姬書得　溫　泉　呂　贊　楊占鵬

沈陽航空航天大學(xué)，沈陽，110136

激冷影響TC4鈦合金FSW殘余應(yīng)力與變形的規(guī)律

姬書得溫泉呂贊楊占鵬

沈陽航空航天大學(xué)，沈陽，110136

摘要：以2 mm厚TC4鈦合金板材作為研究對象，基于ABAQUS模擬軟件對空冷和激冷條件下鈦合金攪拌摩擦焊的溫度場和失穩(wěn)變形進行了研究，并對模擬結(jié)果進行了實驗驗證。結(jié)果表明：焊接過程中的溫度場均為橢圓形分布，在垂直于焊縫方向殘余應(yīng)力均為雙峰型分布。與空冷條件相比，激冷可減小焊接過程中溫度峰值與高溫分布范圍；焊件表面拉應(yīng)力的降低程度遠大于焊件底部拉應(yīng)力的降低程度。當激冷溫度與距離分別是-30 ℃與20 mm時，激冷條件下焊件馬鞍形相當于空冷條件下變形量的72.2%。

關(guān)鍵詞：攪拌摩擦焊； 溫度場； 殘余應(yīng)力； 失穩(wěn)變形

0引言

TC4鈦合金所具有的高比強度、耐高溫、高的抗疲勞性能和斷裂韌性滿足了現(xiàn)代新型飛機的發(fā)展要求，已作為重要結(jié)構(gòu)材料在航空航天等領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用[1]。目前，鈦合金可通過熔化焊接方法進行連接，而這些傳統(tǒng)熔化焊接方法焊接鈦合金時會使接頭產(chǎn)生裂紋、氣孔等缺陷，同時較高的焊接溫度使焊件產(chǎn)生較大的殘余應(yīng)力和失穩(wěn)變形，進而降低接頭質(zhì)量和焊件尺寸精度。

攪拌摩擦焊(frictionstirwelding，F(xiàn)SW)是英國研究所于1991年發(fā)明的一種新型焊接技術(shù)，其作為固相焊，避免了傳統(tǒng)焊接方法因金屬熔化產(chǎn)生的缺陷，同時焊接過程中較低的焊接溫度使焊件具有較小的殘余應(yīng)力和變形[2-3]。盡管如此，F(xiàn)SW所引入的焊接變形仍是不可忽略的，對于薄壁大型結(jié)構(gòu)件更是如此。因此，國內(nèi)外學(xué)者對如何控制和減小FSW焊件的殘余應(yīng)力和變形展開了研究。從已研究的成果發(fā)現(xiàn)：在FSW過程中，采用機械拉伸[4-5]和熱拉伸方法[6-10]對焊縫進行縱向拉伸，均可達到降低焊接件變形程度和減小殘余應(yīng)力的目的。Staron等[4]和Williams等[5]分別在鋁板和AA2024鋁合金FSW過程中，采用大小為該材料屈服應(yīng)力的70%的機械力對焊件進行拉伸，均發(fā)現(xiàn)拉伸作用使焊縫產(chǎn)生了壓應(yīng)力，從而降低了焊縫區(qū)的殘余拉伸應(yīng)力，減小了焊接件變形。而熱拉伸法(即在焊縫處噴射低溫液體或在焊縫附近進行加熱，從而沿焊縫中心線產(chǎn)生熱拉伸應(yīng)力)中的動態(tài)低應(yīng)力無變形法(dynamicallycontrolledlowstressnodistortion,DC-LSND)[7]成為國內(nèi)外學(xué)者研究的熱點。柴鵬等[8]采用DC-LSND技術(shù)對3mm厚的LF5材料進行FSW焊接，結(jié)果發(fā)現(xiàn)：該技術(shù)雖無法完全消除焊接件的殘余應(yīng)力和失穩(wěn)變形，但能夠有效控制變形程度和殘余應(yīng)力大小。Richards等[9]、Staron等[10]的研究結(jié)果表明，以CO2作為激冷介質(zhì)可有效減小鋁合金FSW的焊縫區(qū)殘余拉應(yīng)力。

