5.3.激光能量对变形行为的影响在图 14 中,在实验和数值模拟不同的激光能量对 30 和 50 微米铜样品产生的结果。200,300 和 400 MJ 激光能量是用在研究。根据实验和数值模拟结果, 值得注意的是,变形深度随着激光能量的增加几乎呈线性增长。这是因为较高的激光能量导致该吸收涂层更有效和更大的消融可产生等离子体。因此,模孔材料在冲击波压力引起的更强大和更有能量的等离子体是可用的。显然,较高的激光能量下的样品得到了较大幅度的变形。这是可以理解的,有一个适度的范围内的激光能产生足够的塑性变形而不破坏的微尺度激光成形。如果激光能量低于阈值,产生的冲击波压力太小很难实现显著的塑性变形。另一方面,该激光能量不能太高,因为太多的脉冲能量会对样品中的铝产生的热效应。当激光能量足够高,应用到一个非常薄的金属片,它可能导致穿孔 25 。图 13。预测在激光凸起形成的样品的厚度分布形成(单脉冲;激光脉冲能量 400 毫焦和模孔直径 1.2 毫米)。图 14。的实验和数值的比较 30 和 50 杯的高度,m m 铜样品的激光单脉冲能量(与不同的直径和模具 1.2 毫米)。5.4 模具的直径对变形行为的影响研究不同尺寸的零件激光成形微观的可行性,在人造直径系列模具 1.2-2.0 毫米范围。比较之间的测得的变形深度和数值结果图 15 所示(一)。在 1.2, 1.4,1.6 和 2.0 毫米直径下,采用实验和数值计算结果表明,在给定的冲击条件下杯子的高度是恒定的。我们可以得出这样的结论:冲击成形过程模具的直径不是非常敏感。该数值也可以代表成杯口模具直径高度的比率,命名为纵横比。图 15(b)中所示的纵横比是最高的, 1.2 毫米样品的模具随着模具直径的增大而降低。同样的趋势也介绍了 50 毫米厚箔在激光诱导的拉伸成形与实验 26 。这种现象,事实上可以归因到较小的模具冲击波压力测量装置,将限制在狭窄的空间,影响较小模具型腔的表面。因此,完成更大的变形要求具有更大的能量。图 15.的实验和数值的比较研究方面的高度(a)和杯比(B)的 30 和 50 微米的样品与不同的直径铜模具单脉冲和激光脉冲能量为 400 兆焦耳)。6. 结论在这篇文章中,纯铜管微尺度激光膨胀成型使用实验和数值研究方法。在有限元模型中,对已建的薄金属片的瞬态行为的冲击的过程进行模拟变形。为验证该模型的实验结果,观察杯谱的变化。模型的验证,激光成形是以等加速性应变率的演化,弹力分布和残余应力为特征的。对激光能量的影响,和模具直径变形的样品的厚度的深度已被研究。得到了以下的结果:(1) 微尺度激光可以用于铜箔塑性挤胀成型和高速成形过程可以得到良好的几何质量。(2) 给出了激光能量的特异性,容易出现在两个吻合地区:一个在激光点, 另一个在边缘模具的入口附近,这限制了塑料的发展变形。(3) 激光后胀成形过程,压缩残余压力仍在样本的底部表面,而有害的拉伸残余应力场发生在板面上。最佳性能的形成以达到优化的工艺参数是必要的。(4) 变形深度与激光能量成正比,但是随着样品厚度的增加而减少。(5) 微尺度激光微胀成型制品是可行的在与 1.22.0 毫米直径。感谢书对这工作的支持由美国国家自然科学中国的基金会(号码:50775131 和50875154),自然山东省自然科学基金(No. Y2007Y55)和科学研究的基础上, 为归国华侨学者,国家教育部。参考文献【1】F. 富勒森,H. 尼霍夫,Z.胡。在微成形技术的现状,Int. 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The process holds promise for fast setup, well-controlled, high efficiency and precision of fabrication of complex miniaturized devices. In this paper, micro scale laser bulge forming of pure copper was investigated using both numerical and experimental methods. A finite element model was proposed tosimulate the dynamic deformation of the shocked material, and the simulation results were validated by experiments. With the verified model, the deformation mechanism of the transient forming process was characterized through the evolution of equivalent plastic strain rate and the distributions of strains and residual stresses. In addition, the effects of laser energy, die diameter and sample thickness on the forming behavior of copper foils were studied. The experimental and numerical simulation results showthat with an increase of sample thickness, the deformation depth decreases, while it becomes larger as the enhancement of laser energy. The shock forming process is not very sensitive to the diameter of the die, indicating that it is feasible for micro products in a wide dimension range.1. IntroductionRecently, the application of laser induced shock waves in sheet metal forming has attracted more and more attention 16. This paper introduces a laser forming process named as micro scale laser bulge forming, which combines the beneficial effects of micro scale laser shock peening with the advantages of laser thermal forming and high strain rate forming. Micro scale laser bulge forming is a non-thermal laser forming method, using the high-amplitude shock wave pressure induced by laser irradiation. Since the laser can provide superb flexibility, good repeatability, high efficiency and precision, the process has potential to manufacture complex miniaturized devices, especially in the case that the conventional micro stamping is not available.Generally, micro scale laser bulge forming takes place by a laser pulse in the level of nanoseconds. This transient deformation process is difficult to capture by in-situ measurements. In order to better understand the forming mechanism of micro scale laser bulge forming and the effects of technological parameters on the deformation behaviors of metals in the shock process, a combination of numerical and experimental investigations is quite effective. Fan et al. 7 employed both the experimental and numerical approaches to study the laser induced micro bending process of copper stripes. The numerical results were further analytically explored to obtain an improved understanding of wavesolid interaction during the process. Wang et al. 8 numerically and experimentally investigated the effect of laser energy on the deformation mechanism in micro scale laser peen forming, and the relationship between convex and concave bending and patterns of residual stress distribution on the samples surface was also explored. Wang et al. 9 further studied the anisotropicresponse of single crystal aluminum in micro scale laser peen forming, using crystal plasticity finite element method