汪洪峰，左敦穩(wěn)，戴 晟，潘 玲

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

攪拌摩擦連接（Friction Stirring Jointing，F(xiàn)SJ）是一種固相連接技術(shù)，其通過(guò)高速旋轉(zhuǎn)的攪拌頭與被連接材料表面間生成的摩擦熱使連接區(qū)金屬軟化并通過(guò)軸肩和工作臺(tái)之間的擠壓力擠壓連接而成。該技術(shù)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(lǐng)域得到廣泛應(yīng)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(yīng)用最廣，技術(shù)也較為成熟［1－5］。由于FSJ連接技術(shù)也會(huì)產(chǎn)生熱量集中現(xiàn)象，所以其也會(huì)造成板材連接后出現(xiàn)殘余應(yīng)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(xù)加工性，易造成連接板材發(fā)生脆性斷裂和連接質(zhì)量降低，因此，研究FSJ連接板材的殘余應(yīng)力分布就有重要意義。

本工作以7022鋁合金為研究對(duì)象，利用FSJ連接技術(shù)研究板材連接后殘余應(yīng)力和變形分布規(guī)律，為實(shí)際工程應(yīng)用提供一定的理論指導(dǎo)。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)材料及力學(xué)性能

實(shí)驗(yàn)選用的材料是7022鋁合金，主要特點(diǎn)是具有更高的抗拉強(qiáng)度與屈服強(qiáng)度、優(yōu)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(jī)的大型結(jié)構(gòu)件及承力零件［6－8］。實(shí)驗(yàn)所用的材料厚度為10mm，其化學(xué)成分見(jiàn)表1。

表1 7022鋁合金的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)／%）Table 1 Chemical composition of 7022aluminum alloy（mass fraction／%）

進(jìn)行有限元模擬時(shí)，需要輸入材料的本構(gòu)方程和隨溫度（T）變化的材料熱物性和力學(xué)性能參數(shù)，其是確保模擬準(zhǔn)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(dǎo)率（λ）、熱膨脹系數(shù)（α）、彈性模量（E）、泊松比（n）隨溫度變化的數(shù)值。通過(guò)密度公式計(jì)算得出各溫度下密度，通過(guò)DRL－Ⅱ／Ⅲ導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)定儀測(cè)定導(dǎo)熱系數(shù)，通過(guò)DSC－2C型比熱容測(cè)試儀測(cè)試比熱容，通過(guò)高溫拉伸實(shí)驗(yàn)測(cè)得彈性模量和泊松比隨溫度變化數(shù)值，通過(guò)DIL402C熱膨脹儀測(cè)得熱膨脹系數(shù)，彈性模量通過(guò)高溫拉伸實(shí)驗(yàn)獲得。

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

表3 7022鋁合金熱力學(xué)性能參數(shù)Table 3 Thermal properties of 7022aluminum alloy

7022鋁合金及其FSJ連接區(qū)的本構(gòu)方程通過(guò)Hopkinson壓桿實(shí)驗(yàn)獲得。材料本構(gòu)方程采用Johnson－Cook模型，本構(gòu)方程依次為［9］

7022鋁合金母材

7022鋁合金FSJ連接區(qū)

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

1.2 實(shí)驗(yàn)設(shè)備及方法

實(shí)驗(yàn)選用的FSJ設(shè)備型號(hào)為FSW－2XB－020，攪拌頭采用右旋螺紋結(jié)構(gòu)，且在攪拌針頂端開(kāi)有三個(gè)V型槽。FSJ實(shí)驗(yàn)前先用丙酮對(duì)鋁合金板材連接區(qū)進(jìn)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(jī)械加工方法，最后用無(wú)水乙醇清洗打磨表面，用吹風(fēng)機(jī)吹干，固定在FSJ設(shè)備工作臺(tái)上進(jìn)行連接。連接的工藝參數(shù)：攪拌頭旋轉(zhuǎn)速率ω＝400r／min，攪拌頭連接速率v＝100mm／min。殘余應(yīng)力測(cè)試采用小孔法測(cè)試，選用的應(yīng)變片為BX120－2BA，鉆頭直徑為φ1.5mm，小孔深度為1.5mm。進(jìn)行殘余應(yīng)力測(cè)試前，將連接區(qū)兩邊去除飛邊，并用砂紙手工打磨毛刺，最后用無(wú)水乙醇清洗表面，用吹風(fēng)機(jī)吹干貼應(yīng)變片。板材變形主要通過(guò)三坐標(biāo)測(cè)量?jī)x測(cè)量獲得。

