AA 7075-T651合金搅拌摩擦焊接三个不同阶段的温度和应力评估

摘要

本文采用显式非线性有限元模拟方法，对AA 7075-T651合金搅拌摩擦焊接过程中的温度分布和应力进行了预测。ABAQUS有限元软件用于建模和分析包括倾伏、驻留和横越阶段的工艺步骤。利用任意拉格朗日-欧拉公式、自适应网格划分和质量标度计算特征等方法模拟搅拌摩擦焊接过程中的顺序事件。采用非线性摩擦系数的库仑摩擦模型对焊接工具与工件的接触过程进行建模。此外，该模型还考虑了材料的非线性特性以及传热条件(如工件与底板界面之间的对流热损失和热接触导率)对热历史的影响。为了验证计算模型的结果，进行了实验，测量了整个过程中试样两侧的温度历史和倾伏力。结果表明，在整个工件宽度范围内，温度分布是对称的，这意味着刀具旋转对最终温度分布的影响很小。此外，还发现焊核区域在完全冲削后呈渐近的V形，温度梯度值较高。除了评估工具反作用力和防止工具失效所产生的热量外，还评估了实现搅拌摩擦焊试样时产生的机械应力和相关的塑性变形。

1.导言

AA 7075合金是一种可热处理的铝合金，具有显著的机械性能，如功能性防腐、保持高强度性能、灵活的可加工性和轻质功能。高强度性能通常通过沉淀镁来实现₂锌和铝₂CuMg阶段。在此基础上，这种类型的7xxx铝系列已广泛应用于许多航空航天和汽车应用，在这些应用中，部件应具有特定的性能，以满足所需的机械需求，并易于焊接。虽然铝高强度合金具有许多理想的力学性能，但高强度合金如AA 7075合金的焊接可能是一个显著的挑战。众所周知，AA 7075合金的常规焊接方法通常不容易完成，焊接过程中会出现凝固开裂等严重问题。后来随着搅拌摩擦焊工艺的发明，大多数经典焊接问题得到了解决。Mishra和Komarasamy [1]将搅拌摩擦焊工艺归类为过去三十年中材料连接方面最重要的成就，因为它保持了铝合金90%的机械性能。由于这个原因和其他多方面的优势，FSW工艺引起了研究人员的极大关注，特别是对于焊接高强度合金，如AA 7075。FSW工艺已用于铝以及镁和钢基合金，以改善机械性能，并通过晶粒细化诱导超塑性。特别是，AA 7075合金在许多工业应用中被广泛用作结构部件，因此，许多作者对AA 7075合金的搅拌摩擦焊接进行了实验研究，以找出最佳焊接工艺参数。张等[2]探讨了高速FSWed AA 7075-T6板材的力学性能和显微结构图。使用不同的检验试验来区分HAZ、TMAZ和搅拌区。研究表明，使用高达3%的焊接速度 M/min可返回焊缝，热影响区（HAZ）更窄、更强。然而，对搅拌摩擦焊接过程中伴随的热环境的研究可能会揭示更多有关显微组织形成的信息，这反过来将有助于研究人员形成关于最终显微组织和焊接区边界的更真实的图像。切格尼和卡普拉诺斯[3.]采用同步双面搅拌摩擦焊技术连接AA 7075合金板。在628°C的温度下在半固态区域进行焊后热处理，以检查焊接区微观结构的形成方式是否与半固态金属加工中遇到的类似。研究表明，由于材料在搅拌摩擦焊接过程中发生的过度塑性变形，熔核区的晶粒尺寸大大减小，这反过来将提高焊接区的机械强度。然而，该研究并未解释影响塑性变形的重要量，如FSW过程中的塑性应变和耗散能。接下来，沙阿和巴德卡[4.]进行实验研究，以捕获AA 7075-T651 FSW工艺的不同阶段的温度历史，并研究其对最终微观结构的影响。尽管研究测量了刀具肩的边缘周围的瞬态温度变化，但是在肩部区域或沿焊接线下方具有一些关于温度变化的信息是挑战性的。在这里，应该指出的是，在高强度铝合金的FSW面积内的大多数完成的实验文献使用1200-1500rpm的工具速度旋转来产生高度关节质量而无需张等人概述的制造缺陷．[2]，Chegeni和Kapranos [3.]，以及Abbass等人[5.]．搅拌摩擦焊作为一种连接工艺，存在缺陷;输入焊接参数选择不当，导致搅拌摩擦焊试样在焊缝根部产生了隧道缺陷，这主要是由于试样的切入深度不足和搅拌工具周围的材料搅拌不当造成的。此外，还注意到其他类型的缺陷，如微空洞和大晶粒带，这些类型的缺陷在焊接线的撤退侧高速形成，导致接头填充不足。为了控制产生工艺缺陷的概率，由于焊接区和处理区温度分布在显微组织图和析出相分布中占主导地位，因此迫切需要获得更精确的数据。