and the simulations were compared with the experimental results. Ocana et al. 10,11 studied laser micro bending of stainless steel strips by means of numerical simulations and experiments, and presented a discussion on the influences of process parameters on the net bending angle. Gao et al.12 characterized the deformation process of micro scale laser dynamic forming and investigated the effects of critical parameters on deformation behaviors of materials by a series of experiments as well as simulations. It has been proved that the combination of numerical and experimental methods is a beneficial way to reveal the deformation behaviors of metals subjected to laser shock.In this paper, micro scale laser bulge forming of pure copper was investigated, using both numerical and experimental methods. An explicit/implicit finite element analysis model was developed to simulate the plastic deformation of materials during the shock process. The Fabbro model was used to predict the laser induced shock wave pressure. The JohnsonCook model was adopted to estimate the material flow behavior, considering the strain rate effect. The forming mechanism of this transient deformation process was discussed in detail. The effects of laser energy, die diameter and sample thickness on the deformation depth were investigated, and the simulated results were verified with a series of experiments.2. Mechanism of micro scale laser bulge formingMicro scale laser bulge forming originates from the ability to drive the shock wave into sheet metals, and cause the plastic deformation by a high power laser pulse. Typically, the power density of a laser pulse is more than 1 GW/cm2 and the laser pulse duration is in the range 10100 ns. The sample surface facing laser irradiation is pre-coated with an absorbent coating, and then covered by a confining overlay, as illustrated in Fig. 1. The absorbent coating absorbs laser energy and vaporizes to form a plasma earlier than the metal target, so it protects the target surface from laser ablation and melting. Black paint is often chosen as the absorbent coating, due to itshigh efficiency of energy absorbability and low cost. The confining overlay confines the plasma from expanding rapidly away from the target surface, resulting in higher pressure compared with the open-air condition 13. Water or quartz glass usually acts as the confining overlay. While the target is irradiated by a laser pulse with sufficient intensity, the absorbent coating instantaneously vaporizes and forms a high temperature and high pressure plasma. The expansion of the plasma in the confined regime creates a high amplitude pressure pulse and subsequently the shock wave pressure propagates into the metal target. If the peak pressure of the shock wave exceeds the Hugoniot Elastic Limit (HEL) of the metal, plastic deformation occurs and the metal bulges to the die cavity at extremely high strain rates (106107/s). Because of a short period of lasermaterial interaction time, the diffusion of heat away from the irradiation zone is limited to a couple of microns during a single laser pulse, which is less than the thickness of the absorbent coating 14. Therefore, micro scale laser bulge forming is a non-thermal forming technique, and the shock wave is responsible for the plastic deformation.3. Numerical modeling3.1. Analysis procedureWhen a laser pulse irradiates a metal target, the generated shock wave propagates within the target, and the sheet metal willFig. 1. Schematic representation of micro scale laser bulge forming.be plastically deformed if the shock wave pressure is beyond the dynamic yield strength of the material. Since the pressure pulse duration is quite short and the shock loading is very severe, the material undergoes rapid changes and needs longer time to become stable, due to the interaction of shock waves. It has been proved that a combination of dynamic analysis and static analysis in the simulation can capture the entire response of the material in micro scale laser shock forming processes, preformed by the explicit and implicit algorithms, respectively 7,8,10,11.The commercial finite element code MSC.MARC was employed to accomplish the simulation of micro scale laser bulge forming. The simulation is composed of two steps. An explicit dynamic transient analysis is performed to obtain the dynamic response of the material. The central difference time integration is used to solve the nonlinear motion equations of the shock system. Typically,
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