摘要

锁孔孔隙率是激光粉末床熔合(LPBF)中的一个关键问题，可能会影响零件的疲劳寿命。然而，一些锁孔孔隙的形成机制，如锁孔的波动、坍塌和气泡的增长和收缩，仍不清楚。利用同步加速器x射线成像，我们揭示了锁孔和气泡的行为，量化了它们的形成动力学。研究结果支持以下假设:(i)锁孔孔隙度不仅可以在不稳定状态下启动，也可以在高激光功率-速度条件下产生的过渡锁孔状态下启动，导致快速的径向锁孔波动(2.5 ~ 10 kHz);(ii)过渡体制崩溃往往发生在后墙的一部分;(iii)在锁孔破裂后，气泡立即由于压力平衡而快速增长，然后由于金属蒸汽冷凝而收缩。在冷凝的同时，氢气扩散到气泡中，减缓了气泡的收缩速度，稳定了气泡的大小。本文揭示的锁孔波动和气泡演化机制可以指导控制系统的开发，以最小化孔隙度。

简介

激光粉末床融合(LPBF)增材制造技术在工业和学术界被广泛应用于金属零件的生产。在LPBF过程中，中等功率(~ 100-1000 W)但紧聚焦(光斑大小~ 20-100 μ m)的激光以高速(~ 0.05-4 ms−1)扫描连续的细金属粉末层，选择性地熔化和固化粉末，以构建完全致密的部分。LPBF的典型加工-结构-性能联系是:陡峭的热梯度和高冷却速率(~ 104-106Ks−1)有利于沿构建方向定向的细柱状晶粒，生产出的LPBF零件通常表现出强度增加，延展性降低，以及显微组织和力学性能各向异性增加，这取决于合金体系。

LPBF过程中的激光通量足以使金属汽化，产生反冲压力，将熔融金属推离激光-物质相互作用区。随着激光通量的增加，反冲压力大到足以打开一个深的、高纵横比的蒸汽洼地，称为锁孔。这通常用于激光焊接，以实现薄而深的接头。LPBF通常采用锁孔熔化方式，以确保连续层之间的完全融合。此外，由于激光束沿锁眼多次反射，激光吸收率在锁眼熔化过程中显著增加，这为LPBF制造高反射材料(例如，反射率约91%的铝基复合材料)打开了大门，或者在LPBF中使用更经济的激光热源(例如，二极管激光器)而不牺牲建造效率。然而，由能量和压力平衡控制的锁孔受到轴向波动和径向扰动，造成锁孔不稳定和在某些情况下坍塌的重大风险。锁孔塌陷经常导致熔池中形成气泡，气泡可能被凝固前沿截留而形成孔隙。残余在最终零件上的孔孔可能成为应力集中器和裂纹萌生和扩展的场所，使其潜在地损害疲劳寿命和其他最终部件的力学性能。

几个过程模型解释了激光焊接和LPBF过程中小孔形成的物理过程，揭示了反冲压力、表面张力和Marangoni对流对小孔的相互作用，以及重力、阻力、浮力和热毛细力对气泡运动的相互影响。近年来，原位同步x射线成像技术应用于LPBF，捕捉到熔池亚表面小孔和小孔的一些动态变化，包括:小孔形态演化;光栅扫描时回转点的孔隙形成;利用热毛细力消除孔隙;Marangoni流驱动下的孔隙迁移和孔隙聚结;小孔被小孔塌陷时发出的声波推离小孔尖端，以及多层LPBF过程中的孔隙演化。然而，锁孔孔隙形成的动力学仍然没有完全了解。在被凝固前沿捕获之前，小孔波动在小孔坍塌中的作用和气泡的演化(例如，形成、增长、收缩和迁移)在很大程度上尚未被探索。对于后者，已有研究探讨了蒸发和冷凝对过热液体中水蒸气气泡动力学的影响，以及溶解气体扩散对铸造过程中气泡生长的影响，但尚不清楚蒸发、蒸汽冷凝和溶解气体扩散对LPBF中气泡演化的影响。