綜上可見，對鋁合金FSW采用DC-LSND技術(shù)的研究已逐步展開，但利用該技術(shù)對TC4鈦合金FSW的殘余應(yīng)力和失穩(wěn)變形研究較少。為此本文采用有限元軟件ABAQUS對厚度為2mm的TC4鈦合金薄壁件分別在空冷和激冷工藝條件下建立TC4鈦合金FSW的有限元模型，對比研究了激冷對TC4鈦合金FSW的溫度場、應(yīng)力場和失穩(wěn)變形的影響規(guī)律。

1實驗方法

實驗選用尺寸為250mm×100mm×2mm的軋制TC4鈦合金板材，在FSW-3LM-4012攪拌摩擦焊接設(shè)備上進行對接焊。焊接參數(shù)如下：轉(zhuǎn)速350r/min，焊接速度50mm/min。攪拌頭為高強度鎢-錸合金，軸肩直徑為12mm，攪拌針根部直徑為6mm，端部直徑為4mm，針長為1.8mm。為了避免焊接過程中鈦合金與氫、氧和氮發(fā)生反應(yīng)形成脆性化合物，在焊接過程中均采用氬氣對焊接區(qū)域進行保護。對于激冷工藝來說，將通過干冰冷卻后的氬氣作為激冷源，激冷源位于攪拌頭后方20mm處且隨攪拌頭同步移動。使用K型熱電偶和三坐標測量儀分別測量焊接過程中測溫點的溫度變化和焊后焊件的變形量。

2有限元模型

2.1有限元網(wǎng)格

本文模擬中焊件尺寸與實驗所用焊件的尺寸相同。模型采用單元類型為八節(jié)點六面體的C3D8T單元，該單元能夠承受表面和體積載荷，可用于三維穩(wěn)態(tài)或瞬態(tài)熱固耦合分析。FSW過程是不均勻加熱過程，焊縫及近焊縫區(qū)的溫度及應(yīng)力變化劇烈，遠離焊縫區(qū)則變化緩慢。為了保證計算準確性和減少計算量，采用非均勻網(wǎng)格進行劃分?？拷缚p及其附近區(qū)域采用尺寸為0.5mm的小網(wǎng)格，而遠離焊縫區(qū)域采用較稀疏的網(wǎng)格。劃分后節(jié)點數(shù)為14 883，單元數(shù)為9600。有限元網(wǎng)格劃分如圖1所示。

圖1　網(wǎng)格劃分

2.2熱源模型

在FSW過程中的焊接熱量主要是由組成攪拌頭的軸肩和攪拌針與焊件摩擦產(chǎn)生。本文采用李紅克等[11]建立的熱量自適應(yīng)熱源模型，該模型認為當焊接達到穩(wěn)態(tài)時，摩擦力可轉(zhuǎn)換為待焊材料的剪切流變應(yīng)力與接觸面積的乘積，同時根據(jù)Mises屈服準則，最終將摩擦力轉(zhuǎn)換為與材料屈服強度有關(guān)的表達式。將軸肩的熱流密度定義成關(guān)于焊縫中心面對稱分布的面熱源，攪拌針熱流密度近似為熱量均勻分布的體熱源，且忽略焊接過程中只占很少量的塑性變形產(chǎn)熱。

軸肩產(chǎn)熱表達式為

(1)

式中，QS為軸肩輸入的熱量；R0為軸肩外徑；r0為攪拌針直徑；ReL(T)為材料的屈服強度；n為攪拌頭的旋轉(zhuǎn)速度；T為溫度。

攪拌針產(chǎn)熱的表達式為

QP=0.25QS

(2)

式中，QP為攪拌針輸入的熱量。

通過式(1)與式(2)可計算出熱流密度，進而利用ABAQUS中的DFLUX子程序?qū)⑺玫臒崃髅芏燃虞d到溫度場分析模型中，可得到焊接過程中的溫度場、應(yīng)力場及失穩(wěn)變形。

2.3激冷源模型

圖2　圓形噴嘴激冷示意圖

在實際焊接中噴嘴隨攪拌頭同步移動，冷卻介質(zhì)(氬氣)通過噴嘴直接噴射到焊縫及其附近區(qū)域，其示意圖如圖2所示。由于冷卻介質(zhì)直接噴射到待冷卻的高溫區(qū)，射程較短且換熱系數(shù)較高，因此能夠在較短的時間內(nèi)迅速帶走較多熱量，對攪拌頭后方仍處于高溫區(qū)的焊縫及其附近區(qū)域產(chǎn)生迅速冷卻作用。經(jīng)測定實際焊接時激冷源的冷卻溫度為-30 ℃。模擬中激冷源的施加通過Fortran語言編譯DFLUX子程序?qū)崿F(xiàn)。冷源的形狀為直徑20mm的圓，經(jīng)驗算當熱流密度為恒定值-50 000W/(m2·℃)時，對應(yīng)的冷卻溫度為-30 ℃，與實際激冷源的冷卻溫度相符。而后將該恒定值的熱流密度作為冷源施加到ABAQUS的模型中。

