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0 前言
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钛合金具有密度小[1]、弹性模量低、生物相容性好[2]和耐腐蚀性强[3]等优点，广泛应用于生物医学[4-5]、海洋工程[6]和航空航天[7]等诸多工程领域。钛基非晶合金（BMG）由于其内部无晶界和位错等缺陷，表现出比传统晶态钛合金更优异的性能，如高强度、高硬度和更好的耐腐蚀性能[8]。PANG 等[9] 对比了钛基非晶和TC4在PBS溶液中的开路电位和极化曲线，发现钛基非晶具有更低的钝化电流密度和更高的腐蚀电位。HUA 等[10]在 PBS 溶液中也发现TiZrCuPt非晶合金相比TC4具有更优异的耐腐蚀磨损性能。然而，钛基非晶合金的应用还面临着很多挑战[11]，其摩擦学性能仍然有待提高。为此，常用一些后处理方法提高非晶合金的力学性能。例如，通过冷热循环处理可以提升钛基非晶合金的塑性和摩擦学性能[12]，也可以通过高压扭转增强锆基非晶合金的室温塑性[13]。
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激光冲击（LSP）强化技术具有短脉冲、高能量等特点[14-15]，冲击产生的残余应力可以改善合金表面性能[16]，提高材料的抗疲劳[17]和耐磨性能。例如，激光冲击提升了 AlSi7Mg 合金的疲劳强度[18]，也可以提升增材制造（SLM）316L 的硬度和耐磨性[19]。同样，激光冲击对非晶合金的性能也有显著影响。崔熙贵等[20]采用有限元方法对 Zr 基非晶合金的激光多点冲击强化进行了数值模拟仿真，发现多点搭接有助于提高非晶表面残余应力的均匀性，且随搭接率的提高，非晶表面残余应力得到显著提高。 FU 等[21]研究了非晶合金 Zr35Ti30Cu8.25Be26.75 在铸态和激光冲击后的压缩变形和塑性行为，发现激光冲击引起的残余应力导致多个剪切带同时开动和塑性提升。ZHU 等[22]发现激光冲击可以增大 Zr 基非晶的自由体积，使激光冲击后的非晶较铸态样品的塑性增加 1.83 倍。LIANG 等[23]对不同尺寸但纵横比相同的 Zr 基非晶进行激光冲击强化，发现试样件尺寸越小，激光冲击之后塑性和抗压强度越高。此外， LV 等[24]采用 8、13 和 18 J 能量的激光冲击强化非晶合金 Ti40Zr25Ni3Cu12Be20，发现激光冲击后非晶的自由体积增多，纳米压痕硬度降低。
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综上所述，激光冲击可以在非晶合金表面产生残余应力，而且提高非晶合金的塑性。但是，激光冲击有可能导致的硬度下降为其摩擦学性能的变化增添了不确定性。为此，本文选用较小的激光冲击能量，对钛基非晶合金进行激光冲击强化，并着重研究其在 3.5% NaCl 溶液中的摩擦学性能。
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1 试验准备
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1.1 样品制备
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先将纯度为 99.99%的金属块体原料 Ti、Zr、Be、 Cu 和 Ni，通过打磨去除材料表面的氧化皮，随后依次使用丙酮和酒精对打磨好的原料进行超声清洗和烘干。使用 METTLER TOLEDO 高精度分析天平（0.1 mg）按照 Ti32.85Zr30.21Cu9Ni5.28Be22.66（at. %） 的元素比例配料。选择中科院沈阳科学仪器股份有限公司生产的真空电弧熔炼炉熔炼母合金。使用高纯氩气将炉内洗气 3 遍，防止材料在熔炼时被氧化，并使熔炼炉保持 4 mPa 以下的真空度。母合金反复熔炼 4 次以确保成分均匀。然后，对熔炼均匀的合金铸锭进行切割清洗和打磨后，在保持 40 mPa 以下的真空环境中，通过高频感应加热将母合金在石英管中加热到约 830℃，随后当温度下降到 740℃ 时，用 800 mm / s 的速度将熔融合金充型至铜模，最终通过喷铸法制备出尺寸为 45 mm×21 mm× 2 mm 的钛基非晶合金板。
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使用中科院沈阳自动化研究所自主研制的 SIA-LSP-23 系列 LSP 系统，采用 LAMBER 系列灯泵浦大能量激光器，选用净化后厚度约为 1.2 mm 的去离子水作为约束层，选用 100 μm 厚的黑胶带作为能量吸收涂层。激光束波长为 1 064 nm，脉冲能量 3、5、7 J，脉宽 15 ns，重复频率 0.5 Hz，光斑直径 3 mm，搭接率 50%。具体工艺参数见表1。将未经激光强化处理的钛基非晶合金样品标注为 As-cast，经过 3、5、7 J 激光能量处理的钛基非晶合金样品分别标注为 LSP-3J、LSP-5J、LSP-7J。
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1.2 测试分析
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为了探究激光冲击强化对非晶合金试样力学性能的影响，对激光冲击处理后的试样进行表面和截面的硬度测试，同时也测试表面粗糙度。硬度测试采用 HV-1000B 型维氏显微硬度计（莱州华银试验仪器有限公司生产），加载载荷为 1 kg，保持载荷的时间为 30 s。采用 TR200 手持表面粗糙度仪对钛基非晶激光冲击前后的表面粗糙度进行测试。