本文中，我们在商用铝合金Al7A77 (HRL实验室，美国)的LPBF过程中进行了原位同步加速器x射线成像，该铝合金在航空航天、生物医学和汽车工业中具有重要应用，而且在近红外中具有高激光反射率，这对激光加工提出了挑战。在LPBF中，我们发现了一个介于稳定(I)和不稳定(III)锁孔体系之间的过渡体系(II)，锁孔形态由II的宽浅向III的窄深转变。孔在II层也有形成，主要出现在锁孔后壁(RKW)，而锁孔孔隙率在III层更普遍，孔通常形成在锁孔底部。尽管先前的一些工作表明锁孔波动在很大程度上是随机的，但我们观察到锁孔宽度和深度的规律性振荡，以及在三个锁孔区域内波动频率的显著趋势。我们发现这些体系是由前锁孔壁(FKW)角度很好地定义的，对于不同的材料，它坍缩成一个归一化焓积的单一函数。通过将我们的气泡模型与实验数据进行比较，我们发现气泡动力学是由压力均衡引起的快速初始增长定义的，随后是由于金属蒸汽冷凝引起的收缩。在冷凝的同时，氢气可能扩散到气泡中，减缓气泡收缩并稳定气泡大小。最后，我们研究了气泡与前进凝固前沿相互作用时的快速变形。

结果

锁眼坍塌机理及相关区域转变

原位和操作过程中的x射线成像被用于探测LPBF过程中的锁孔塌陷行为和锁孔孔隙形成机制，该过程使用原位和操作过程复制器(ISOPR，补充图1)进行，如“方法”部分所述。我们系统地描述了在大范围区域能量密度AED,AED=Pl/(vldl) (Pl激光功率，vl激光扫描速度，dl激光光斑大小)下，从AED= 6到17 mJ m−2的锁眼形状和气泡发展的变化。

我们观察到锁孔的形态由宽、浅到窄、深(图1a、补图2a和补片1-12)。同时，气泡首先在RKW处形成，当锁孔变深变窄时，气泡在锁孔底部普遍存在(图1a，补充图2a)。这些发现表明，从稳定的锁孔熔化到不稳定的锁孔熔化的转变可能比以前认为的更微妙(稍后详细讨论)。我们还注意到FKW在近似恒定的倾角下保持相对平滑，而RKW呈现随机皱纹和扰动。随着AED的增加，锁孔穿透深度增加，FKW倾角变陡(更高的FKW角θ， tanθ ~ vd/vl)，这是由于更高的钻井速度(vd)和由于多次反射而增加的能量耦合。

图1:LPBF中锁孔塌陷机理及相关的锁孔熔化区转变。a在不同激光扫描速度下，(I)准稳定区、(II)过渡区和(III)不稳定区锁孔形态由宽、浅到窄、深变化。b四种不同材料的9个数据集的前锁孔壁(FKW)角度作为归一化焓积的函数。c (II)过渡状态下激光熔化裸铝板的x光片，显示锁孔后壁(RKW)崩塌，并有相关插图(d)。e (III)不稳定状态下激光熔化裸铝板的x光片，显示锁孔底部崩塌，并有相关插图(f)。t0为RKW或底部锁孔膨胀前捕获帧的时间。d和f中的红色、蓝色和绿色箭头分别代表激光束、流体流动和蒸汽流动。d、θ分别为锁孔深度和FKW角度。激光功率500 W，激光光斑大小50µm。所有比例尺对应150µm。

通过对以往研究的结果进行补充，我们发现FKW角θ坍缩与归一化焓积 (图1b)呈反切线。在这里，我们发现FKW角和归一化焓积(补充图3d)之间有更强的一致性，而不是归一化焓积(补充图3c)。我们的结果建立在Ye等人的工作基础上，他们首次在锁眼深度的标度定律中引入归一化焓积(锁眼深度测量的类似关系见补充图3a, b)。这里导出的关系还允许定义不同熔点之间的阈值，类似于King等人研究，他们发现从传导到小孔熔点的转变发生在316L不锈钢的归一化焓。
在锁孔熔炼过程中，最近的研究报告了稳定和不稳定锁孔熔炼之间的急剧转变，通常由锁孔孔隙度的开始定义。从我们的数据中，我们观察到这种转变的阈值在不同的合金之间有很大的差异。

图2:LPBF中的锁孔动力学。激光扫描速度为1.6米/秒(顶部，蓝色)和0.8米/秒(底部，红色)时，相对于平均值的锁孔宽度。检测到的峰/谷用标记尺寸和示例x射线片突出显示(1a, b;2a, b).锁孔宽度b和深度c连续峰值/低谷之间的平均周期，作为归一化焓积的函数。SS304、Inconel 718和Ti64的数据分别引用于文献Kouraytem等人、Parab等人和Zhao等人。虚线是平滑样条拟合，供读者参考。d有和没有粉末的情况下的百分比面积孔隙率。误差条表示标准偏差。

