遲 哲，劉亞良，王陸釗 ，楊鑫華

（1.大連交通大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，遼寧大連116028；2.中車(chē)唐山機(jī)車(chē)車(chē)輛有限公司制造技術(shù)中心，河北唐山063035；3.大連市軌道交通裝備焊接結(jié)構(gòu)與智能制造技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧大連116028）

基于固有應(yīng)變法的地鐵側(cè)墻FSW焊接變形仿真

遲 哲1，3，劉亞良1，3，王陸釗2，楊鑫華1，3

（1.大連交通大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，遼寧大連116028；2.中車(chē)唐山機(jī)車(chē)車(chē)輛有限公司制造技術(shù)中心，河北唐山063035；3.大連市軌道交通裝備焊接結(jié)構(gòu)與智能制造技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧大連116028）

針對(duì)地鐵列車(chē)鋁合金地鐵側(cè)墻焊后變形問(wèn)題，基于順序熱力耦合法和固有應(yīng)變法，建立了完整的6005A-T6鋁合金地鐵側(cè)墻攪拌摩擦焊有限元模型，并對(duì)其焊接變形進(jìn)行仿真預(yù)測(cè)。首先，運(yùn)用組合熱源和順序熱力耦合方法，對(duì)側(cè)墻局部結(jié)構(gòu)進(jìn)行三維熱彈塑性有限元分析，提取結(jié)果并計(jì)算固有應(yīng)變；然后采用固有應(yīng)變法對(duì)全尺寸地鐵鋁合金側(cè)墻模型進(jìn)行彈塑性計(jì)算，獲得地鐵側(cè)墻結(jié)構(gòu)的焊接變形結(jié)果，并與實(shí)際測(cè)量值進(jìn)行對(duì)比分析。結(jié)果表明，模擬計(jì)算得到的焊接變形趨勢(shì)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相同，且模擬變形量與實(shí)驗(yàn)測(cè)量值之間的誤差在20%以?xún)?nèi)，為地鐵側(cè)墻的實(shí)際生產(chǎn)提供了理論依據(jù)。

攪拌摩擦焊；固有應(yīng)變法；順序熱力耦合法；焊接變形

0 前言

鋁合金由于其輕量化、耐腐蝕性好等優(yōu)點(diǎn)，已經(jīng)成為高速列車(chē)車(chē)體制造的主要材料。攪拌摩擦焊作為一種新興的固態(tài)焊接技術(shù)，焊后很少出現(xiàn)氣孔、裂紋等缺陷，廣泛應(yīng)用于大型鋁合金構(gòu)件焊接中。但與傳統(tǒng)熔化焊接方法一樣，攪拌摩擦焊過(guò)程中存在不均勻的加熱和冷卻過(guò)程，導(dǎo)致焊后殘余應(yīng)力和變形的產(chǎn)生[1]。與鋼相比，鋁合金的熱傳導(dǎo)率、線性膨脹系數(shù)較大[2]。在相同焊接速度下要求的熱輸入比焊接鋼材大2～4倍[3]，焊接變形大。因此，鋁合金焊接變形的預(yù)測(cè)和控制，成為其設(shè)計(jì)和制造的重要問(wèn)題之一。

有限元數(shù)值模擬可以有效地預(yù)測(cè)焊后殘余應(yīng)力和焊接變形，但對(duì)于大型復(fù)雜焊接構(gòu)件，其模擬需要大容量計(jì)算機(jī)和很長(zhǎng)的運(yùn)算時(shí)間。針對(duì)這一問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者提出帶狀熱源[4]、溫度函數(shù)法[5]、降維法[6]、子結(jié)構(gòu)法[7]、固有應(yīng)變法[8]等多種方法來(lái)提高焊接應(yīng)力變形的模擬計(jì)算效率。其中，固有應(yīng)變法在兼顧計(jì)算效率的同時(shí)精度較高，而固有應(yīng)變的提取是該方法的基礎(chǔ)。目前，固有應(yīng)變的研究方法主要有焊接變形實(shí)驗(yàn)法[9]、簡(jiǎn)化條件下的解析法[10]和熱彈塑性有限元法[11]。熱彈塑性有限元法是指對(duì)局部結(jié)構(gòu)進(jìn)行熱彈塑性分析計(jì)算獲得固有應(yīng)變的一種方法，相比實(shí)驗(yàn)法和解析法，該方法兼顧了計(jì)算的效率和精度，能夠更準(zhǔn)確地反映實(shí)際焊接過(guò)程的應(yīng)變。

