7022鋁合金FSJ拼連板材殘余應力和變形分析

汪洪峰，左敦穩，戴 晟，潘 玲

（1南京航空航天大學 機電學院，南京 210016；2黃山學院 機電與信息工程學院，安徽 黃山 245041）

攪拌摩擦連接（Friction Stirring Jointing，FSJ）是一種固相連接技術，其通過高速旋轉的攪拌頭與被連接材料表面間生成的摩擦熱使連接區金屬軟化并通過軸肩和工作臺之間的擠壓力擠壓連接而成。該技術目前在航空航天、船舶制造、高速列車、軌道交通、汽車制造等多領域得到廣泛應用。連接的材料以鋁合金、鎂合金等有色金屬為主，特別是鋁合金板材的連接應用最廣，技術也較為成熟［1－5］。由于FSJ連接技術也會產生熱量集中現象，所以其也會造成板材連接后出現殘余應力分布不均而變形，這將直接影響到連接板材的連接性能及后續加工性，易造成連接板材發生脆性斷裂和連接質量降低，因此，研究FSJ連接板材的殘余應力分布就有重要意義。

本工作以7022鋁合金為研究對象，利用FSJ連接技術研究板材連接后殘余應力和變形分布規律，為實際工程應用提供一定的理論指導。

1 實驗

1.1 實驗材料及力學性能

實驗選用的材料是7022鋁合金，主要特點是具有更高的抗拉強度與屈服強度、優良的耐磨性與耐腐蝕性和良好的FSJ的連接性能等，主要用于飛機的大型結構件及承力零件［6－8］。實驗所用的材料厚度為10mm，其化學成分見表1。

表1 7022鋁合金的化學成分（質量分數／%）Table 1 Chemical composition of 7022aluminum alloy（mass fraction／%）

進行有限元模擬時，需要輸入材料的本構方程和隨溫度（T）變化的材料熱物性和力學性能參數，其是確保模擬準確性的重要保障。表2和表3給出了7022鋁合金的密度（ρ）、比熱（CP）、熱導率（λ）、熱膨脹系數（α）、彈性模量（E）、泊松比（n）隨溫度變化的數值。通過密度公式計算得出各溫度下密度，通過DRL－Ⅱ／Ⅲ導熱系數測定儀測定導熱系數，通過DSC－2C型比熱容測試儀測試比熱容，通過高溫拉伸實驗測得彈性模量和泊松比隨溫度變化數值，通過DIL402C熱膨脹儀測得熱膨脹系數，彈性模量通過高溫拉伸實驗獲得。

表2 7022鋁合金熱物性參數Table 2 Thermophysical parameters of 7022aluminum alloy

表3 7022鋁合金熱力學性能參數Table 3 Thermal properties of 7022aluminum alloy

7022鋁合金及其FSJ連接區的本構方程通過Hopkinson壓桿實驗獲得。材料本構方程采用Johnson－Cook模型，本構方程依次為［9］

7022鋁合金母材

7022鋁合金FSJ連接區

式中：Tm為材料熔點；ε為應變，為應變率；0，Tr分別為參考應變率和參考溫度，本工作取0＝0.001s－1，Tr＝30℃。

1.2 實驗設備及方法

實驗選用的FSJ設備型號為FSW－2XB－020，攪拌頭采用右旋螺紋結構，且在攪拌針頂端開有三個V型槽。FSJ實驗前先用丙酮對鋁合金板材連接區進行擦洗除油，然后用砂紙或砂輪輕輕地將拼連一邊的氧化膜打磨掉，去膜方式為機械加工方法，最后用無水乙醇清洗打磨表面，用吹風機吹干，固定在FSJ設備工作臺上進行連接。連接的工藝參數：攪拌頭旋轉速率ω＝400r／min，攪拌頭連接速率v＝100mm／min。殘余應力測試采用小孔法測試，選用的應變片為BX120－2BA，鉆頭直徑為φ1.5mm，小孔深度為1.5mm。進行殘余應力測試前，將連接區兩邊去除飛邊，并用砂紙手工打磨毛刺，最后用無水乙醇清洗表面，用吹風機吹干貼應變片。板材變形主要通過三坐標測量儀測量獲得。

2 FSJ過程熱力耦合分析

2.1 熱力耦合模型的建立

模型的尺寸如圖1（a）所示，網格劃分如圖1（b）所示，連接區比較密，遠離連接區比較稀疏。圖1（b）中的模型共有9435個節點和7200個單元。溫度場分析時采用SOLID70單元，殘余應力分析時采用SOLID45單元。