此外，我们发现在高功率速度(高pv)下，在稳定(I)和不稳定(III)锁孔体系之间存在一个扩展的过渡体系(II)。气孔在这种过渡状态下开始形成，气孔开始于小孔的RKW处，而不是小孔的底部(典型的III)，在铝合金和低碳钢以及Ti-6Al-4V42的LPBF激光焊接过程中也观察到这种现象。对于类似的AED，我们发现这种过渡区域随着激光功率和扫描速度的降低而变得更加尖锐，这与Zhao等人的观点一致。我们推测(II)过渡模式是由大AED下的高pv组合引起的，它扩大了熔池和蒸汽凹陷区，导致从稳定(I)过渡到不稳定(III)的过渡范围相对较宽。根据参考，LPBF的典型AED约为10 MJ m−2。在LPBF中实现大建设速率的高pv处理方案中，我们推测这些方案最有可能落入这种过渡机制(II)。
为了进一步研究II和III中不同的锁孔塌陷机制，我们比较了锁孔动力学(图1c, e和补充影片1-12)。由于激光吸收对入射角的依赖(菲涅耳吸收，补充讨论1)，在FKW上有规律地形成“驼峰”，在布鲁斯特角周围尤其明显(超过布鲁斯特角，吸收率急剧下降，补充图4)。在II中，这些驼峰倾向于将激光束和蒸汽流反射到RKW。这导致了RKW上强烈的蒸发和反冲压力，并建立了滞回压力，相应地使RKW变形和膨胀(图1c - ii)。通常情况下，后坐力和滞止压力共同平衡作用在RKW自由表面上的表面张力，使悬垂的RKW不会坍塌。然而，如果反射的激光束和蒸汽流被锁孔的扰动阻塞或重定向(图1c-ii)，未照明的RKW的表面温度将迅速下降。随着温度的降低，表面张力线性增加，克服了反冲压力的指数下降，导致RKW崩溃。我们观察到，这种坍塌有时会导致RKW中气泡的形成，大约在锁孔的半深处(图1c-iii)，随后会临时形成一个深的、高纵横比的凹陷。由于马兰戈尼驱动流的作用，熔池中部的熔体流动仍然很强，将气泡推向熔池后部，这在后面将详细讨论。
在不稳定区域(III)(图1e-i, AED = 10 MJm−2 FKW角84.8±0.8°)，形成一个窄而深的锁孔，FKW上的驼峰主要是直接的金属蒸汽和反射的激光束射向锁孔底部。锁孔底部的蒸汽腔(“j型”锁孔，图1e-ii)的快速形成进一步放大了强烈的蒸发和反冲压力，该腔捕获了反射的激光和金属蒸汽，增加了多次反射的数量和密度，并建立了显著的滞止压力。由于能量集中在小孔中，小孔容易发生毛细失稳，有时会坍塌，挤压小孔形成充满蒸汽的气泡(图1e - iii)，导致小孔深度急剧下降。这类似于激光焊接中最初命名的“尖刺”，但不相同。在LPBF中也普遍存在尖刺现象，但由于激光束的加速度有限，瞬时扫描速度接近零，并且在锁孔的“根部”处产生气孔，因此在光栅扫描模式的转弯点也存在尖刺现象。虽然我们观察到的气泡有一小部分被膨胀的锁孔重新捕获(补充图2b)，但大部分气泡几乎在瞬间被锁孔底部前进的凝固前沿捕获，形成III中的孔隙。
锁孔径向和轴向波动和锁孔孔隙率
为了量化锁孔和气泡动力学，我们建立了一个图像处理管道(见“方法”部分)，从原位x射线片中提取锁孔深度和宽度(图2a，补充图6a, b)。这不仅适用于我们自己的含和不含Al7A77粉末的LPBF研究(补充视频1-8和10-12)，也适用于之前在不同粉末材料、工艺条件、LPBF复制因子和光束线(例如，Parab等)。注意，锁孔宽度提取为沿整个锁孔深度的中位数宽度。