本研究針對(duì)鋁合金側(cè)墻結(jié)構(gòu)的變形問(wèn)題，結(jié)合目前攪拌摩擦焊順序熱力耦合模擬和固有應(yīng)變模擬的發(fā)展，建立了完整的6005A-T6鋁合金地鐵側(cè)墻攪拌摩擦焊數(shù)值模擬分析模型。首先，通過(guò)順序熱力耦合法，對(duì)局部結(jié)構(gòu)進(jìn)行三維熱彈塑性有限元分析，提取結(jié)果并計(jì)算固有應(yīng)變；然后，運(yùn)用固有應(yīng)變法，對(duì)多種焊序方案的全尺寸地鐵側(cè)墻的焊后變形問(wèn)題進(jìn)行彈塑性有限元分析；最后，將變形模擬結(jié)果和實(shí)際測(cè)量值進(jìn)行對(duì)比分析，以驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，探究側(cè)墻焊后變形分布規(guī)律，為側(cè)墻焊序優(yōu)化提供理論依據(jù)。

1 側(cè)墻局部結(jié)構(gòu)的FSW仿真與固有應(yīng)變計(jì)算

由于地鐵側(cè)墻尺寸過(guò)大，若進(jìn)行實(shí)時(shí)熱力耦合模擬，其計(jì)算時(shí)間過(guò)長(zhǎng)，計(jì)算效率低，因此采用局部—整體映射方法。首先，從地鐵側(cè)墻模型中選取局部側(cè)墻模型，并建立有限元模型，模型局部側(cè)墻模型的材料屬性、邊界條件等設(shè)置與全尺寸側(cè)墻模型相一致。然后，對(duì)局部側(cè)墻模型進(jìn)行三維熱彈塑性有限元分析計(jì)算，利用計(jì)算結(jié)果進(jìn)行焊縫及其附近區(qū)域的固有應(yīng)變計(jì)算。最后，建立全尺寸側(cè)墻模型，將計(jì)算得到的固有應(yīng)變值施加在全尺寸側(cè)墻模型上的焊縫及其附近區(qū)域，再進(jìn)行彈塑性計(jì)算得到焊接變形。并設(shè)計(jì)不同的焊接順序方案進(jìn)行對(duì)比分析，得出焊接順序?qū)?cè)墻焊后變形的影響規(guī)律。

1.1 模型建立

局部結(jié)構(gòu)幾何模型如圖1所示，截取100 mm長(zhǎng)的兩種側(cè)墻焊接結(jié)構(gòu)，分別為梯形和矩形結(jié)構(gòu)。對(duì)兩種結(jié)構(gòu)進(jìn)行網(wǎng)格劃分，為兼顧計(jì)算的準(zhǔn)確性和計(jì)算效率，只對(duì)焊縫區(qū)進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，最小單元尺寸為1 mm×1.7 mm×0.8 mm。

圖1 局部結(jié)構(gòu)幾何模型Fig.1 Geometric model of local structure

運(yùn)用順序熱力耦合的方法對(duì)兩種結(jié)構(gòu)進(jìn)行熱彈塑性有限元分析，在有限元模擬計(jì)算中，隨著溫度的不斷變化，材料的各個(gè)物理參數(shù)也隨之改變。實(shí)驗(yàn)材料為6005A-T6鋁合金，與全尺寸側(cè)墻模型一致，計(jì)算中采用的主要材料屬性如圖2所示。

圖2 6005A-T6鋁合金主要材料屬性Fig.2 Main material properties of 6005A-T6 aluminum alloy

1.2 熱源模型

采用熱-力源組合模型進(jìn)行側(cè)墻模擬分析，將熱源模型中的軸肩產(chǎn)熱考慮為施加在結(jié)構(gòu)表面的面熱源，攪拌針產(chǎn)熱考慮為體熱源。機(jī)械力模型中將頂鍛壓力考慮為均勻分布的面壓力，將機(jī)械扭矩考慮為攪拌針的圓周切向力[12]。該熱-力源組合模型已在FSW相關(guān)研究中得到驗(yàn)證[13]，可信度和有效性較高。