用于测量搅拌摩擦焊过程中最高温度和温度历史的嵌入式热电偶通常位于远离熔核区的一些偏远位置。这表明使用热电偶测量熔核区域的温度变化是不准确的。为了解决这一问题，有限元方法被提出作为第二种有效的方法来开发模拟模型，可以预测温度历史，应力和相关的变形，以及在搅拌摩擦焊接过程中参与的材料流动。由于搅拌摩擦焊接过程的复杂性，之前发表的大多数关于搅拌摩擦焊接模拟的数值研究要么使用假传热模型来模拟工具和工件之间摩擦产生的热量，要么使用二维几何模型来简化模拟过程。侯赛因(6.那7.]通过分析计算通过肩部和销工具零件产生的总热量。将总热量值作为伪传热模型，分析整个搅拌摩擦焊过程中的温度分布。Soundarajan等人[8.[，]采用带自适应边界条件的热力学有限元模型，确定了AA 6061-T6搅拌摩擦焊接过程中刀肩与工件共享区域的温度演化。虽然实验测温与数值测温具有良好的收敛性，但由于在模拟过程中忽略了刀销的存在，且没有考虑刀销与工件相互作用产生的热，因此在整个研究过程中没有证明真正的突降。Esmaily和Shokuhfar [9.]在任意拉格朗日-欧拉（ALE）技术的协助下，应用热机械模拟来控制俯冲过程中的过度变形。该模型采用解耦模拟，首先捕获热历史，然后将其作为载荷应用于计算后续应力。Salloomi和Al-Sumaidae[10]实施三维有限元模拟，以验证Shah和Badheka的温度结果[4.]．虽然有限元结果在倾伏和停留阶段与实验结果均有较好的收敛性，但在横移和冷却阶段存在一定的发散性。Jain等人[11]进行三维耦合热机械有限元研究，以模拟AA2024-T4的FSW。使用拉格朗日增量技术涉及的模拟程序预测温度，力和应变分布。这项研究出现了一些重要的结论;例如，温度分布和塑料应变在所得焊接样品的微观结构和晶粒尺寸中起主要作用。Riahi和Nazari [12]对6061-T6铝合金搅拌摩擦焊接过程中的温度分布及残余应力进行了有限元模拟。数值计算结果与实验结果吻合较好。然而，该仿真过程没有涉及焊接工具的全部几何形状，忽略了工具销。El-Sayed等人[13]采用实验和数值方法研究AA5083-O的FSW。该研究忽略了刀具和工件之间的真实相互作用，并考虑了热流模型来模拟刀具和工件之间摩擦产生的热量。事实上，有限元模拟在调整和优化工艺参数和刀具设计方面非常有用。最近，更先进的技术，如拉格朗日、欧拉、任意拉格朗日-欧拉（ALE）和耦合欧拉-拉格朗日（CEL）已被应用，充分描述了问题周围的环境，以获得更精确的FSW过程模拟结果。在拉格朗日公式中，几何体离散为单元和节点；该网格将随着变形的材料移动和变形，而在欧拉公式中，网格保持稳定，材料能够流过指定区域。ALE方法是一种自适应网格划分技术，可处理经典拉格朗日和欧拉有限元模拟的一些限制。该方法能够使有限元模型中的网格自动移动隐含材料。这意味着该方法可以在整个分析过程中保留拓扑相同的网格。Al Badour等人[14]实现了对Al-6061-T6搅拌摩擦焊接孔洞形成的有限元CEL模型。研究结果表明，潜沉力和施加力矩的极值与实验结果吻合较好;然而，CEL模式高估了轴向、横向和横向进给力。Hossfeld [15]采用CEL方法模拟AA 5182-0搅拌摩擦焊接的整个过程。在这项研究中达成的决议允许注意到毛刺和内部空洞的形成。Meyghani等人[16]采用非线性摩擦系数模型模拟a6061 - t6搅拌摩擦过程中刀具与工件之间的摩擦。捕获了温度分布，并与实验进行了比较。虽然在有限元和实验最高温度之间建立了良好的相关性，但该模型并没有扩展到考虑影响搅拌摩擦焊接过程的物理量，如负责过程中产生热量的耗散能量。为了进一步解释刀具和工件之间的接触问题，Luo等人[17[设计了一种新型的摩擦搅拌焊接主轴系统，除了旋转外，还能伸缩。采用三维有限元模拟的方法研究了新设计的主轴系统与AA2024-T4工件之间的传热。研究结果表明，新型搅拌摩擦焊主轴可用于航空航天等复杂铝结构的焊接。然而，该研究和在同一主题内进行的大多数有限元研究都假设恒定的摩擦系数，这并不能代表真实的行为，因为该系数将随着过程中产生的热量的增加而减少。