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为了得到试样的截面硬度，先对试样进行剖切，再对截面进行打磨抛光。从激光冲击面开始，沿厚度方向每隔 0.1 mm 测量一个点。为了研究激光冲击强化前后的非晶合金结构，采用 Bruker XRD_D8 Advance ECO X 射线衍射仪进行 XRD 测试，其中 X 射线电压管电压 40 kV，电流 30 mA，Cu 靶，Kα 辐靶，扫描范围为 20°～80°。
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为了研究激光冲击强化对试样耐腐蚀性能的影响，采用 Gamry 1010E 电化学工作站测试不同冲击能量下非晶样品在 3.5% NaCl 溶液中的电极电位和极化曲线。电化学测试时，试样作为工作电极，饱和汞电极为参比电极，铂电极为辅助电极。试样在腐蚀液中的暴露面积为 10 mm×10 mm，扫描速度为 1 mV / s，扫描范围分别为-0.7～0 V 和-1.5～0.1 V。
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采用 CFT-1 型多功能摩擦磨损试验机和 Gamry 1010E 电化学工作站联用，研究激光冲击强化对试样摩擦学性能的影响。选用 3.5% NaCl 溶液作为腐蚀液，试样焊接导线并用环氧树脂密封，暴露面积为 1 cm2，其他区域用环氧树脂和绝缘胶覆盖。电化学摩擦试验流程如下：先在溶液中静置 30 min，然后加载并进行往复式滑动摩擦试验 100 min，滑动结束后再静置 30 min，总试验时间 160 min。对磨材料为直径 6 mm 的氮化硅，载荷分别为 2、5、7、10、 20 和 30 N，滑动距离为 5 mm，往复速度为 20 mm / s。采用表面轮廓仪对磨痕轮廓进行测量，并计算出磨损量和磨损率。最后，为了分析试样的磨损机理，借助 JSM6360 型扫描电镜观察试样的磨损形貌。
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2 结果与讨论
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2.1 非晶合金的晶体结构
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图1 为铸态和本次试验最大能量 7 J 激光冲击处理后的钛基非晶合金 XRD 谱图。由图中可以看出，在激光冲击强化前后，仅当 2θ 在 35°～45°范围内出现一个漫散射峰，无明显的晶态衍射峰。这说明在激光冲击前后钛基非晶没有发生显著晶化现象。
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图1 激光冲击前后钛基非晶合金的 XRD 图谱
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Fig.1 XRD spectra of titanium based amorphous alloys before and after laser shock peening
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2.2 粗糙度与显微硬度
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经过激光冲击强化处理后，钛基非晶合金表面粗糙度增大。未经过激光冲击强化样品的平均表面粗糙度为 Ra 0.026 μm，LSP-3J、LSP-5J 和 LSP-7J 样品的平均表面粗糙度在 Ra 0.031～0.046 μm。从表面粗糙度的增加来看，即便是较小的脉冲能量，激光冲击也可以造成非晶合金样品表面发生细微的塑性变形。
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不同激光能量冲击强化处理后，钛基非晶合金的横截面硬度如图2 所示。激光冲击强化显著提升了钛基非晶合金的硬度。随着深度的增加，硬度逐渐下降。而且，随着激光能量的提高，硬度随之提高。从冲击面的表面平均硬度看，经激光能量为 3 J 处理后的脉冲激光处理后，钛基非晶合金的平均表面硬度为 521.7 HV，相比于 As-cast 样品的平均表面硬度 511.7 HV 约提高了 10 HV。采用 5、7 J 能量激光强化处理后的平均表面硬度分别为 537.8、 550.1 HV，相比于 As-cast 样品的平均表面硬度分别提高了 26.1、38.4 HV。这与 LV 等[24]采用激光冲激发现的硬度在冲击后下降的结果不同，这可能是本次试验的冲击能量相对较小，还不足以在非晶合金中引入足够的自由体积，反倒是残余应力的增加提高了表面硬度。同时，激光冲击也可能引起非晶态的退化，进而促进硬度升高。所以，激光冲击强化不仅可以提升晶态金属的硬度[25-27]，也能够提高非晶合金的硬度。此外，从图2 所示的横截面硬度变化曲线看，激光冲击产生的硬化层厚度约为 1.2 mm。
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图2 不同能量激光冲击后硬度随深度的变化曲线
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Fig.2 Relationship between hardness and depth after laser shock peening with different energies
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2.3 电化学腐蚀性能