式中 Qtotal為焊接總輸入熱量；Mz為攪拌頭轉(zhuǎn)矩；ω為攪拌頭角速度；n為攪拌頭轉(zhuǎn)速；μ為熱量利用效率；Qs、Qp分別為軸肩和攪拌針位置的熱量；qs（r）、qp（r）分別為軸肩和攪拌針位置的熱流密度；r為積分點(diǎn)和攪拌頭中心間的距離；R0為攪拌針的半徑；R1為軸肩半徑；h為攪拌針長(zhǎng)度；z為模型厚度方向坐標(biāo)。

式中 Fz為攪拌頭的下壓力；Mz為轉(zhuǎn)矩；P為添加到模型上的壓力；Fx，F(xiàn)y為添加到模型上的切向力；x，y為積分點(diǎn)的坐標(biāo)值。

圖3 梯形局部結(jié)構(gòu)的溫度場(chǎng)Fig.3 Temperature field of trapezoidal sub-structure

圖4 矩形局部結(jié)構(gòu)的溫度場(chǎng)Fig.4 Temperature field of rectangular sub-structure

1.3 局部模型的仿真結(jié)果

攪拌頭的幾何參數(shù)為：攪拌針長(zhǎng)4.8 mm；攪拌針直徑7 mm；軸肩直徑18 mm。焊接工藝參數(shù)為：主軸轉(zhuǎn)速1 500 r/min；焊接速度1 100 mm/min；頂鍛壓力13 kN；壓入量0.1 mm。通過(guò)熱彈塑性有限元計(jì)算得到的焊接溫度場(chǎng)如圖3、圖4所示，模擬得到的溫度場(chǎng)與實(shí)際測(cè)量結(jié)果在分布趨勢(shì)上完全一致，但溫度數(shù)值上略有誤差，焊縫最高溫度約為500℃，這在數(shù)值模擬計(jì)算中是合理的。

通過(guò)熱彈塑性有限元計(jì)算得到的殘余應(yīng)力場(chǎng)如圖 5、圖6所示，殘余應(yīng)力主要集中在焊核和熱影響區(qū)附近，并向兩側(cè)擴(kuò)散。釋放后穩(wěn)定焊接處的最大應(yīng)力在200 MPa以下，可見(jiàn)模型的殘余應(yīng)力峰值低于6005A-T6的屈服極限241 MPa。最后提取焊核和熱影響區(qū)的塑性應(yīng)變值，為后面全尺寸側(cè)墻模型的計(jì)算做準(zhǔn)備。

由于x、y方向的變形量很小，可忽略不計(jì)，故只提取模型的z向變形結(jié)果。z向變形云圖如圖7所示，z向變形最大值約為1.7，其變形趨勢(shì)為中間下凹、兩邊上翹，與實(shí)際情況相符。矩形結(jié)構(gòu)的z向變形如圖8所示，變形量最大值約為0.27，主要由于右側(cè)有支撐結(jié)構(gòu)而左側(cè)沒(méi)有，總體變形趨勢(shì)為中間上凸。

圖5 梯形局部結(jié)構(gòu)殘余應(yīng)力場(chǎng)Fig.5 Residual stress field of rectangular sub-structure

圖6 矩形局部結(jié)構(gòu)殘余應(yīng)力場(chǎng)Fig.6 Residual stress field of rectangular sub-structure

圖7 梯形結(jié)構(gòu)z向變形云圖Fig.7 z-direction deformation of rectangular sub-structure

圖8 矩形結(jié)構(gòu)z向變形云圖Fig.8 z-directiondeformationofrectangular sub-structure

1.4 固有應(yīng)變的計(jì)算

固有應(yīng)變法預(yù)測(cè)焊接變形是利用焊縫及其附近所生的固有應(yīng)變作為初始應(yīng)變，獲得整個(gè)結(jié)構(gòu)的焊接變形。整個(gè)結(jié)構(gòu)的焊接變形主要由縱向和橫向的固有應(yīng)變所引起。為得到其橫向和縱向的固有應(yīng)變，分別提取上述計(jì)算結(jié)果中的縱向塑性應(yīng)變值和橫向固有變形。局部結(jié)構(gòu)截面的縱向塑性應(yīng)變?cè)茍D如圖9所示。