2 FSJ過(guò)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(wǎng)格劃分如圖1（b）所示，連接區(qū)比較密，遠(yuǎn)離連接區(qū)比較稀疏。圖1（b）中的模型共有9435個(gè)節(jié)點(diǎn)和7200個(gè)單元。溫度場(chǎng)分析時(shí)采用SOLID70單元，殘余應(yīng)力分析時(shí)采用SOLID45單元。

按文獻(xiàn)［10］中熱源模型加載到圖1（b）有限元模型上，得到了各節(jié)點(diǎn)模擬溫度。在溫度場(chǎng)的有限元模型基礎(chǔ)上，將熱單元轉(zhuǎn)化為力學(xué)單元，并將獲得的各節(jié)點(diǎn)溫度作為體載荷施加到應(yīng)力場(chǎng)分析中，模擬出整個(gè)連接過(guò)程中的殘余應(yīng)力場(chǎng)分布。FSJ過(guò)程為連續(xù)的，連接完成后將連接件放置室溫中進(jìn)行自然冷卻。連接試樣在連接過(guò)程中被夾具固定在工作臺(tái)上，其約束為過(guò)定位約束。當(dāng)連接試樣在室溫中冷卻到室溫，去除裝夾約束。

另外，由于實(shí)際測(cè)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(shí)際工程中僅考慮連接輸入熱變形，但為了用實(shí)驗(yàn)檢測(cè)模型正確性，故在與實(shí)驗(yàn)對(duì)比的模型中考慮了重力作用，而預(yù)測(cè)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(wǎng)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(yīng)力模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析

圖2是沿A－B路徑的殘余應(yīng)力曲線，圖2中縱向和橫向殘余應(yīng)力的模擬值與實(shí)驗(yàn)值變化趨勢(shì)基本一致。模擬得出的最大縱向殘余拉應(yīng)力和最大橫向殘余應(yīng)力分別為8.607MPa和47.7MPa，分別約為母材（簡(jiǎn)稱BM）屈服極限的1.6%和8.2%。圖2（a）中，在80～150mm區(qū)域內(nèi)，實(shí)驗(yàn)值比模擬值大，其余均小于模擬值；圖2（b）中，在約110mm后實(shí)驗(yàn)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(yīng)力曲線，圖3（a）中兩端的模擬值與實(shí)驗(yàn)值吻合較好，中間實(shí)驗(yàn)值波動(dòng)太大。3（b）中的模擬值與實(shí)驗(yàn)值吻合得較好。模擬得到最大縱向殘余拉應(yīng)力和橫向殘余應(yīng)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(yīng)力曲線 （a）縱向殘余應(yīng)力；（b）橫向殘余應(yīng)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(yīng)力曲線 （a）縱向殘余應(yīng)力；（b）橫向殘余應(yīng)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(jìn)側(cè)（簡(jiǎn)稱AS）和返回側(cè)（簡(jiǎn)稱RS）縱向殘余應(yīng)力距離板材中心位置殘余應(yīng)力較大，而兩端位置相對(duì)較??；橫向殘余應(yīng)力距離連接區(qū)起始端較大。