按文獻［10］中熱源模型加載到圖1（b）有限元模型上，得到了各節點模擬溫度。在溫度場的有限元模型基礎上，將熱單元轉化為力學單元，并將獲得的各節點溫度作為體載荷施加到應力場分析中，模擬出整個連接過程中的殘余應力場分布。FSJ過程為連續的，連接完成后將連接件放置室溫中進行自然冷卻。連接試樣在連接過程中被夾具固定在工作臺上，其約束為過定位約束。當連接試樣在室溫中冷卻到室溫，去除裝夾約束。

另外，由于實際測量得出的連接板材變形，一部分是由連接輸入熱引起的，一部分是由板材自身重力引起的，而實際工程中僅考慮連接輸入熱變形，但為了用實驗檢測模型正確性，故在與實驗對比的模型中考慮了重力作用，而預測變形中剔除了重力影響作用。

圖1 熱力耦合模型尺寸圖 （a）模型1尺寸圖；（b）模型1有限元網格劃分Fig.1 The model of thermal－mechanical coupling and dimensional drawing （a）model 1size；（b）model 1finite element mesh

2.2 殘余應力模擬結果與實驗結果對比分析

圖2是沿A－B路徑的殘余應力曲線，圖2中縱向和橫向殘余應力的模擬值與實驗值變化趨勢基本一致。模擬得出的最大縱向殘余拉應力和最大橫向殘余應力分別為8.607MPa和47.7MPa，分別約為母材（簡稱BM）屈服極限的1.6%和8.2%。圖2（a）中，在80～150mm區域內，實驗值比模擬值大，其余均小于模擬值；圖2（b）中，在約110mm后實驗值均比模擬值大，其余均小于模擬值。圖3為沿C－D路徑的殘余應力曲線，圖3（a）中兩端的模擬值與實驗值吻合較好，中間實驗值波動太大。3（b）中的模擬值與實驗值吻合得較好。模擬得到最大縱向殘余拉應力和橫向殘余應力分別為9.263MPa和43.5MPa，分別約為BM屈服極限的1.74%和8.2%。

圖2 沿A－B路徑的殘余應力曲線 （a）縱向殘余應力；（b）橫向殘余應力Fig.2 The curves of residual stress along A－Bline （a）longitudinal residual stress；（b）transverse residual stress

圖3 沿C－D路徑的殘余應力曲線 （a）縱向殘余應力；（b）橫向殘余應力Fig.3 The curves of residual stress along C－Dline （a）longitudinal residual stress；（b）transverse residual stress

從圖2和圖3中還可看出，前進側（簡稱AS）和返回側（簡稱RS）縱向殘余應力距離板材中心位置殘余應力較大，而兩端位置相對較?。粰M向殘余應力距離連接區起始端較大。

圖4為沿E－F路徑的殘余應力模擬值與實驗值，其變化趨勢基本吻合。模擬得到的最大縱向殘余拉應力和橫向殘余應力分別為161MPa和52MPa，分別約為BM屈服極限的30.4%和9.8%.圖5對比了沿IJ路徑的殘余應力模擬值與實驗值，模擬值與實驗值整體趨勢較吻合，縱向殘余應力在連接區附近呈現拉應力，遠離連接區中心的位置呈現壓應力。模擬得到的最大縱向殘余拉應力和最大橫向殘余拉應力為85.4MPa和33.8MPa，分別約為BM 屈服極限的15.9%和6.4%。

圖4 沿E－F路徑的殘余應力分布曲線 （a）縱向殘余應力；（b）橫向殘余應力Fig.4 The curves of residual stress along E－Fline （a）longitudinal residual stress；（b）transverse residual stress

圖5 沿I－J路徑的殘余應力分布曲線 （a）縱向殘余應力；（b）橫向殘余應力Fig.5 The curves of residual stress along I－Jline （a）longitudinal residual stress；（b）transverse residual stress

從圖2～5還可以看出，各模擬和測量位置的殘余拉應力均低于BM屈服強度的50%以下，這充分說明FSJ連接區性能好。另外，對比圖4和圖5可知，圖5中殘余壓應力值大于圖4，圖5中殘余拉應力小于圖4，造成這種變化的主要原因是夾具的裝夾位置對工件的殘余應力影響，在E－F處先連接，此時夾具的約束影響了連接過程中材料的受熱膨脹，而在I－J處是后連接，此時夾具的約束有影響，但時間相對較短，其對連接中材料的受熱膨脹影響不大，故在I－J處的殘余壓應力較小，殘余拉應力較大；而在E－F處的殘余壓應力較大，殘余拉應力較小。