2.4散熱邊界條件

在實際FSW過程中，鋼制墊板、壓板和側(cè)頂板都用于支撐和固定焊件在焊接過程中不發(fā)生相對滑動。側(cè)頂板與焊件接觸散熱面積很小，因此忽略其造成的熱損失。但墊板和壓板與焊件的接觸散熱面積較大，進而在模擬中充分考慮墊板和壓板造成的熱損失顯得尤為重要。圖3所示為試件模擬分析的散熱邊界條件。本文設(shè)定試件的初始溫度以及周圍環(huán)境溫度均為20 ℃，焊接結(jié)合面設(shè)定為絕熱面，墊板和壓板與焊件的接觸面設(shè)定為接觸散熱面，其余與空氣接觸的設(shè)定為對流換熱面?；跍y溫實驗結(jié)果，對模型進行反復(fù)調(diào)試，最終將焊件與工裝之間的接觸散熱系數(shù)設(shè)為100W/(m2·℃)。同時，將焊縫區(qū)域的表面對流散熱系數(shù)設(shè)為80W/(m2·℃)，暴露在空氣中的其他自由表面對流散熱系數(shù)設(shè)為15W/(m2·℃)，輻射率設(shè)為0.75。

圖3　模型散熱邊界條件示意圖

3結(jié)果與討論

3.1溫度場實驗驗證

為了驗證數(shù)值模型的合理性，對空冷條件下實際焊接過程進行熱電偶測溫實驗。實驗與有限元模擬溫度循環(huán)曲線的對比如圖4所示。分析可知，實測曲線與模擬曲線趨勢完全相同，均經(jīng)歷了迅速升溫和前期迅速降溫、后期緩慢降溫的過程。在實驗過程中，隨攪拌頭同步移動的強對流保護氣使焊縫區(qū)域?qū)α魃釓姸茸兇?，而保護氣移動后區(qū)域的對流散熱又變得緩慢。在空冷模擬過程中，將整個焊縫區(qū)域的散熱系數(shù)均設(shè)為強對流下的數(shù)值以簡化計算。因此，在降溫后期實測曲線和模擬曲線相差較大。測溫實驗所得溫度峰值為367.1 ℃，模擬得到的溫度峰值為349.9 ℃，兩者的誤差為4.6%。實驗和模擬結(jié)果的對比證明了本文建立的有限元模型的合理性與正確性，因此利用本模型能夠準確地描述焊接過程。

圖4　實測與有限元模擬溫度循環(huán)曲線對比

3.2空冷和激冷條件下溫度場分析

圖5所示為FSW過程中不同冷卻條件下溫度分布。由圖5可見，在空冷和激冷條件下，焊接過程中的溫度場均呈現(xiàn)前端小后端大的橢圓形分布；同時攪拌頭前方材料溫度低，溫度梯度大，后方材料溫度高且溫度梯度小。其原因是在焊接過程中，攪拌頭后方的材料先后經(jīng)歷了攪拌頭的直接加熱以及后續(xù)的熱傳導(dǎo)加熱，而攪拌頭前方的材料只經(jīng)歷熱傳導(dǎo)加熱。以上分布規(guī)律與趙俊敏等[12]的模擬結(jié)果相吻合。對比分析圖5a和圖5b發(fā)現(xiàn)：空冷條件下焊接穩(wěn)態(tài)的溫度峰值為1152 ℃，而激冷條件下為1144 ℃，說明施加的激冷源對焊縫的溫度峰值具有減小作用。這是因為激冷源作用區(qū)域較其他區(qū)域溫度較小，導(dǎo)致此區(qū)域與周圍高溫區(qū)之間的熱交換量增大，更多的熱量會向此區(qū)域傳遞，進而使焊縫溫度峰值下降。由于本文的激冷源與攪拌頭距離較遠，因此溫度峰值減小效果不明顯?？绽錀l件下攪拌頭后方因材料熱傳導(dǎo)作用，具有較大高溫區(qū)域(圖5a)；而激冷源使其作用區(qū)域?qū)α鲹Q熱瞬間增大，迅速降低焊縫表面溫度，進而導(dǎo)致激冷工藝下焊件的高溫分布范圍縮小(圖5b)。

