楊詩婷，邢永明，趙燕茹，郝贠洪，李繼軍，姜愛峰

（1.內蒙古工業(yè)大學理學院，內蒙古呼和浩特010051；2.內蒙古工業(yè)大學土木工程學院，內蒙古呼和浩特010051）

單個彈丸撞擊316L不銹鋼引起的變形場＊

楊詩婷1，邢永明1，趙燕茹2，郝贠洪2，李繼軍1，姜愛峰1

（1.內蒙古工業(yè)大學理學院，內蒙古呼和浩特010051；2.內蒙古工業(yè)大學土木工程學院，內蒙古呼和浩特010051）

運用金屬材料表面納米化試驗機對單個彈丸撞擊316L不銹鋼表面進行了撞擊實驗；采用激光共聚焦顯微鏡觀察了彈坑的三維形貌，測量不同振動頻率下彈坑的直徑及離面位移；采用云紋干涉法對彈坑周圍的面內應變場進行測量，并分析振動頻率及撞擊方式對彈坑尺寸、塑性應變大小以及塑性應變區(qū)范圍的影響；采用有限元方法對單個彈丸垂直撞擊試件表面的應變場進行數值模擬，與實驗結果進行比較，分析了彈坑周圍殘余應力的分布。結果表明：隨振動頻率的增加，彈坑直徑和離面位移都增加，頻率在50～55Hz，彈坑直徑有突變，離面位移和振動頻率呈線性關系；振動頻率越大，塑性應變越大，塑性應變分布范圍均大于彈坑直徑的2倍；同一振動頻率下彈丸垂直撞擊比傾斜撞擊的塑性應變大，而塑性應變分布范圍相差不大；面內殘余應變場的數值模擬結果和實驗結果吻合較好，最大誤差小于10%。

固體力學；變形場；云紋干涉法；316L不銹鋼；激光共聚焦顯微鏡；彈丸撞擊

在多數情況下，由于高表面應力、應力集中、外部腐蝕、溫度改變、磨損等原因，材料從表面開始失效。表面結構和性能優(yōu)化可有效增強材料力學性能，表面納米化處理技術可以改善材料表面性能而不改變其化學組成。其中噴丸強化是一種使用廣泛的材料表面冷加工方法，可有效提高材料的強度、硬度、耐磨性、疲勞壽命等［1－3］。噴丸強化是由高強度彈丸高速撞擊試件表面，使其發(fā)生彈塑性變形，形成壓縮殘余應力場，可有效防止疲勞荷載作用下裂紋的萌生及擴展，從而提高材料的疲勞壽命［4］?？梢?，噴丸強化的主要機理是形成壓縮殘余應力場。Y.F.Al－Obaid［5］研究了噴丸引起殘余應力場的解析解；R.Menig等［6］和Y.M.Xing等［7］分別采用X射線衍射技術和云紋干涉法對噴丸引起的殘余應力場進行了實驗測量；張洪偉等［8］對噴丸強化過程的沖擊效應進行了數值模擬；K.Taehyung等［9－10］對噴丸強化過程中彈丸傾斜撞擊引起的殘余應力場進行了數值模擬；噴丸過程中大量彈丸隨機撞擊引起殘余應力場的數值模擬研究也取得一定進展［11－12］。噴丸強化時彈丸撞擊過程和殘余應力形成的微觀過程尤為重要。其中，單個彈丸撞擊行為和接觸面機械變形程度是研究的基礎，也是影響這一機理的關鍵因素。因此，研究單個彈丸的撞擊行為可為噴丸強化機理研究提供依據。然而，關于單個彈丸撞擊周圍應變場的實驗測量報道甚少，主要原因是直接測量單個彈丸撞擊時接觸面的應變場比較困難。M.Watanabe等［13］利用電子束云紋法對溫噴沉積作用中的1個撞擊粒子周圍應變場進行了測量，為研究單個粒子撞擊行為提供一種新方法。

本文中，對單個彈丸撞擊316L不銹鋼表面進行實驗，采用激光共聚焦顯微鏡觀察彈坑的三維形貌，測量彈坑的直徑及離面位移；采用云紋干涉法測量單個彈丸撞擊時彈坑周圍的面內應變分布規(guī)律及作用范圍，并與數值模擬結果進行比較，結果吻合較好。