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图3 显示了 3.5% NaCl 溶液中 As-cast 和 LSP 试样在无滑动（即静态）和施加 20 N 载荷滑动条件下的动电位极化曲线。图3 中电流有明显的波动，这是由在滑动过程中钝化膜被去除和重新生成所引起的。表2 为根据动电位极化曲线获得的腐蚀参数，包括腐蚀电位（Ecorr）、点蚀电位（Epit）、钝化区宽度（ΔEpass=Epit-Ecorr）和腐蚀电流密度（Icorr）。静态腐蚀条件下， LSP-3J 的腐蚀电流密度为 1 320 nA / cm2，较 As-cast 样品的 443.4 nA / cm2 明显增加，而LSP-5J和LSP-7J样品的Icorr分别为40.4、 31.1 nA / cm2，Icorr明显下降。因此，LSP-3J 的试样耐蚀性略有降低，经过 5、7 J 能量的激光冲击后，非晶样品的耐蚀性有所提升，且 LSP-7J 试样显示出最佳的耐腐蚀性能。换言之，激光冲击强化可以显著提高钛基非晶合金在 3.5% NaCl 溶液中的耐腐蚀性能，而且激光能量越高提升效果越明显。这表明，激光冲击强化不仅能提升晶态合金材料的耐腐蚀性能[28]，也能提高非晶合金的耐腐蚀性能。这将对钛基非晶合金的腐蚀磨损性能产生积极作用。激光冲击提高了非晶合金的表面粗糙度，在初始腐蚀阶段加速了表面材料的溶解，但激光冲击产生的残余压应力则可能有效地降低了非晶合金的腐蚀速率，进而降低了腐蚀裂纹产生的速度。
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图3 As-cast 和 LSP 试样在 3.5%NaCl 溶液中的动电位极化曲线
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Fig.3 Potentiodynamic polarization for the As-cast and LSP samples in 3.5% NaCl solution recorded
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从表2 可以看出，施加 20 N 载荷滑动时各样品的 Icorr 均明显增加，Ecorr 明显负移，这是由于机械磨损严重破坏了样品表面的钝化膜，使腐蚀加剧。比较激光冲击前后样品的 Ecorr和 Icorr可知，激光冲击提高了 Ecorr，降低了 Icorr。所以，在滑动条件下， LSP-7J 试样的腐蚀速度降低了约 47.2%。从试验结果看，以高于 7 J 的脉冲能量对钛基非晶进行激光冲击，可能更有利于提升钛基非晶的耐腐蚀性能。但更高的脉冲能量也有可能引起非晶合金的晶化，进而导致非晶合金性能的恶化。
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2.4 摩擦因数和磨损率
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图4 为 3.5% NaCl 溶液中 As-cast 和 LSP 试样在不同载荷下往复滑动过程中同时记录的开路电位 （OCP）和摩擦因数（COF）曲线图。由图中可以看出，在最开始的浸泡阶段，试样的 OCP 曲线趋于平稳。当开始滑动时，OCP 急剧降低。其原因是机械磨损破坏了试样表面本来形成的钝化膜，对磨球与合金表面接触产生的剪切应力让新鲜的活性表面暴露于溶液中，阳极反应因为钝化膜的破坏而增强，使得周围表面阴极极化，从而导致 OCP 负移。在大多数载荷下，As-cast 样品经历了比 LSP 样品更明显的阴极极化，呈现更负的 OCP。这说明激光冲击强化提高了样品抵抗去钝化的能力。在不断摩擦的过程中，因摩擦面的再钝化，OCP 缓慢上升。在磨损的过程中，OCP 曲线一直在缓慢上升，但随着载荷的增大，上升的趋势逐渐减缓。这是由于样品表面不断再钝化，在小载荷时，机械磨损对钝化膜的去除作用有限；但随着载荷的增大，机械磨损对钝化膜的破坏也越大，导致 OCP 上升变得缓慢。磨损过程结束后，OCP 急剧上升并趋于稳定，这是由于样品表面再次形成了钝化膜。而且，磨损结束后 LSP 样品一般较 As-cast 试样的 OCP 曲线更高，特别是在较大载荷下。这说明激光冲击强化处理提高了非晶合金的再钝化能力，与前文提到的腐蚀性能提升相吻合。
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由图4 可见，除了 2 N 的最小载荷外，各样品在其他载荷下的摩擦因数相差不大。As-cast 和 LSP 样品的平均 COF 如图5 所示。由图可见，As-cast 和 LSP-3J 在不同载荷下 COF 的变化趋势相同，均表现出先减小后增大再减小的趋势，且 LSP-3J 的 COF 略高于 As-cast。而 LSP-5J 与 LSP-7J 的平均 COF 变化趋势也相同，均表现为先增大后减小再增大并趋于平稳。As-cast、LSP-5J 和 LSP-7J 的平均 COF 都在 7 N 时达到最小值，分别为 0.54、0.55 和 0.51。LSP-3J 在 5 N 时平均摩擦因数达到最小值，为 0.56。
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图4 铸态和 LSP 试样在 3.5% NaCl 溶液中不同载荷下的摩擦因数和开路电位
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Fig.4 COF and OCP evolution of the As-cast and LSP samples recorded in the tribocorrosion tests under different loads in 3.5% NaCl solution
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图5 铸态和激光冲击处理后的钛基块体非晶合金在 3.5% NaCl 溶液中的摩擦磨损情况