图2a显示了不同锁孔熔化状态下锁孔宽度的规律性波动(过渡II，蓝色;不稳定III，红色)。类似的，如果不是更有规律的话，在没有粉末的情况下也观察到了波动(补充图6a, b)。为了进一步量化这些波动，我们计算了平均峰峰周期(见“方法”部分)，并发现锁孔深度和宽度波动的相应频率范围为~2.5到~10 kHz，与之前的声学、光学和辐射测量结果一致。我们还发现了不同锁孔状态下锁孔宽度(图2b)和深度(图2c)波动的显著趋势:从I开始，锁孔宽度波动的频率首先增加，在II达到峰值，然后在III略有下降。类似的锁孔深度波动模式如图2c所示，从I到II，锁孔深度波动频率增加，然后在III保持较高。
锁孔宽度和深度的波动趋势与上述锁孔塌陷机制基本一致。在II中，高频驼峰的形成以及随后沿FKW向下的迁移(补充讨论1)可以导致一个开阔、宽的蒸汽洼地暂时坍塌成一个更深、高纵横比的锁孔，锁孔宽度显著减小，锁孔深度显著增加(尽管有时不太显著)，提高了锁孔的波动频率。在III中，深度与宽度的振荡频率相对较高，也符合图1的讨论，对应于小孔底部气泡被掐掉，小孔深度急剧减小。如图2d所示，锁孔孔在II处开始形成，并在III处频率增加。将最终孔隙相对于基底的深度与平均小孔深度进行比较(补充图7)，可以证实气泡在II的RKW处产生，在III的小孔底部产生。
之前的研究报告了与裸基底相比，粉末的锁眼波动更大。Zhao等人假设，这种现象是由粒子溅射与激光束之间的瞬间相互作用引起的，这种相互作用遮蔽了激光照明，降低了反冲压力，相应地增加了锁孔波动。在这里，通过比较添加和不添加粉末时锁孔宽度(图2b)、深度(图2c)的波动频率，以及单位径迹长度上的跟踪气泡数(补充图8)，我们发现粉末和裸板样品之间的差异有限。我们假设在高激光功率和薄粉末层厚度下，粒子溅射对激光束的阴影效应不太显著(对于本研究中使用的激光光斑尺寸和合金，高激光功率和薄层厚度分别定义为≥500 W和≤30µm)，这与Khairallah等人的研究结果一致。Khairallah等人发现存在一个功率阈值，超过该阈值粒子溅射排出机制被激活，可以快速蒸发溅射，相反，由于快速冷却的激光阴影导致气孔。
LPBF中小孔诱导的气泡寿命动力学
使用我们的图像处理管道(例如，卡尔曼滤波跟踪)，我们跟踪了锁孔诱导气泡的演变，并在其生命周期中提取了它们的质心和等效直径，从气泡从锁孔被挤压后开始，到气泡完全被凝固前沿捕获时结束(参见图3、补充图9a和补充视频7,8中的示例，AED = 10 MJ m−2;辅助图9b, 10和辅助视频1-4,AED = 17 MJ m−2)。我们观察到气泡经过三个主要阶段的演变，有和没有粉末层的存在:
(1）气泡被从锁孔中掐出后立即迅速增长(图3a-ii, iii, b-ii, iii，图3c，补充图10d)，认为是由于压力均衡;然后
（2）气泡在向熔池后侧迁移时收缩(图3a-iv, v, b-iv, v补充图10a-ii, iii, b-ii, iii, c)，假设是由于金属蒸汽在其中凝结，与氢气扩散到气泡中竞争造成的;最后
（3）它们被前进的凝固前沿捕获(图3a - vi, b-vi，补充图10a-v, b-v)。