1 實驗和分析

1.1 實驗材料

實驗所用試件材料為316L不銹鋼，316L不銹鋼的屈服強度為280MPa，抗拉強度為520MPa，維氏硬度為362。試件為直徑90mm、厚度6mm的圓盤。實驗所用彈丸為含鋯95%的高純氧化鋯珠，氧化鋯珠壓碎強度為1 100MPa，維氏硬度為1 350，ZrO2的質量分數為94.8%，Y2O3的質量分數為（5± 0.2）%。彈丸直徑為3.9mm。氧化鋯珠球體圓整度好，表面光滑，有極好的韌性、耐沖擊性，在高速運轉中不碎裂。氧化鋯珠的耐磨性約是玻璃珠的50倍，有極高的研磨效率。

1.2 實驗方法

為了研究單個彈丸撞擊產生的應變場，在樣品罐內特定位置放入1顆彈丸進行撞擊實驗。噴丸過程如圖1所示，給振蕩器輸入一定頻率使振蕩器發(fā)生振動，帶動樣品罐上下振動，使樣品罐內彈丸彈起撞擊試件表面。

為了分析振動頻率對彈坑直徑和離面位移的影響，實驗分別采用20、30、35、40、45、50、55和60Hz的輸入頻率對試件進行撞擊，噴射持續(xù)時間為20s。實驗前先對試件進行鏡面拋光處理，之后用酒精清洗試件表面和彈丸。采用金屬材料表面納米化試驗機進行撞擊實驗，然后用超聲振蕩器去除樣品表面油污。采用激光共聚焦顯微鏡觀察彈坑的三維形貌，并測量彈坑的直徑及離面位移。為了測量不同頻率下彈坑周圍殘余應變分布，將頻率為1 200line／mm的正交光柵（圖2）粘貼在鏡面拋光處理后的試樣表面，該光柵的位移靈敏度為0.417μm。分別采用30、45和50Hz的輸入頻率對貼有光柵的試件進行撞擊，噴射持續(xù)時間為20s。彈坑周圍殘余應變通過云紋法進行測量。

圖1 噴丸處理原理圖Fig.1 Schematic diagram of shot peening

圖2 光學顯微鏡下的正交光柵圖Fig.2 Orthogonal grating figure in optical microscope

1.3 有限元模型的建立

為了將實驗結果和數值模擬結果進行比較，并分析彈坑周圍殘余應力場分布，采用ANSYS／LSDYNA對單個彈丸垂直撞擊316L不銹鋼表面的應變場進行數值模擬。本文中選用氧化鋯彈丸的強度遠高于316L不銹鋼的基體強度，所以可不考慮彈丸變形，假設彈丸為剛體；基體材料模型假設為Johnson－Cook模型，該模型里考慮了應變、應變率及熱軟化效應的影響。根據對稱性［14－16］，選取四分之一模型進行計算?？紤]到計算精確性并節(jié)省計算時間，接觸區(qū)域網格劃分較密，遠離接觸區(qū)域網格劃分較疏，建立的有限元模型如圖3所示。316L不銹鋼基體的密度為7 908.8kg／m3，彈性模量為210.3GPa，泊松比為0.30；氧化鋯彈丸的密度為6 020kg／m3，彈性模量為190GPa，泊松比為0.23，316L不銹鋼的Johnson－Cook模型參數可參考文獻［17］。

圖3 有限元模型Fig.3 Finite element model

2 結果與討論

2.1 彈坑的形貌、直徑及離面位移

圖4所示為彈丸撞擊試件的變形示意圖。彈丸撞擊時，變形區(qū)域進行擴展，周圍金屬對其進行制約，使其不能繼續(xù)向外擴展，最終被擠出，所以彈坑邊緣有明顯凸起。同時，塑性變形表層為了占據更多的空間，產生了壓縮應變，即在受壓區(qū)產生壓縮殘余應力。圖4中橢圓表示面內應變區(qū)域。

圖4 彈丸撞擊試件的變形示意圖Fig.4 Schematic diagram of deformation after shot impact substrate

圖5所示為采用激光共聚焦顯微鏡獲得的振蕩器輸入頻率為50Hz時彈坑的三維形貌圖?？梢钥闯?，彈坑最大離面位移發(fā)生在接觸面上，最大離面位移為0.008mm，離接觸面越遠，彈坑的離面位移越小，因此最大塑性變形產生在接觸面。在彈丸的主要撞擊區(qū)域，粗糙度較小，距離彈坑邊緣越近，粗糙度越大。因此，當大量彈丸以不同方向反復撞擊材料表面時，將會在表面形成均勻細微的強烈塑性變形，使材料表面的粗晶組織逐漸碎化至納米量級，達到表面納米化的目的。