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Fig.5 Friction results of the As-cast and LSP treated Ti-based bulk amorphous alloys under different loads sliding for 100 min in 3.5% NaCl solution at open circuit potential
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图5 显示了 As-cast 和 LSP 样品在不同载荷下的平均磨损率。As-cast 钛基非晶合金的平均磨损率在 2、5、7、10、20 和 30 N 时分别为 5.08、5.01、 5.17、6.70、5.90 和 6.34×10-4 mm 3 ·m-1 ·N-1。在 2～7 N 的载荷变动下，铸态非晶合金的磨损率变化不是很大，总体呈现随着载荷增加而增大的趋势。 LSP 试样在 2～10 N 时的磨损率均有缓慢下降。在 10～20 N 时，LSP-3J 试样磨损率急剧增大，而 LSP-5J 与 LSP-7J 试样的磨损率较为平缓。但 LSP-5J 和 LSP-7J 试样在 20～30 N 时的磨损率快速上升。从磨损率的变化看，由于激光冲击强化产生的残余应力，非晶合金抵抗剪切应力的能力有所提高。较大激光能量的冲击一般产生较大的残余应力，造成非晶合金表面较高的显微硬度（图2），进而提升了材料表面抵抗塑性变形的能力。如此，抗机械磨损的能力增强，导致磨损率剧烈增加阶段后移。总之，在本次试验的所有载荷下，脉冲能量为 7 J 的激光冲击处理获得的磨损率最低，表明 LSP 较大的冲击能量提高非晶合金的耐磨性最显著。钛基非晶合金在 10 N 载荷下，经过 7 J 脉冲能量的激光冲击后，摩擦因数由 0.67 下降至 0.64，磨损率下降了约 47.3%。由于在较大脉冲能量冲击下有硬度下降的现象[24]，因此可能在硬度出现极大值，即可能的脉冲能量在 7～10 J 时，钛基非晶合金出现最低的磨损率。
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2.5 磨损机理
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以 LSP-5J 试样在 3.5% NaCl 溶液中与氮化硅球摩擦 100 min 后的磨痕形貌分析该钛基非晶合金的磨损机理，如图6 所示。当载荷为 2 N 时，磨痕表面有平行于滑动方向的犁沟和细小附着物的条带状堆积，呈现轻微的磨粒磨损和腐蚀磨损形式。当载荷增加到 5 N 时，磨痕表面出现白色块状附着物，表现出粘着点的磨痕特征，但磨面的大部分区域呈现更加光滑的状态。因而，此时主要是以轻微粘着磨损和轻微磨粒磨损为主。当载荷增大到 7 N 时，在光滑磨痕的表面出现大块的磨屑，表明粘着磨损加剧。当载荷增大到 10 N 时，细小的片状磨屑增多，这与图5 所示较小的磨损率相吻合。但主要的磨损机理与 5、7 N 时基本一致。当载荷增大到 20 N 时，非晶合金磨痕表面的结疤数量显著增加，呈现典型的粘着磨损特征。因此，随着载荷增加，粘着磨损恶化。当载荷进一步增大到 30 N 时，磨痕表面可见大量的结疤，且表面粗糙度显著增大，粘着区域很可能尚未钝化，即在剪切力作用下剥落，导致磨损率快速增加。所以，总体上钛基非晶合金的磨损机理是以粘着磨损为主，磨粒磨损和腐蚀磨损为辅。
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图6 LSP-5J 试样在 3.5% NaCl 溶液中不同载荷下的腐蚀磨损形貌
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Fig.6 SEM photos of worn morphologies of LSP-5J samples under different loads in 3.5% NaCl solution
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为进一步探讨激光冲击的脉冲能量对磨损机理的影响，用图7 呈现了 As-cast 和 LSP 样品在 3.5% NaCl 溶液中 20 N 载荷下摩擦 100 min 后的典型磨痕形貌。由图中可以看出，在 As-cast 和 LSP 样品磨痕表面，都因大量结疤而呈现较粗糙的表面，只是程度不同。这表明此载荷下各非晶合金样品的主要磨损机理都是粘着磨损。相对而言，LSP-7J 样品表面粘着物数量少、体积小，意味着 LSP-7J 样品的粘着磨损程度最轻。从腐蚀行为看，如图4 所示的 OCP，激光冲击促进了非晶合金的再钝化，而钝化膜的形成可能进一步降低粘着磨损。同时，这与图5 所示 20 N 载荷下的磨损率大小相吻合。
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图7 铸态和 LSP 试样在 3.5%NaCl 溶液中施加 20 N 载荷下往复滑动后的磨痕形貌 SEM 照片
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Fig.7 SEM photos of the worn surface morphologies of the as-cast and LSP samples after reciprocating sliding under a load of 20 N in a3.5% NaCl solution
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3 结论
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通过在 3.5% NaCl 溶液中开展腐蚀摩擦磨损试验，研究 3～7 J 脉冲能量下激光冲击强化对钛基非晶合金摩擦磨损性能的影响，主要结论如下：