图3:LPBF过程中锁孔气泡寿命动态。激光扫描速度1 m/s，激光功率500 W。a和b分别为Al7A77粉末和裸铝板的x线片。c和d分别为有(实线)和无(虚线)Al7A77粉末时LPBF中气泡等效直径的时间演化示例。对于粉末和裸板情况，总跟踪气泡数分别为5和8(补充图9a)，使用的标准是识别气泡的最小帧数为6(参见“方法”部分)。时间t0设置为第一次识别气泡的时刻(注意，t0在c和d中设置为t0 = 0)。黑色虚线圈表示c中气泡的初始生长。a和b中感兴趣的气泡分别用绿色和薰衣草色标记，对应c中的相同颜色。Vap。水蒸气，Ar氩，H2氢。所有比例尺对应100µm。
在阶段(1)中，由于气泡被从锁孔中抽离，气泡内压力pi预计与锁孔底部反冲压力相似，且一般大于环境压力pa。根据理想气体定律，这种压差驱动气泡增长，其中体积V必须增加以适应压力p从pi到pa的降低。同时，当周围的液态金属冷却气泡时，气泡内过热的金属蒸汽会冷凝，减少n，从而减少气泡体积V，但速度比压力均衡慢。这也被称为激光焊接中的气泡收缩机制。
在阶段(2)中，气泡在向熔池后侧移动的过程中收缩，我们观察到在冷凝后期气泡收缩发生了明显的减缓(如图3d中的气泡3从40到120µs，补充图10c中的气泡1从40到80µs)，然后气泡大小趋于稳定。我们推测收缩率的降低和最终气泡尺寸的稳定是由氢扩散引起的。Matsunawa等人观察到小孔孔中存在氢，他们用质谱法测量了铝合金激光焊接过程中形成的小孔中约3-12%的氢含量。氢预计存在于原始基底和粉末颗粒中。在LPBF过程中，处于前进凝固前沿的熔体发生氢过饱和，促使氢从熔体扩散到气泡中，其扩散速度比其他原子的扩散速度快几个数量级。
在阶段(3)，当气泡与凝固前端相互作用时，我们观察到它们经历了突然爆发的增长和收缩(例如，图3c，补充图11a, b中80-120µs的气泡2)。这一现象可能是由于气泡与快速增长的凝固组织的相互作用，其中细胞和树突可以限制和扭曲气泡(补充图11c)，形成复杂的非球形孔隙。如补充讨论2所述。偶尔，其他气泡动力学也被观察到，包括被扩展的锁孔重新捕获，合并，甚至分裂(补充视频1-12)。
基于上述研究结果，从气泡形成到冻结成孔，其成分最初是金属蒸汽和保护气体氩(Ar)的组合，氩气通过伯努利效应进入锁孔。金属蒸汽会凝结，留下氩，减小气泡的大小。同时，一些氢气(H2)会扩散进来，减缓气泡的收缩。这些阶段在图3a, b中被跟踪气泡颜色突出显示。注意，氩可以被视为不溶于熔融铝，因此预计是留在冻结孔隙中的主要成分。
为了验证我们在上述讨论中的假设，我们结合了Rayleigh-Plesset方程、Florschuetz和Chao的气泡凝结模型和理想气体定律，在考虑压力驱动增长、蒸汽凝结和氢扩散的同时，建立了一个统一的气泡模型。我们将模拟结果与不同锁孔熔融状态(III, II)下的实验测量结果进行了比较，如图4所示，在0.8和1.2 m/s激光速度下(图4a, b)，基于x射线图像(补充视频5、6、10、11)，对应于III (AED = 12.5 MJ m−2)和II (AED = 8 MJ m−2)，我们给出了跟踪的锁孔和锁孔孔隙瞬态轨迹。