(a)空冷條件

(b)激冷條件圖5　不同冷卻條件下溫度分布云圖

在FSW過程中，焊件橫截面的溫度場分布如圖6所示，其中在焊件橫截面上以1mm為間隔取三個特征點采集溫度值。對于FSW而言，總產(chǎn)熱量的大部分來自于軸肩[13-14]且軸肩直徑大于攪拌針直徑；焊縫表面與外界進行的對流換熱遠小于底部與墊板的接觸散熱。上述原因?qū)е氯缦乱?guī)律產(chǎn)生：越靠近軸肩(即焊縫表面)高溫區(qū)越寬且溫度越高，使得橫截面上的溫度場呈現(xiàn)典型的碗狀分布；從焊縫表面到焊縫底部特征點的溫度峰值逐漸減小。不同冷卻條件下焊縫點的溫度循環(huán)曲線如圖7所示?？梢钥闯?，特征點的溫度循環(huán)曲線具有相同的趨勢，均經(jīng)歷了迅速升溫和緩慢降溫的過程。在模擬中，焊件與空氣的對流傳熱系數(shù)為定值，因此在空冷條件下降溫曲線平緩。而激冷條件下隨著激冷源逐漸靠近特征點，降溫速度加快，曲線變得陡峭，和空冷條件下降溫曲線差異越來越大。當激冷源在圖7中A時刻達到特征點時，兩曲線的差異最大。隨著激冷源的遠離，特征點又轉(zhuǎn)為與空氣的緩慢熱對流，因此兩者差異也越來越小。

圖6　焊件橫截面溫度場

圖7　不同冷卻條件下焊縫點溫度循環(huán)曲線

3.3焊縫應(yīng)變和殘余應(yīng)力場分析

不同冷卻條件下焊接穩(wěn)態(tài)時焊縫中心點的塑性應(yīng)變隨時間的變化過程如圖8所示。在焊接初始階段，該點未受到溫度場的影響，進而沒有塑性應(yīng)變；隨著攪拌頭逐漸靠近，該處金屬受熱膨脹，由于周圍低溫區(qū)金屬的拘束作用，使其縱向壓縮應(yīng)變增大；在攪拌頭到達和離開焊縫中心點的過程中，焊縫金屬雖處在加熱膨脹狀態(tài)，但和傳統(tǒng)熔焊不同的是，軸肩的頂鍛作用力會減小壓縮塑性應(yīng)變。在攪拌頭離開焊縫中心點時，塑性應(yīng)變達到最小。隨著攪拌頭的前進，軸肩會壓縮中心點前方的材料，使其壓縮塑性應(yīng)變也大幅度下降；這個趨勢會影響其鄰近材料，進而使中心點的壓縮塑性應(yīng)變增大(前提是攪拌頭與中心點的距離較近)。隨著攪拌頭的遠離，當攪拌頭與中心點距離較大時，隨著溫度的降低，壓縮應(yīng)變值呈現(xiàn)與熔焊類似的升高并逐漸趨于穩(wěn)定的趨勢。在激冷條件下，隨著激冷源逐漸靠近焊縫中心點，金屬的收縮程度更為明顯；當冷源到達焊縫中心附近時，激冷與常規(guī)條件下焊縫中心點的塑性應(yīng)變值差異最大。隨著激冷源的遠離，兩種工藝下焊縫均處于空冷狀態(tài)，導(dǎo)致塑性應(yīng)變間的差異變小。在室溫下，兩種工藝下焊縫中心均存在著殘余壓縮塑性應(yīng)變；激冷條件下的壓縮塑性應(yīng)變值小于常規(guī)條件下壓縮塑性應(yīng)變值。