虽然已经进行了许多研究，使用三维几何模型和伪传热模型对AA 7075-T651合金搅拌摩擦焊接过程中的温度历史进行建模，但这些研究均未采用ALE方法，使用时变摩擦系数值模拟搅拌摩擦焊接过程中的热和机械实际材料行为g FSW过程的下降、停留和横移步骤。因此，本论文的任务是使用ABAQUS模拟器实现ALE显式完全耦合热力分析，以模拟AA 7075-T651的三维FSW过程。该模型可以返回温度、应力、应变和刀具重新调整等量除产生的热量外，还有作用力。此外，目前的研究表明，温度和应力在所有阶段（下沉、停留和横移）都会发生变化为了验证模拟结果，进行了一个实验过程，测量了搅拌摩擦焊接过程中的温度分布。

2.温度和力测量程序

为了对AA 7075-T651合金搅拌摩擦焊接过程中的温度历史进行实验测量，采用动力切削机对两块工件板进行切削加工，加工成150 × 50 × 4mm的进、退两侧。工件板的接触面用砂纸打磨，以避免焊接过程中氧化膜的一些负面影响。FSW样品是使用外径为6.3 mm的螺纹圆柱销设计的工具完成的。肩部的直径为18 mm，凹面锥形轮廓可替代平面，以封闭当刀销通过插入和穿过步骤浸入工件时从混合区推出的材料。在目前的实验测试中，刀具转速为1200 rev/min，横焊速度为2mm /s。采用k型热电偶测量焊接试样前进和后退两侧距离焊接主路径15 mm处两个点的温度时程。每个热电偶被放置在一个直径为1mm、深度为1mm的孔中，并用导电热糊粘接。整个实验装置放置在一个多分量力测功仪上，测量搅拌摩擦焊过程中的倾伏力。数字1显示焊接板的示意图和热电偶的位置以及力测功器的位置。采用带有SD卡的BTM-4208型温度传感器，跟踪FSW过程的整个热历史。