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（1）激光冲击没有显著改变钛基非晶合金的非晶态结构，但是提升了表面和截面的显微硬度，而且强化效果随激光脉冲能量提升而增强。
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（2）激光冲击可以显著提升钛基非晶合金的耐腐蚀性能。
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（3）激光冲击对钛基非晶合金摩擦系数的影响有限，但显著降低了磨损率。而且，随着脉冲能量的增强，钛基非晶合金的磨损率逐步降低。
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（4）钛基非晶合金的主要磨损机理为粘着磨损。略高于 7 J 能量的激光冲击处理有可能获得更好的摩擦学性能。
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摘要
非晶合金具有高硬度、高强度和良好的耐磨耐蚀性，但较差的室温塑性限制了其摩擦学性能的提高。为提高钛基非晶合金的摩擦学性能，采用脉冲能量分别为 3、5 和 7 J，光斑直径 3 mm 及搭接率 50%的激光冲击工艺对钛基非晶合金 Ti32.85Zr30.21Cu9Ni5.28Be22.66 进行强化处理，并重点研究钛基非晶合金在 3.5% NaCl 模拟海水环境中的摩擦学性能。XRD 图谱表明：该非晶合金在激光冲击处理前后的晶态结构没有发生明显变化，但是激光冲击显著提高了钛基非晶合金的被冲击表面和横截面的硬度，而且随着激光脉冲能量的增加，硬度提升效果增强，表面粗糙度增大。另一方面，激光冲击强化显著提高了钛基非晶合金在模拟海水环境中的耐腐蚀性能。在 20 N 载荷的滑动条件下，7 J 脉冲能量冲击后的腐蚀速率较铸态样品降低了约 47.2%，同时激光冲击也显著降低了钛基非晶合金的腐蚀磨损率，而且该磨损率随着激光脉冲能量的增大而降低。在 10 N 载荷下，7 J 脉冲能量冲击后的磨损率较铸态样品降低约 47.3%。钛基非晶合金的主要磨损机制为粘着磨损。激光冲击有利于钛基非晶合金的再钝化、抑制塑性变形和粘着倾向，进而提升其在腐蚀环境下的摩擦学性能。激光冲击强化显著提高了钛基非晶合金的抗腐蚀性能和腐蚀磨损性能，这为促进非晶合金及其涂层的工程应用提供了新的思路。
Abstract
Bulk amorphous alloys are promising engineering materials owing to their increased hardness, high strength, good corrosion resistance, and wear resistance. They have a wide range of applications in biomedical, marine engineering, and aerospace fields; however, their poor room-temperature plasticity limits the improvement of their tribological properties. We used a copper-mold spray casting technique to prepare a titanium-based amorphous alloy (Ti32.85Zr30.21Cu9Ni5.28Be22.66) and investigate the enhancement of its tribological properties. Subsequently, laser-shock treatment was employed, utilizing pulse energies of 3 J, 5 J, and 7 J; pulse widths of 15 ns; a repetition rate of 0.5 Hz; spot diameter of 3 mm; and lap rate of 50%. Our investigation delved into multiple facets to comprehensively understand the impact of laser shock peening on this alloy. First, we examined the mechanical properties of the alloy specimen after laser shock treatment by evaluating both the surface and cross-sectional hardness. Additionally, we conducted X-ray diffraction (XRD) tests to explore any changes in the amorphous structure of the samples before and after laser shock treatment. Moreover, our research extended to the study of corrosion resistance of the specimens. We utilized a Gamry 1010E electrochemical workstation to measure the electrode potential and polarization curves of the amorphous samples in a 3.5% NaCl solution under varying laser pulse