圖8　不同冷卻條件下焊縫中心點縱向塑性應(yīng)變隨時間變化

圖9為不同冷卻條件下焊件表面沿垂直焊縫方向的縱向殘余應(yīng)力分布圖。眾所周知，焊件各部分不均勻受熱產(chǎn)生了不同的熱膨脹量，導(dǎo)致彼此之間相互約束是產(chǎn)生殘余應(yīng)力的根本原因[15]。焊縫處溫度較高，因此熱膨脹量較大，遠離焊縫處溫度較低，則熱膨脹量較小，這就導(dǎo)致在兩種冷卻條件下焊縫處均為拉應(yīng)力、遠離焊縫處為壓應(yīng)力且焊件邊緣處應(yīng)力趨于零(圖9)。對FSW而言，軸肩對焊縫表面施加的頂鍛作用會產(chǎn)生壓應(yīng)力，抵消部分拉應(yīng)力，進而使得殘余應(yīng)力的分布均呈現(xiàn)典型的雙峰特征且峰值出現(xiàn)在軸肩作用區(qū)的邊緣。上述分布規(guī)律在文獻[16-17]中均有報道。溫度越高，熱膨脹量越大，所產(chǎn)生的殘余拉應(yīng)力越大[15]。由于焊縫表面溫度大于焊縫底部溫度(圖6)，因此在軸肩邊緣處，焊縫表面殘余拉應(yīng)力大于底部殘余拉應(yīng)力。與由墊板支撐的焊縫底部相比，焊縫表面受到的約束較小，致使軸肩的頂鍛作用在表面處產(chǎn)生的壓應(yīng)力效果更佳；盡管焊縫表面因更高溫所引起的殘余拉應(yīng)力高于焊縫底部，但綜合效果是在焊縫表面的殘余拉應(yīng)力小于底部的殘余拉應(yīng)力。

盡管殘余應(yīng)力分布規(guī)律相同，但兩種冷卻條件下的殘余應(yīng)力大小存在差異。從圖9可以看出，激冷工藝明顯減小了殘余應(yīng)力峰值。空冷條件下表面與底部應(yīng)力峰值分別為465.4MPa和405.9MPa，激冷條件下表面與底部應(yīng)力峰值分別為413.1MPa和392.5MPa，同比降低了11.2%和3.3%。在激冷條件下, 激冷源的冷卻作用使得熱源與激冷源之間形成較大溫度梯度,激冷源作用下的金屬急冷收縮, 對其前方高溫金屬產(chǎn)生強烈的拉伸作用。該拉伸作用使熱源與激冷源之間的金屬產(chǎn)生橫向拉伸塑性變形補償了這一區(qū)域的縱向塑性變形，從而降低了焊縫的縱向殘余應(yīng)力。同時，由于激冷源作用于焊縫表面，因此，表面應(yīng)力降低的程度大于底部應(yīng)力降低的程度。

圖9　不同冷卻條件下縱向殘余應(yīng)力分布

3.4空冷和激冷條件下失穩(wěn)變形分析

常規(guī)條件下焊接失穩(wěn)變形的實物圖如圖10所示。可以看出失穩(wěn)變形為典型馬鞍形，即平行于焊縫方向的變形呈拱形，在中心達到最大值；垂直于焊縫方向上薄板發(fā)生翹曲，兩邊大中間小，這一現(xiàn)象與付強等[18]的報道吻合。圖11和圖12分別給出了兩種冷卻條件下的模擬失穩(wěn)變形和圖10的變形數(shù)據(jù)經(jīng)MATLAB軟件處理所得的失穩(wěn)變形。可以看出，兩種冷卻條件下模擬所得的焊件的失穩(wěn)變形規(guī)律與實際焊接失穩(wěn)變形規(guī)律相吻合。

不同冷卻條件下焊件上下表面的殘余塑性應(yīng)變?nèi)鐖D13所示?？梢钥闯觯诳绽浜图だ錀l件下，焊縫表面的塑性應(yīng)變均大于焊縫底部的塑性應(yīng)變，這就導(dǎo)致焊件的失穩(wěn)變形在寬度方向上表現(xiàn)為向上翹曲，同時，根據(jù)板的變形協(xié)調(diào)原理, 寬度方向下凹長度方向則向上凸起(圖10)。眾所周知，殘余塑性應(yīng)變是導(dǎo)致焊接殘余變形的根本原因[19-20]。激冷源使得焊縫的殘余縱向壓縮塑性應(yīng)變較常溫小(圖13)，表現(xiàn)為失穩(wěn)變形量的減小(圖11和圖12)。