圖9 局部結(jié)構(gòu)縱向塑性應(yīng)變截圖Fig.9 Longitudinal plastic strain section of local structure

在求解中，引用Ftendon來(lái)表達(dá)縱向收縮狀況[14]?？梢岳斫鉃槭覝貢r(shí)引起工件縱向焊接變形的縱向收縮力，F(xiàn)tendon定義為

式中 E為彈性模量；εxp為穩(wěn)定焊接階段某一橫截面的縱向塑性應(yīng)變；A為橫截面面積。

式中 B為彈塑性計(jì)算時(shí)施加應(yīng)變區(qū)域的寬度；H為彈塑性計(jì)算時(shí)施加應(yīng)變區(qū)域的厚度；E為彈性模量。

局部結(jié)構(gòu)y方向的變形量云圖如圖10所示，直線C和D分別為結(jié)構(gòu)中性面上包含熱影響區(qū)和焊縫區(qū)域的左右邊界，通過(guò)獲得兩條直線間距的變化量即可獲得結(jié)構(gòu)橫向收縮量S[8]

式中 UyC和UyD分別為直線C和D的橫向位移。

圖10 橫向收縮量提取示意Fig.10 Extraction of transverse shrinkage

橫向固有應(yīng)變計(jì)算為

通過(guò)修正Ftendon所產(chǎn)生的橫向收縮，其最后的橫向固有應(yīng)變?yōu)?/p>

式中 υ為泊松比。

2 地鐵側(cè)墻攪拌焊接變形仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

2.1 側(cè)墻攪拌摩擦焊接的仿真

2.1.1 有限元模型的建立

側(cè)墻幾何模型如圖11所示，由4塊3 000 mm×400 mm×40 mm的側(cè)墻型材對(duì)接而成，其中包括三個(gè)平板和一個(gè)帶有弧度的板。采用8節(jié)點(diǎn)六面體單元對(duì)幾何體進(jìn)行網(wǎng)格劃分，模型單元總數(shù)為368 864，細(xì)化焊縫及熱影響區(qū)的單元。

圖11 地鐵側(cè)墻幾何模型Fig.11 Geometric model of subway side wall

建立有限元計(jì)算模型，分別設(shè)置模型的材料屬性，邊界條件以及預(yù)定義場(chǎng)。由于固有應(yīng)變法中只存在應(yīng)變與應(yīng)力和變形轉(zhuǎn)化，其溫度并沒(méi)有實(shí)際物理意義。故計(jì)算中的材料屬性只需要室溫下的各機(jī)械物理屬性以及密度。單獨(dú)設(shè)置焊縫區(qū)的材料屬性，通過(guò)熱膨脹系數(shù)實(shí)現(xiàn)固有應(yīng)變的加載。

邊界條件與局部側(cè)墻模型相一致，隨著施焊位置的改變，焊道周?chē)募s束也隨之變化，在焊接處的下底面進(jìn)行z方向的約束，起到豎直方向的支撐作用以代替焊接時(shí)墊板。施焊焊縫的兩側(cè)進(jìn)行xyz方向的約束，以模擬夾具對(duì)模型的約束。值得注意的是，在邊界條件與材料屬性的設(shè)置時(shí)其方向應(yīng)與各自的局部坐標(biāo)系相對(duì)應(yīng)。

2.1.2 基于固有應(yīng)變的地鐵側(cè)墻FSW變形仿真

運(yùn)用固有應(yīng)變法對(duì)側(cè)墻進(jìn)行彈塑性有限元模擬，焊接時(shí)焊縫及其附近區(qū)域因受熱而膨脹，在周?chē)鄬?duì)低溫金屬的約束下，產(chǎn)生了大量的壓縮塑性應(yīng)變，而塑性變形的發(fā)生導(dǎo)致冷卻后的焊縫及其附近區(qū)域出現(xiàn)了殘余塑性應(yīng)變和殘余熱收縮應(yīng)變，統(tǒng)一稱(chēng)為固有應(yīng)變，正是固有應(yīng)變產(chǎn)生了焊后殘余應(yīng)力和變形。在穩(wěn)定焊接階段中，焊縫處固有應(yīng)變的大小大致相同[8]，因此局部結(jié)構(gòu)中焊接穩(wěn)定階段的固有應(yīng)變值也同樣為全尺寸模型中焊接溫度階段的塑性應(yīng)變值。仿真過(guò)程中分別施加縱向和橫向固有應(yīng)變，忽略垂向即厚度方向的固有應(yīng)變。

