7022鋁合金FSJ拼連板材殘余應(yīng)力和變形分析

汪洪峰，左敦穩(wěn)，戴 晟，潘 玲

（1南京航空航天大學(xué) 機電學(xué)院，南京 210016；2黃山學(xué)院 機電與信息工程學(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)金屬軟化并通過軸肩和工作臺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)也會產(chǎn)生熱量集中現(xiàn)象，所以其也會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，為實際工程應(yīng)用提供一定的理論指導(dǎo)。

1 實驗

1.1 實驗材料及力學(xué)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(yōu)良的耐磨性與耐腐蝕性和良好的FSJ的連接性能等，主要用于飛機的大型結(jié)構(gòu)件及承力零件［6－8］。實驗所用的材料厚度為10mm，其化學(xué)成分見表1。

表1 7022鋁合金的化學(xué)成分（質(zhì)量分數(shù)／%）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(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。通過密度公式計算得出各溫度下密度，通過DRL－Ⅱ／Ⅲ導(dǎo)熱系數(shù)測定儀測定導(dǎo)熱系數(shù)，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(shù)值，通過DIL402C熱膨脹儀測得熱膨脹系數(shù)，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(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Hopkinson壓桿實驗獲得。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；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 實驗設(shè)備及方法

實驗選用的FSJ設(shè)備型號為FSW－2XB－020，攪拌頭采用右旋螺紋結(jié)構(gòu)，且在攪拌針頂端開有三個V型槽。FSJ實驗前先用丙酮對鋁合金板材連接區(qū)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(fēng)機吹干，固定在FSJ設(shè)備工作臺上進行連接。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)力測試采用小孔法測試，選用的應(yīng)變片為BX120－2BA，鉆頭直徑為φ1.5mm，小孔深度為1.5mm。進行殘余應(yīng)力測試前，將連接區(qū)兩邊去除飛邊，并用砂紙手工打磨毛刺，最后用無水乙醇清洗表面，用吹風(fēng)機吹干貼應(yīng)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(wǎng)格劃分如圖1（b）所示，連接區(qū)比較密，遠離連接區(qū)比較稀疏。圖1（b）中的模型共有9435個節(jié)點和7200個單元。溫度場分析時采用SOLID70單元，殘余應(yīng)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(jié)點模擬溫度。在溫度場的有限元模型基礎(chǔ)上，將熱單元轉(zhuǎn)化為力學(xué)單元，并將獲得的各節(jié)點溫度作為體載荷施加到應(yīng)力場分析中，模擬出整個連接過程中的殘余應(yīng)力場分布。FSJ過程為連續(xù)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(yù)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(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)果與實驗結(jié)果對比分析

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)力的模擬值與實驗值變化趨勢基本一致。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(yīng)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(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，前進側(cè)（簡稱AS）和返回側(cè)（簡稱RS）縱向殘余應(yīng)力距離板材中心位置殘余應(yīng)力較大，而兩端位置相對較?。粰M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)力模擬值與實驗值，其變化趨勢基本吻合。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對比了沿IJ路徑的殘余應(yīng)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(yīng)力在連接區(qū)附近呈現(xiàn)拉應(yīng)力，遠離連接區(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，各模擬和測量位置的殘余拉應(yīng)力均低于BM屈服強度的50%以下，這充分說明FSJ連接區(qū)性能好。另外，對比圖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工件的殘余應(yīng)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(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)果與實驗結(jié)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(qū)方向呈彎曲變形，靠近鑰匙眼側(cè)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(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，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(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(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(jié)果更佳接近實驗結(jié)果，因而其對FSJ實際工程應(yīng)用具有較大的實用價值。

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)，前進側(cè)的殘余應(yīng)力大于返回側(cè)的殘余應(yīng)力，前進側(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，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(yīng)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(zhì)量高。

［1］KOSKA A，COELHO R S，SANTOS J D，et al.Microstructure of friction stir welding of aluminium alloy to magnesium alloy［J］.Scripta Materialia，2009，60：953－956.

［2］汪洪峰，左敦穩(wěn)，邵定林，等.工藝參數(shù)對攪拌摩擦焊7022鋁合金殘余應(yīng)力及耐磨耐蝕性能的影響［J］.航空材料學(xué)報，2011，31（1）：31－37.WANG H F，ZUO D W，SHAO D L，et al.Effect of process parameters on the residual stress and wear and corrosion resistance of 7022aluminium alloy by FSW［J］.Journal of Aeronautical Materials，2011，31（1）：31－37.

［3］MISHRA R S，MA Z Y.Friction stir welding and processing［J］.Materials Science and Engineering Review，2005，50（1－2）：1－78.

［4］GUERRA M，SCHMIDT C，MCCLURE J C，et al.Flow patterns during friction stir welding［J］.Materials Characterization，2003，49：95－101.

［5］LIECHTY B C，WEBB B W.Modeling the frictional boundary condition in friction stir welding［J］.International Journal of Machine Tools ＆ Manufacture，2008，48：1474－1485.

［6］汪洪峰，左敦穩(wěn)，王珉，等.厚板7022鋁合金攪拌摩擦焊接實驗研究［J］.功能材料，2010，41（11）：2029－2033.WANG H F，ZUO D W，WANG M，et al.Experimental study on friction stir welded on thick plate of 7022aluminium alloy［J］.Journal of Functional Materials，2010，41（11）：2029－2033.

［7］汪洪峰，左敦穩(wěn)，王珉，等.7022鋁合金攪拌摩擦焊焊接區(qū)的組織與性能［J］.華南理工大學(xué)學(xué)報：自然科學(xué)版，2010，38（11）：12－16.WANG H F，ZUO D W，WANG M，et al.Microstructures and mechanical properties of welding zone of 7022aluminium alloy after friction stir welding［J］.Journal of South China University of Technology：Natural Science Edition，2010，38（11）：12－16.

［8］汪洪峰，左敦穩(wěn)，邵定林，等.退火溫度對7022鋁合金干摩擦性能的影響［J］.深圳大學(xué)學(xué)報：理工版，2010，27（2）：172－177.WANG H F，ZUO D W，SHAO D L，et al.The effect of annealing temperature to the tribological property of 7022aluminum alloy［J］.Journal of Shenzhen University Science and Engineering，2010，27（2）：172－177.

［9］汪洪峰，左敦穩(wěn)，黃敏銘，等.不同溫度和應(yīng)變速率下的7022鋁合金流動應(yīng)力研究［J］.南京航空航天大學(xué)學(xué)報：英文版，2010，27（3）：248－253.WANG H F，ZUO D W，HUANG M M，et al.High temperature rheological behavior of FSJ jointed region for 7022aluminum alloy［J］.Transactions of Nanjing University of Aeronautics ＆Astronautics，2010，27（3）：248－253.

［10］ZUO D W，WANG H F，MIAO H，et al.Analysis on milling deformation of 7022aluminum alloy blank jointed by FSJ［J］.Key Engineering Materials，2012，499：27－32.