圖10　焊接失穩(wěn)變形實物

(a) 空冷條件

(b) 激冷條件圖11　不同冷卻條件下模擬失穩(wěn)變形

(a) 空冷條件

(b) 激冷條件圖12　不同冷卻條件下實驗失穩(wěn)變形

圖13　不同冷卻條件下殘余塑性應(yīng)變分布

平行于焊縫方向兩種冷卻條件下模擬和實驗的翹曲量如圖14所示。由圖14可見，模擬和實驗所得的翹曲量吻合度較高，但大小稍有差異。在空冷條件下，模擬和實驗所得最大翹曲量分別為8.2mm和7.8mm;激冷條件下兩者的最大翹曲量分別為5.9mm和5.6mm,誤差分別為4.6%和5.7%.誤差較小。同時對比空冷和激冷條件下的變形量發(fā)現(xiàn),實驗條件下，激冷較空冷減小變形量28.5%,模擬條件下激冷較空冷變形量減小27.8%。因此,激冷條件下的變形量遠小于空冷條件下變形量。這是因為殘余應(yīng)力是導(dǎo)致失穩(wěn)變形的根本原因[21],殘余應(yīng)力越大，焊后變形量也越大。而激冷源可有效地減小焊件的殘余應(yīng)力，因此可獲得較小的變形量。

圖14　不同冷卻條件下翹曲

4結(jié)論

(1)對于TC4鈦合金FSW來說，空冷和激冷條件下的溫度場均呈橢圓形分布。激冷可有效減小焊件的高溫分布范圍，同時對焊縫溫度峰值具有減小作用。

(2)空冷和激冷條件下焊接縱向殘余應(yīng)力均呈現(xiàn)雙峰分布，攪拌區(qū)表面應(yīng)力峰值小于底部應(yīng)力峰值，但在軸肩邊緣處表面應(yīng)力峰值大于底部應(yīng)力峰值。失穩(wěn)變形均為馬鞍形，即平行于焊縫方向中心向上拱起，垂直于焊縫方向兩邊發(fā)生翹曲。

(3)和空冷條件相比，采用激冷溫度為-30 ℃和激冷距離為20mm的激冷參數(shù)使得攪拌區(qū)表面與底部殘余拉應(yīng)力峰值分別降低了11.2%和3.3%。模擬所得激冷下的變形量較空冷下的變形量減少了27.8%，且實驗結(jié)果驗證了其正確性。

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(編輯王艷麗)

EffectsofIntenseCoolingonDeformationandResidualStressesforFSWedTC4TitaniumAlloy

JiShudeWenQuanLüZanYangZhanpeng

ShenyangAerospaceUniversity,Shenyang, 110136

Abstract：Choosing 2 mm thick TC4 titanium alloy plate as the research object, temperature field and buckling deformation of FSW were simulated by the ABAQUS software under conditions of air cooling and intense cooling. Meanwhile, the results of simulation were verified by experiments. Results show that the distribution of temperature field is of ellipse shape during welding process. The longitudinal stress perpendicular to the weld presented bimodal type. Compared with air cooling condition, the intense cooling decreases the peak temperature, narrows the distribution range of high temperature and reduces residual tensile stress in the surface where the reducing effect is greater than that in the bottom. The saddle shape deformation of welding plate under intense cooling condition is equivalent to 72.2 percent of that under air cooling condition, when the strength and distance of intense cooling are as -30 ℃ and 20 mm respectively.

Key words：friction stir welding(FSW); temperature field; residual stress; buckling deformation

收稿日期：2015-04-30

基金項目：國家自然科學(xué)基金資助項目(51204111)；遼寧省自然科學(xué)基金資助項目(2013024004，2014024008)

中圖分類號：TG453

DOI：10.3969/j.issn.1004-132X.2016.04.019

作者簡介：姬書得，男，1977年生。沈陽航空航天大學(xué)航空航天工程學(xué)部教授。主要研究方向為攪拌摩擦焊與攪拌摩擦加工。發(fā)表論文30余篇。溫泉，男，1989年生。沈陽航空航天大學(xué)航空航天工程學(xué)部碩士研究生。呂贊，男，1983年生。沈陽航空航天大學(xué)航空航天工程學(xué)部實驗員。楊占鵬，男，1991年生。沈陽航空航天大學(xué)航空航天工程學(xué)部碩士研究生。