基于固有應(yīng)變法獲得的地鐵側(cè)墻的仿真變形結(jié)果如圖12所示。側(cè)墻整體上的變形主要為失穩(wěn)翹曲變形[2]。該翹曲變形的形成原因分為兩個(gè)部分：一是焊縫處的橫向收縮所引起的焊縫附近的角變形，6條焊縫附近的角變形在縱向互疊產(chǎn)生了縱向的撓曲變形：二是焊縫區(qū)域由于焊接過(guò)程中的不均勻溫度場(chǎng)以及其引起的局部塑性變形和比容不同的組織而產(chǎn)生焊縫拉應(yīng)力。遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域產(chǎn)生了相對(duì)的壓應(yīng)力，當(dāng)壓應(yīng)力值高于該結(jié)構(gòu)的臨界失穩(wěn)應(yīng)力時(shí)，結(jié)構(gòu)發(fā)生翹曲失穩(wěn)現(xiàn)象。而收縮力的作用點(diǎn)出現(xiàn)偏心，產(chǎn)生了橫向彎曲所需的彎矩，使得結(jié)構(gòu)產(chǎn)生了橫向的撓曲變形。由以上可知，撓曲變形量是影響結(jié)構(gòu)質(zhì)量的主要因素，因此應(yīng)著重討論模擬結(jié)果中的撓曲變形量。

圖12 焊接變形云圖Fig.12 Welding induced deformation

2.2 地鐵側(cè)墻攪拌摩擦焊實(shí)驗(yàn)和變形測(cè)量

實(shí)驗(yàn)采用靜龍門(mén)攪拌摩擦焊焊接設(shè)備對(duì)接4個(gè)6005A-T6鋁合金側(cè)墻結(jié)構(gòu)，每個(gè)側(cè)墻結(jié)構(gòu)的尺寸大小均為3 000 mm×400 mm×40 mm。焊接所用攪拌頭的幾何參數(shù)、焊接工藝參數(shù)與仿真計(jì)算的相同，見(jiàn)本文1.3部分。焊接卡具如圖13所示，主要由墊板和爪型夾具等組成。

嚴(yán)格按照制定的焊接工藝進(jìn)行焊接，焊接完成后，側(cè)墻模型整體呈現(xiàn)下凹趨勢(shì)。采用測(cè)量樣板測(cè)量側(cè)墻模型的撓度，為避免特殊情況引起的實(shí)驗(yàn)誤差，進(jìn)行了6次實(shí)驗(yàn)，并對(duì)6次實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行平均化處理，其撓度值由兩側(cè)向中間依次增大，最大撓度值約為5 mm。

圖13 焊接過(guò)程工裝卡具Fig.13 Tooling constraints during welding

2.3 仿真與實(shí)測(cè)結(jié)果的對(duì)比分析

為比較數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)所得的變形結(jié)果，在側(cè)墻模型上選取3條參考線用于變形量的對(duì)比，如圖14所示，這些參考線均位于側(cè)墻正裝側(cè)。3條參考線上數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)測(cè)得的撓度值對(duì)比如圖15所示。

圖14 參考線示意Fig.14 Location of reference lines

由圖15可知，數(shù)值模擬得到的撓度曲線和實(shí)驗(yàn)測(cè)量得到的撓度曲線在趨勢(shì)上完全一致，但在變形數(shù)值上存在微小誤差。

圖15 實(shí)驗(yàn)與仿真變形量對(duì)比Fig.15 Comparison of experimental and simulated deformation