2.3 攪拌摩擦連接變形模擬結果與實驗結果對比分析

因測實驗板材長度和寬度相對厚度較大，因此本工作研究忽略X和Y方向的變形，僅考慮Z方向的變形。圖6是沿A－B路徑的變形曲線，從圖6中可以看出工件在連接區方向呈彎曲變形，靠近鑰匙眼側的翹起量高。圖6中實驗值高于模擬值，但總的變化趨勢相同。殘余應力直接影響變形，從圖2中可知，板材連接區中間部位為殘余拉應力，形成中間部位下凹，且下凹接近起始端；起始端為殘余壓應力，致使起始端有翹起趨勢，但受中間下凹部位的影響，起始端翹起并不明顯；鑰匙眼側也受到殘余壓應力作用，但壓應力相對起始端較小，且中間下凹部位靠近起始端，間接的將鑰匙眼端抬高，使得鑰匙眼端整體翹起。故圖6能準確反映連接變形，其模擬也是準確可靠的。圖7是沿C－D路徑的變形曲線，實驗值和模擬值在變化趨勢基本一致，但兩端測得的變形量的實驗值明顯高于模擬值，這可能是有限元模型簡化所致。起始端的變形量低于鑰匙眼端。圖中變形曲線與圖2中殘余應力曲線基本吻合，符合變形規律。

圖6 沿A－B路徑的變形曲線Fig.6 The curves of deformation along A－Bline

圖7 沿C－D路徑的變形曲線Fig.7 The curves of deformation along C－Dline

圖8是沿E－F路徑的變形曲線，從圖8中可以看出工件在垂直連接區方向呈彎曲變形且左邊變形大于右邊。兩端模擬值較實驗值高，中間部位則相反，實驗值高于模擬值。圖8中變形曲線同圖4中殘余應力曲線保持一致，中間部位處于殘余拉應力，出現下凹現象，兩側是殘余壓應力，出現兩端翹起現象。圖9是沿I－J路徑的變形曲線，其變形和圖8相似，但是圖中變形量要比圖8小，這主要是由于在I－J路徑處夾具裝夾時間比連接區起始端65mm處短，致使在I－J路徑處殘余拉應力小于E－F路徑處的殘余拉應力，直接引起I－J路徑處變形小于E－F路徑處的變形。圖8中曲線夾角小于圖9曲線夾角，這可能是由于板材自身重力導致的結果，致使圖8中板材兩邊翹起的高度大于圖9中板材兩邊翹起的高度。另外，AS殘余應力大于RS，故AS變形大于RS，即圖中左邊曲線高于右邊曲線。

圖8 沿E－F路徑的變形曲線Fig.8 The curves of deformation along E－Fline

圖9 沿I－J路徑的變形曲線Fig.9 The curves of deformation along I－Jline

從上述結果和分析可以看出，利用數值模擬方法進行FSJ變形分析，得出的FSJ變形趨勢與實驗基本一致，且隨著模擬模型的不斷改進，模擬結果更佳接近實驗結果，因而其對FSJ實際工程應用具有較大的實用價值。

3 結論

（1）在垂直于連接區的殘余應力不論是縱向還是橫向均是連接區中心殘余應力高于連接區兩側；在平行于連接區的殘余應力，縱向殘余應力在寬度方向中間部位較低，橫向殘余應力在寬度方向中間部位較高。

（2）垂直于連接區，前進側的殘余應力大于返回側的殘余應力，前進側的變形也大于返回側的變形；平行于連接區，中間部位為殘余拉應力，形成下凹且接近起始端；起始端為殘余壓應力，致使起始端有翹起趨勢，但受中間下凹部位的影響，起始端翹起受到限制而并不明顯；鑰匙眼側同樣為殘余壓應力，但壓應力相對較小，且離中間下凹部位較遠，從而間接地抬高了鑰匙眼端，使得鑰匙眼端整體翹起。

（3）所測位置的殘余拉應力均低于母材屈服強度的50%以下，說明在攪拌頭ω＝400r／min，v＝100mm／min時連接的板材質量高。

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