圖5 頻率為50Hz時彈坑的三維形貌圖Fig.5 Three－dimensional topography of crater at frequency of 50Hz

根據激光共聚焦顯微鏡觀察的彈坑三維形貌圖，可以測量不同撞擊頻率下彈坑的直徑及離面位移。圖6給出了輸入振動頻率和彈丸垂直撞擊時彈坑直徑之間的關系。可以看出，輸入的振動頻率越大，彈坑直徑越大，頻率為50～55Hz時，彈坑直徑有突變。說明當輸入的振動頻率大于50Hz時，彈丸將獲得較大的撞擊速度，因此產生的塑性變形顯著增加。圖7所示為輸入的振動頻率和彈丸垂直撞擊時彈坑離面位移之間的關系?？梢钥闯觯駝宇l率越大，彈坑的離面位移越大。圖中還給出了實驗數據的擬合曲線?？梢?，振動頻率和彈坑的離面位移呈線性關系。

圖6 振動頻率和彈坑直徑之間的關系Fig.6 Relation between frequency and crater diameter

圖7 振動頻率和彈坑離面位移之間的關系Fig.7 Relation between frequency and off－plate displacement

2.2 彈坑周圍面內應變

圖8（a）～（c）分別是頻率為30、45、50Hz時彈坑周圍U場的云紋圖，其表示x方向的位移場。圖9（a）～（c）分別是頻率為30、45、50Hz時彈坑周圍V場的云紋圖，其表示y方向的位移場?？梢钥闯觯簭椏舆吘墬l紋間距明顯減小，隨距彈坑邊緣距離增加，條紋間距越來越寬，最后保持不變。說明在彈丸撞擊區(qū)彈坑邊緣發(fā)生了很大的平面拉伸變形。由于彈性變形在撞擊過程結束時已經恢復，故此拉伸變形為塑性變形。圖8～9中彈坑周圍條紋基本對稱，彈坑的形狀近似呈圓形，說明彈坑周圍塑性變形分布基本對稱，因此可以近似認為是彈丸垂直撞擊試件表面。

圖8 不同頻率下彈坑周圍U場云紋圖Fig.8 Contour maps in U－displacement at different frequencies

圖9 不同頻率下彈坑周圍V場云紋圖Fig.9 Contour maps in V－displacement at different frequencies

為確定彈坑周圍塑性應變大小及分布范圍，采用Moiré法對云紋圖進行處理，圖10（a）～（c）分別表示頻率為30、45和50Hz時U場應變分布情況?？梢钥闯觯l率為30Hz時塑性應變作用范圍約為彈坑直徑2.2倍；頻率為45Hz時塑性應變范圍是彈坑直徑2.4倍；頻率為50Hz時塑性應變范圍約為彈坑直徑2.5倍。因此，彈丸以一定頻率撞擊試件時，產生的塑性應變范圍均在彈坑直徑的2倍以上。

圖10 不同頻率時U場應變分布Fig.10Strain distribution in U－displacement at different frequencies

圖11（a）給出了圖8中從O到A距離彈坑邊緣不同點處U場應變分布；圖11（b）給出了圖9中從O到A距離彈坑邊緣不同點處V場應變分布。可以看出，靠近彈坑位置（O點處），塑性應變急劇增加，隨著距離增大，應變越來越小，最后趨于零。316L不銹鋼符合名義屈服應力，當應變?yōu)?.2%時，屈服應力約為280MPa。由圖11可知，頻率為30Hz時，最大塑性應變約為1.3%；頻率為50Hz時，最大塑性應變約為4.2%；根據線彈性應力應變理論，彈丸撞擊區(qū)的應力超過了316L不銹鋼的屈服應力；彈丸撞擊鋼板時鋼板發(fā)生壓縮變形，根據塑性材料受壓時的力學性能，可以判斷彈丸的撞擊強度不超過316L不銹鋼的強度極限，彈丸撞擊處鋼板處于屈服和硬化階段。因此，噴丸過程中當大量彈丸反復撞擊試件表面時，可使其表層結構和組織發(fā)生變化，使材料表面處于強化階段，從而改變材料的力學性能，這是噴丸強化增強材料表面性能的原因之一。