圖4為沿E－F路徑的殘余應(yīng)力模擬值與實(shí)驗(yàn)值，其變化趨勢(shì)基本吻合。模擬得到的最大縱向殘余拉應(yīng)力和橫向殘余應(yīng)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(duì)比了沿IJ路徑的殘余應(yīng)力模擬值與實(shí)驗(yàn)值，模擬值與實(shí)驗(yàn)值整體趨勢(shì)較吻合，縱向殘余應(yīng)力在連接區(qū)附近呈現(xiàn)拉應(yīng)力，遠(yuǎn)離連接區(qū)中心的位置呈現(xiàn)壓應(yīng)力。模擬得到的最大縱向殘余拉應(yīng)力和最大橫向殘余拉應(yīng)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(yīng)力分布曲線 （a）縱向殘余應(yīng)力；（b）橫向殘余應(yīng)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(yīng)力分布曲線 （a）縱向殘余應(yīng)力；（b）橫向殘余應(yīng)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(cè)量位置的殘余拉應(yīng)力均低于BM屈服強(qiáng)度的50%以下，這充分說(shuō)明FSJ連接區(qū)性能好。另外，對(duì)比圖4和圖5可知，圖5中殘余壓應(yīng)力值大于圖4，圖5中殘余拉應(yīng)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(duì)工件的殘余應(yīng)力影響，在E－F處先連接，此時(shí)夾具的約束影響了連接過(guò)程中材料的受熱膨脹，而在I－J處是后連接，此時(shí)夾具的約束有影響，但時(shí)間相對(duì)較短，其對(duì)連接中材料的受熱膨脹影響不大，故在I－J處的殘余壓應(yīng)力較小，殘余拉應(yīng)力較大；而在E－F處的殘余壓應(yīng)力較大，殘余拉應(yīng)力較小。

2.3 攪拌摩擦連接變形模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析

因測(cè)實(shí)驗(yàn)板材長(zhǎng)度和寬度相對(duì)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(qū)方向呈彎曲變形，靠近鑰匙眼側(cè)的翹起量高。圖6中實(shí)驗(yàn)值高于模擬值，但總的變化趨勢(shì)相同。殘余應(yīng)力直接影響變形，從圖2中可知，板材連接區(qū)中間部位為殘余拉應(yīng)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(yīng)力，致使起始端有翹起趨勢(shì)，但受中間下凹部位的影響，起始端翹起并不明顯；鑰匙眼側(cè)也受到殘余壓應(yīng)力作用，但壓應(yīng)力相對(duì)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(zhǔn)確反映連接變形，其模擬也是準(zhǔn)確可靠的。圖7是沿C－D路徑的變形曲線，實(shí)驗(yàn)值和模擬值在變化趨勢(shì)基本一致，但兩端測(cè)得的變形量的實(shí)驗(yàn)值明顯高于模擬值，這可能是有限元模型簡(jiǎn)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(yīng)力曲線基本吻合，符合變形規(guī)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(qū)方向呈彎曲變形且左邊變形大于右邊。兩端模擬值較實(shí)驗(yàn)值高，中間部位則相反，實(shí)驗(yàn)值高于模擬值。圖8中變形曲線同圖4中殘余應(yīng)力曲線保持一致，中間部位處于殘余拉應(yīng)力，出現(xiàn)下凹現(xiàn)象，兩側(cè)是殘余壓應(yīng)力，出現(xiàn)兩端翹起現(xiàn)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(shí)間比連接區(qū)起始端65mm處短，致使在I－J路徑處殘余拉應(yīng)力小于E－F路徑處的殘余拉應(yīng)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(dǎo)致的結(jié)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(yīng)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(jié)果和分析可以看出，利用數(shù)值模擬方法進(jìn)行FSJ變形分析，得出的FSJ變形趨勢(shì)與實(shí)驗(yàn)基本一致，且隨著模擬模型的不斷改進(jìn)，模擬結(jié)果更佳接近實(shí)驗(yàn)結(jié)果，因而其對(duì)FSJ實(shí)際工程應(yīng)用具有較大的實(shí)用價(jià)值。

3 結(jié)論

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

（2）垂直于連接區(qū)，前進(jìn)側(cè)的殘余應(yīng)力大于返回側(cè)的殘余應(yīng)力，前進(jìn)側(cè)的變形也大于返回側(cè)的變形；平行于連接區(qū)，中間部位為殘余拉應(yīng)力，形成下凹且接近起始端；起始端為殘余壓應(yīng)力，致使起始端有翹起趨勢(shì)，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(cè)同樣為殘余壓應(yīng)力，但壓應(yīng)力相對(duì)較小，且離中間下凹部位較遠(yuǎn)，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(cè)位置的殘余拉應(yīng)力均低于母材屈服強(qiáng)度的50%以下，說(shuō)明在攪拌頭ω＝400r／min，v＝100mm／min時(shí)連接的板材質(zhì)量高。

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