energies. Subsequently, we used a CFT-1 multifunctional friction and wear testing machine in conjunction with a Gamry 1010E electrochemical workstation to assess the tribological properties of the specimens. Finally, we elucidated the wear mechanism of the specimens by closely observing the wear morphology using a JSM6360-type scanning electron microscope. Notably, our XRD analysis revealed no obvious difference between the Ti-based amorphous alloys before and after the laser shock treatment. Importantly, we found that laser shock peening significantly enhanced the hardness and surface roughness of the impacted surface, as well as the cross-sectional hardness of the titanium-based amorphous alloys. Furthermore, this effect became more pronounced with increasing laser pulse energy, although the surface roughness exhibited a nuanced trend of initially increasing and subsequently decreasing. Additionally, laser shock peening demonstrated a remarkable capacity to augment the corrosion resistance of the titanium-based amorphous alloys in a simulated seawater environment. The residual stress generated by this process effectively mitigated the corrosion rate, although the improved surface roughness only marginally increased it. For instance, specimens impacted with a 3 J pulse energy displayed slight residual compressive stress and notably higher corrosion rates compared to the cast samples. Conversely, under a 20 N load and 7 J pulse energy, the corrosion rate was reduced by approximately 47.2% compared to that of the cast sample. Moreover, laser shock treatment substantially reduced both the corrosion and wear rates in titanium-based amorphous alloys, and this reduction became more pronounced as the laser pulse energy increased. For instance, at a 10 N load, the wear rate after a 7-J pulse energy impact decreased by approximately 47.3% compared to that of the cast sample. Notably, the friction factor of the titanium-based amorphous alloy exhibited minimal change. The main wear mechanism of Ti-based amorphous alloys is adhesive wear. Laser shock is beneficial for the re-passivation of titanium-based amorphous alloys, inhibits plastic deformation and adhesion tendency, and improves their tribological properties in corrosive environments. After laser shock, the corrosion and wear performance of titanium-based amorphous alloys are improved, which provides a theoretical basis for the future application of titanium-based amorphous alloys.
Keywords
laser shock peening ； tribological property ； amorphous alloy ； corrosive wear