圖11 不同頻率下U場和V場的應變分布規(guī)律Fig.11 Strain distribution regularities in U－displacement and V－displacement at different frequencies

圖12（a）、（b）分別表示頻率為45Hz時彈丸垂直撞擊和傾斜撞擊時U場云紋圖。可以看出，圖12（b）中彈坑周圍條紋不對稱，且彈坑形狀呈橢圓形，說明彈坑周圍塑性變形分布不均勻。引起這種不均勻變形的主要原因是彈丸以一定角度傾斜撞擊試件表面。彈丸傾斜撞擊試件時，影響彈坑大小的主要因素是彈丸撞擊速度的大小和方向。由于實驗裝置全封閉，彈丸撞擊試件是隨機的，且撞擊速度由輸入的振動頻率來控制，因此彈丸撞擊速度的大小和方向無法確定。

圖12 彈丸垂直撞擊和傾斜撞擊時相同頻率下U場云紋圖Fig.12 Contour maps in U－displacement at same frequency under vertical or oblique impact

圖13 相同撞擊頻率不同撞擊角度時應變變化規(guī)律Fig.13Strain regularities at the same impact frequencyand the different impact angles

對圖12中情況進行計算，得到從O到A距彈坑邊緣不同點處應變分布如圖13所示。可以看出，在頻率相同的情況下，彈丸垂直撞擊時產生的塑性應變略大于傾斜撞擊時產生的塑性應變，且垂直撞擊時最大塑性應變約為3.2%，而傾斜撞擊時最大塑性應變約為2.7%。產生這一結果的主要原因是，彈丸傾斜撞擊時，水平方向速度分量主要用來改變彈坑的直徑，而垂直方向速度分量產生離面位移。與垂直撞擊相比，傾斜撞擊時垂直方向的速度減小，因此彈坑深度減小，而影響塑性應變大小的主要因素是彈坑的深度，故傾斜撞擊時塑性應變減小。當距離彈坑邊緣大于0.36mm時，2種情況的塑性應變同時趨于零，說明彈丸垂直撞擊和傾斜撞擊時，塑性應變的分布范圍相差不大。

2.3 應變場的數值模擬

為了與實驗結果比較，對單個彈丸垂直撞擊產生的應變場進行數值模擬。由于實驗時彈丸撞擊速度通過頻率控制，無法確定彈丸的實際撞擊速度?？紤]到普通噴丸時彈丸速度范圍是30～100m／s［18］，分別對撞擊速度為30、50和100m／s的情況進行數值模擬，如圖14（a）所示，圖中同時給出了實驗結果?？梢钥闯觯趶椏舆吘?，應變急劇增加，隨到彈坑邊緣距離的增大，應變逐漸減小，最后趨于零。實驗和數值模擬的應變變化趨勢基本一致。振動頻率越大，彈丸撞擊速度越大，與實際情況相符。數值模擬預測的應變值在（3～7）%的范圍內，實驗計算的應變值在（1.3～4.2）%的范圍，二者吻合較好。根據圖14（a）中實驗和數值模擬在x方向最大應變分布情況，可預測頻率為30Hz時，彈丸撞擊速度約為10～15m／s；頻率為45Hz時，彈丸撞擊速度約為30～35m／s；頻率為50Hz時，彈丸撞擊速度約為35～40m／s。為了精確確定彈丸的撞擊速度，在以上給定的速度范圍內進行數值模擬，如圖14（b）所示，圖中同時給出實驗結果?？梢钥闯?，數值模擬結果和實驗結果吻合較好，最大誤差小于10%?？梢源_定頻率為30Hz時對應的彈丸撞擊速度約為14m／s；頻率為45Hz時對應的彈丸撞擊速度約為30m／s；頻率為50Hz時對應的彈丸撞擊速度約為36m／s。

圖14 x方向應變沿y方向變化規(guī)律Fig.14 Change of strain regularity in xdirection along the y direction