在Path1的3條焊縫處，實(shí)驗(yàn)測(cè)量變形量結(jié)果分別為1.58 mm、2.75 mm和4.17 mm，而相對(duì)位置數(shù)值模擬的變形量結(jié)果為2.16mm、3.55mm和4.99mm。在Path2的3條焊縫處，實(shí)驗(yàn)測(cè)量變形量結(jié)果分別為1.67 mm、3.58 mm和4.67 mm，而相對(duì)位置數(shù)值模擬的變形量結(jié)果為3.21 mm、4.65 mm和5.33 mm。在Path3的3條焊縫處，實(shí)驗(yàn)測(cè)量變形量結(jié)果分別為1.69 mm、3.42 mm和4.61 mm，而相對(duì)位置數(shù)值模擬的變形量結(jié)果為2.12 mm、5.06 mm和5.26 mm。實(shí)驗(yàn)結(jié)果和模擬結(jié)果的誤差均在20%以下，在有限元力學(xué)分析中是合理的。而導(dǎo)致數(shù)值模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果存在誤差的因素主要有兩個(gè)：一是固有應(yīng)變法只是將均等的固有應(yīng)變加入模型中，沒(méi)有對(duì)每一個(gè)局部進(jìn)行實(shí)時(shí)計(jì)算，缺乏特殊性，從而與實(shí)際結(jié)果產(chǎn)生誤差；二時(shí)模擬計(jì)算過(guò)程中將卡具與環(huán)境條件全部用熱學(xué)和力學(xué)的邊界條件代替，這種做法相比于實(shí)際條件對(duì)模型剛性作用更大，從而影響了薄板焊后的變形量。

3 結(jié)論

（1）建立了地鐵側(cè)墻局部結(jié)構(gòu)的三維攪拌摩擦焊接熱力耦合分析模型，運(yùn)用順序熱力耦合方法計(jì)算側(cè)墻局部結(jié)構(gòu)。穩(wěn)定焊接階段殘余應(yīng)力最大值為200 MPa，明顯小于6005A-T6鋁合金的屈服極限241 MPa；焊接過(guò)程中焊縫最高溫度約為500℃，明顯低于6005A-T6鋁合金的熔點(diǎn)。

（2）采用固有應(yīng)變法對(duì)6005A-T6鋁合金側(cè)墻的焊后變形進(jìn)行有限元模擬分析，對(duì)比模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果，其變形趨勢(shì)完全相同，變形量略有不同，最大誤差約為20%。這表明該方向?qū)Υ祟?lèi)結(jié)構(gòu)進(jìn)行焊接變形仿真是可行的，為實(shí)現(xiàn)焊接順序的優(yōu)化設(shè)計(jì)等相關(guān)研究奠定了基礎(chǔ)。

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Simulation of FSW deformation of subway sidewall based on inherent strain method

CHI Zhe1，3，LIU Yaliang1，3，WANG Luzhao2，YANG Xinhua1，3
（1.College of Material Science and Engineering，Dalian Jiaotong University，Dalian 116028，China；2.CRRC Tangshan Co.，Ltd，Manufacturing Technical Center，Tangshan 063035，China；3.Dalian Key Laboratory of Welded Structures and IMT of Rail Transportation Equipment，Dalian 116028，China）

Mitigating welding deformation is indispensable in the welding process of aluminum alloy subway sidewall.In response to this issue,the friction stir welding process of f 6005a-t6 aluminum alloy subway sidewall is simulated by inherent strain method based on sequential thermodynamic coupling method.A three-dimensional thermal elastic-plastic finite element analysis of the local structure of the sidewall is carried out firstly by using combined heat source and sequential thermodynamic coupling method.The results are extracted and the inherent strain is calculated.And then，the model of full-scale aluminum alloy subway sidewall is carried out with elastoplasticity calculation to obtain the results of welding deformation.The calculated results are compared with the experimental measurement results.The result shows that the simulated welding deformation of the sidewall has the same distribution trend as the experiment result，and the error between the simulated welding deformation and the experimental measurement value is within 20%，which provides the theoretical basis for the practical production of subway sidewall.

friction stir welding；inherent strain method；sequential thermodynamic coupling method；welding deformation

TG404

A

1001-2303（2017）10-0001-07

10.7512/j.issn.1001-2303.2017.10.01

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2017-07-23

國(guó)家自然科學(xué)基金（51175054）；遼寧省科學(xué)技術(shù)計(jì)劃項(xiàng)目資助（2011220039）；遼寧特聘教授項(xiàng)目

遲 哲（1993—），男，在讀碩士，主要從事FSW工藝仿真與優(yōu)化的研究。E-mail：zhe_chi1993@163.com。

楊鑫華（1969—），男，教授，博導(dǎo)，主要從事焊接結(jié)構(gòu)與智能技術(shù)的研究。E-mail：yangxhdl@foxmail.com。