图4:小孔诱导气泡动力学的跟踪和建模。低a和高b激光扫描速度下锁眼和气泡的彩色地图跟踪，分别对应于区域(III)和区域(II)。在低c和高d激光扫描速度下，将模拟的气泡尺寸变化与原位x射线测量进行比较。注意，气泡在后期分裂为两个小气泡，其等效直径由(c)中两个小气泡面积之和估计。x射线成像的时间分辨率(20µs)不足以捕捉气泡生长的整个过程，因此我们无法获得足够的数据并完全验证气泡生长模型。e气泡迁移距离相对于它们最初形成的位置。在有限的相机曝光时间(2.5µs)内，气泡移动距离误差是基于瞬时速度(0-5 m/s)的气泡运动计算的。低激光扫描速度0.8 m/s，高扫描速度1.2 m/s，激光功率500w。当气泡第一次出现时设置时间0。
速度收缩，并最终稳定(~ 50-150µs)，与实验测量结果一致。(请注意，偏差可能是由未包含在构建模型中的表面张力和流体流动的影响引起的。)我们假设爆炸性增长是由压力均衡引起的，气泡体积像t3一样增加。根据理想气体定律，随着气泡体积的增加，驱动力(pi - pa)减少，从而解释了气泡增长的下降和平稳期。我们还推测，气泡收缩速率比气泡增长速率慢，分别与t - 1/2和t成正比(参见“方法”部分)。此外，我们假设氢气的扩散可以进一步减缓气泡的收缩速度。模拟结果(图4c, d)表明，解释氢气扩散对于解释气泡尺寸稳定的后期是必要的，这导致了与跟踪气泡等效直径的良好一致性。请注意，我们的x射线成像的时间分辨率(20µs)不足以捕捉气泡从锁孔中被挤压后的整个生长过程。计算的增长时间为微秒级，我们很可能经常无法捕捉到这种增长，这就解释了为什么立即气泡收缩比初始气泡增长更频繁地观察到收缩(补充图9a, b)。
在RKW处启动时，II中的气泡移动距离较III(图4e)更大，气泡有向后和向上的趋势，在锁孔底部启动时几乎保持不变。这是由于两个影响(i)凝固前沿接近锁孔底部，气泡没有足够的时间在熔池中向上移动;(ii)熔体的流动速度和流动形态与熔池的位置有关，诱导阻力与局部流动速度有关。熔池中部流速较大，当气泡沿RKW半程形成时，气泡迅速向后回流至熔池后部。在靠近固液界面的熔池底部，流速较低，因此从小孔底部分离出来的气泡几乎保持静止，直到被凝固前沿捕获并转变为孔隙。图4a(状态III)中的气泡的平均速度为1.0±0.5 m/s(在前60µs内测量)，而图4b(状态II)中的气泡的移动速度为2.4±0.7 m/s。在高AED的III区，孔隙迁移速度为1.0 m/s，与我们之前用碳化钨颗粒测量的Marangoni流动速度(相同AED下为0.97 m/s)非常吻合。在较低AED的状态II中，我们假设在RKW处产生较高的气泡初始速度是由于强大的粘性阻力造成的。
讨论
综上所述，本文揭示了锁孔孔的生命周期动态(生长、收缩、迁移、与凝固组织的相互作用以及通过凝固前沿推进捕获)，引入了一个阈值，归一化焓积，以揭示和阐明LPBF中稳定、过渡和不稳定条件下锁孔孔的不同生成机制及其相应的锁孔熔化机制。我们在锁孔波动和气泡动力学方面的发现为通过使用双激光LPBF机器或混合LPBF重熔实现原位消除孔隙，以及通过实时控制锁孔动力学(例如，光束振荡)在广泛的高能光束处理技术(例如，电子束熔化，锁孔激光焊接和激光钻孔)中抑制孔隙提供了关键指导(例如，气泡生长/收缩率，孔隙位置和大小)。
在这项研究中，我们将铝合金Al7A77的LPBF的原位同步加速器x射线成像结果与最近对其他关键增材制造合金(例如Ti-6Al-4V, Inconel 718, SS 304)的研究结合起来。我们发现了一个介于稳定(I)和不稳定(III)的锁孔机制之间的过渡机制(II)。这种过渡状态(II)对于高pv组合和大AED (AED≥7MJ⋅m−2)最为明显。如图1所示，在区域(II)中，蒸汽凹陷变得不稳定，在锁孔后壁中部(RKW)随机坍塌并诱导孔隙，而在区域(III)中，锁孔底部是传统观察到的孔隙形成位置。我们还观察到不同锁孔状态下锁孔波动频率(径向和轴向)的显著趋势，波动最快的发生在~10 kHz的过渡状态(II)(图2)。基于我们的观察，我们为前锁孔壁(FKW)角度建立了材料、机器和工艺条件不可知的关系，该关系坍落为归一化焓产品的单一函数(图1b)。由此得到的关系为预测不同合金和加工条件(如激光光斑大小、激光功率、激光扫描速度)下的三种锁孔状态转变和锁孔孔隙率的发生提供了一个无量纲阈值。
此外，我们阐明了锁孔孔形成过程，包括熔池中汽泡的寿命动力学，其特征为三个阶段(图3):(1)压力驱动的快速增长，(2)金属蒸汽冷凝收缩，氢扩散减缓，(3)与凝固组织(如细胞-树突)相互作用和被前进的凝固前沿捕获。此外，我们提出了气泡增长和收缩模型(图4)，包括压力驱动增长、蒸汽冷凝和氢扩散的物理过程。该模型与实验数据吻合，验证了我们的假设:(1)阶段(1)生命周期早期气泡的爆炸生长主要是压力驱动过程，气泡体积以~ t3的方式膨胀;(ii)在阶段(2)中，氢气扩散足够高，可以稳定冷凝后期的气泡大小。