2.4 殘余應力場的數值模擬

根據以上確定的撞擊速度，對單個彈丸垂直撞擊試件表面引起的殘余應力場進行數值模擬，圖15所示為不同撞擊速度下獲得的橫向（圖3中x方向）殘余應力σr，x與材料屈服應力σs的比值沿深度方向（圖4中所示沿z軸方向的塑性變形深度）分布規(guī)律。可以看出：（1）撞擊速度為14m／s時，壓縮層厚度約為0.46mm；撞擊速度為30m／s時，壓縮層厚度增加到0.52mm；撞擊速度為36m／s時，壓縮層厚度增加到0.59mm，隨撞擊速度增加，壓縮層厚度增加。（2）隨撞擊速度的增加，殘余應力從壓縮到拉伸變化的同時，塑性變形區(qū)深度也在增加。（3）最大殘余壓應力的位置在距彈坑表面約壓縮層厚度的1／3處，且隨撞擊速度增加，最大壓縮殘余應力值增加，但其位置變化不大。（4）撞擊速度為14m／s時，最大壓縮殘余應力是基體材料屈服應力的約1.4倍。撞擊速度為30m／s時，最大壓縮殘余應力是材料屈服應力的約1.6倍；撞擊速度為36m／s時，最大壓縮殘余應力是材料屈服應力的約1.65倍。這說明噴丸時當大量彈丸反復撞擊材料表面后，形成壓縮層的壓縮殘余應力遠大于基體材料的屈服應力，從而可以提高材料表面的力學性能，增加材料的疲勞壽命。

圖15 標準化橫向殘余應力沿深度方向分布的數值模擬Fig.15 Simulation of normalized transverse residual stress versus depth

3 結 論

（1）輸入的振動頻率對彈坑的直徑和離面位移都有影響。振動頻率越大，彈坑直徑越大，在頻率為50～55Hz之間，彈坑直徑有突變；離面位移和振動頻率呈線性關系。（2）彈丸垂直撞擊時，輸入的振動頻率越大，產生的塑性應變越大，塑性應變區(qū)范圍越大；頻率為30Hz時，塑性應變作用范圍約為彈坑直徑的2.2倍；頻率為45Hz時，塑性應變范圍約是彈坑直徑的2.4倍；頻率為50Hz時，塑性應變范圍約為彈坑直徑的2.5倍。彈丸垂直撞擊時塑性應變略大于傾斜撞擊時的塑性應變，垂直撞擊時最大塑性應變約為3.2%，傾斜撞擊時最大塑性應變約為2.7%，而塑性應變分布范圍相差不大。（3）實驗測得的U場應變和數值模擬結果吻合較好。頻率為30Hz時，彈丸的撞擊速度約為14m／s；頻率為45Hz時，彈丸的撞擊速度約為30m／s；頻率為50Hz時，彈丸的撞擊速度約為36m／s。振動頻率越大，彈丸的撞擊速度越大。（4）隨撞擊速度的增加，壓縮層厚度增加，最大殘余壓應力增加，但其位置變化不大；最大殘余壓應力在距離彈坑表面約壓縮層厚度的1／3處；最大殘余壓應力均大于基體材料的屈服應力。

［1］Marteau J，Bigerelle M，Mazeran P E，et al.Relation between roughness and processing conditions of AISI 316L stainless steel treated by ultrasonic shot peening［J］.Tribology International，2015，82：319－329.

［2］Ganesh B K C，Sha W，Ramanaiah N，et al.Effect of shotpeening on sliding wear and tensile behavior of titanium implant alloys［J］.Materials and Design，2014，56（4）：480－486.

［3］Benedetti M，Fontanari V，Santus C，et al.Notch fatigue behavior of shot peened high－strength aluminium alloys：Experiments and predictions using a critical distance method［J］.International Journal of Fatigue，2010，32（10）：1600－1611.

［4］欒偉玲，涂善東.噴丸表面改性技術的研究進展［J］.中國機械工程，2005，16（15）：1405－1049.Luan Weiling，Tu Shandong.Recent trends on surface modification technology of shot peening［J］.China Mechanical Engineering，2005，16（15）：1405－1049.

［5］Al－Obaid Y F.Shot peening mechanics：experimental and theoretical analysis［J］.Mechanics of Materials，1995，19（2／3）：251－260.

［6］Menig R，Pintschovius L，Schulze V，et al.Depth profiles of macro residual stresses in thin shot peened steel plates determined by X－ray and neutron diffraction［J］.Scripta Materialia，2001，45（8）：977－983.

［7］Xing Y M，Lu J.An experimental study of residual stress induced by ultrasonic shot peening［J］.Journal of Materials Processing Technology，2004，152（1）：56－61.

［8］張洪偉，張以都，吳瓊.噴丸強化過程及沖擊效應的數值模擬［J］.金屬學報，2010，46（1）：111－117.Zhang Hongwei，Zhang Yidu，Wu Qiong.Numerical simulations of shot－peening process and impact effect［J］.Acta Metallurgica Sinica，2010，46（1）：111－117.

［9］Taehyung K，Hyungyil L，Hong C H，et al.Effects of Rayleigh damping，friction and rate－dependency on 3Dresidual stress simulation of angled shot peening［J］.Materials and Design，2013，46（4）：26－37.

［10］Taehyung K，Hyungyil L，Minsoo K，et al.A 3DFE model for evaluation of peening residual stress under angled multi－shot impacts［J］.Surface ＆Coatings Technology，2012，206（19／20）：3981－3988.

［11］Sheng X F，Xia Q X，Cheng X Q，et al.Residual stress field induced by shot peening based on random－shots for 7075aluminum alloy［J］.Transactions of Nonferrous Metals Society of China，2012，22：261－267.

［12］Mylonas G I，Labeas G.Numerical modeling of shot peening process and corresponding produces：Residual stress，surface roughness and cold work prediction［J］.Surface ＆Coatings Technology，2011，205（19）：4480－4494.

［13］Watanabe M，Kishimoto S，Xing Y M，et al.Evaluation of strain field around impacted particles by applying electron Moirémethod［J］.Journal of Thermal Spray Technology，2007，16（5）：940－946.

［14］Schiffner K，Helling C D.Simulation of residual stresses by shot peening［J］.Computers ＆Structures，1999，72（1／2／3）：329－340.

［15］Meguid S A，Shagal G，Stranart J C，et al.Three－dimensional dynamic finite element analysis of shot－peening induced residual stresses［J］.Finite Elements in Analysis and Design，1999，31（3）：179－191.

［16］Meo M，Vignjevic R.Finite element analysis of residual stress induced by shot peening process［J］.Advances in Engineering Software，2003，34（03）：569－575.

［17］Umbrello D，Saoubi R M，Outeiro J C.The influence of Johnson－Cook material constants on finite element simulation of machining of AISI 316Lsteel［J］.International Journal of Machine Tools ＆Manufacture，2007，47（3／4）：462－470.

［18］Wang J M，Liu F H，Yu F，et al.Shot peening simulation based on SPH method［J］.The International Journal of Advanced Manufacturing Technology，2011，56（5／6／7／8）：571－578.

Deformation field in 316Lstainless steel by single shot peening

Yang Shiting1，Xing Yongming1，Zhao Yanru2，Hao Yunhong2，Li Jijun1，Jiang Aifeng1
（1.School of Science，Inner Mongolia University of Technonogy，Hohhot 010051，Inner Mongolia，China；2.School of Civil Engineering，Inner Mongolia University of Technonogy，Hohhot 010051，Inner Mongolia，China）

The experiment of the single shot impacting the 316Lstainless steel surface was carried out using a surface nano－crystallization testing machine.Three－dimensional morphology of the dimple was observed with a laser scanning confocal microscope，and the dimple’s diameter and off－plane displacement in different vibration frequencies were also measured.The in－plane strain around the dimple was measured by moiréinterferometry.The effect of the vibration frequency and the way of impacting on the dimple size，the plastic strain size and the plastic strain zone were also analyzed.In comparison with the experimental result，the strain field was simulated using the finite element method，and the distribution of the residual stress around the dimple was also analyzed.The result showed that the crater diameter and the off－plane displacement increases with the increase of the vibration frequency.When the frequency is from 50to 55Hz，the crater diameter experiences mutations.When the shot impacts the surface vertically，the greater the vibration frequency，the greater the plastic strain and plastic strain zone，and the plastic strain zone are two times larger than the crater diameter.The plastic strain by the vertical impact is slightly greater than the plastic strain by the oblique impact，but it has little effect on the plastic strain zone.The experimental U field strain is in fairly good agreement with the numerical simulation result，and the maximum error is less than 10%.

solid mechanics；deformation field；Moiréinterferometry；316Lstainless steel；laser scanning confocal microscope；shot impact

O343.3國標學科代碼：1301575

A

10.11883／1001－1455（2017）01－0126－08

（責任編輯 王易難）

2015－06－16；

2015－12－23

國家自然科學基金項目（11162011，11562016）；

教育部高等學校博士學科點專項科研基金項目（20121514130001）；

內蒙古自然科學基金項目（2013MS0107）；內蒙古工業(yè)大學基金項目（x201415）

楊詩婷（1981— ），女，博士研究生，講師；通信作者：邢永明，xym＠imut.edu.cn。