3.控制方程和计算模型

3.1.控制方程

搅拌摩擦焊(FSW)作为一种连接过程，涉及到焊接工具与试样之间的高速动态相互作用，迫使该过程必须采用有限元方法而不是隐式求解方法进行求解。尽管如此，显式求解器仍可用于分析瞬态热力学问题，以及建模处理几何体各部分之间复杂的接触相互作用。这一过程被描述为一个耦合的热-力学问题，因此，一个具有热和机械自由度的单元被相应地应用于网格目标。采用ABAQUS/EXPLICIT对AA 7075材料与焊接工具相互作用的温度、应力、塑性应变等仿真分析结果进行了定量计算。18]结合ALE自适应啮合技术以及温度和速率相关失效标准，对AA 7075-T651 FSW工艺进行完全耦合的显式分析。工件中瞬态温度分布的控制方程类似于Spencer描述的具有适当边界条件的三维热传导控制方程[19]: 哪里K._K.是导热系数，单位为W/m·°C，ρ是材料的密度kg/m^3.那C为比热，单位为J/kg·°C，T.温度在°C，和问：为焊接过程中施加的热量。ABAQUS/ explicit使用的显式前向差分时间积分算法由Luo等描述[17]。用于通过FSW工艺实现连接目标的总发热量由两个主要来源组成；这两个来源是摩擦能量耗散和塑性应变能量耗散率。还必须认识到，本研究考虑了大部分塑性功（90%）和整体摩擦功（100%）如Li等人所述，通过应用计算塑性应变能量耗散率[20]: 在这η是塑性能量耗散的一部分，σ是偏应力，和为塑性应变速率。摩擦能量耗散率由Li等给出。[20]:

自

然后,(3.)可以重写为 哪里为摩擦应力，是滑移率，μ是摩擦系数，和为正常接触压力。通过求解热能平衡控制方程(1)通过热流边界条件将摩擦能量耗散放入模型中。通过Colegrove给出的公式，考虑并计算了从工件表面到环境的自然对流引起的热损失[21]: 哪里H_F=对流系数T._∞ = 环境温度。控制所考虑过程的机械响应的主要方程是平衡方程，如Li等人给出的[20]:

哪里为单位质量的力，为质量密度，σ是应力张量吗是加速。为了解决上述方程，ABAQUS / Specticit使用Luo等人解释的中心差分规则。[17]．

3.2.计算模型

当前模型的过程和几何数据是根据本节前面解释的实验工作选择的2. 为了减少计算时间，两块60英寸的小平板 毫米长，20 宽度为毫米，宽度为4毫米 厚度为mm，而不是全尺寸模型。建议的模型由一块变形板（AA 7075-T651）、一个AISI H13刚性工具以及一块没有任何热自由度的刚性支撑板组成，如图所示2. 有限元模型中使用的主要工具的几何设计以不包括螺旋螺纹的方式进行简化，因为这将导致过度的网格变形，并且无法实现任何解决方案。为了进行网格划分，使用八节点耦合温度位移砖单元（C3D8RT）对铝板进行离散。该单元可以计算在不同温度下的位移和温度X-,y-， 和Z.-除了使用沙漏控制功能ABAQUS/EXPLICIT外，还可以调整方向并产生均匀应变[18]．一个0.5 mm的单元用于网格板在两个X-及y-方向，而厚度中使用了4个元素Z.方向。共使用38400个单元对工件进行网格划分，同时使用R3D4型单元对支撑底板进行网格划分。

在有限元离散化过程中，允许铝材料自主移动;这是通过考虑整个铝板作为一个适应性区域来实现的。在主自适应网格模型中引入滑动特性区域来定义板上表面与刀具底面的接触。这种考虑使得网格能够在平行于俯冲方向的方向上跟踪材料的运动，同时在切向方向上对固有材料进行自主搅拌。与板与刀具的接触类似，采用了建立全耦合热力学问题模型的接触算法来定义板的底面与支撑板的接触。

关于材料行为，通过采用弹塑性Johnson–Cook模型计算流动应力，采用了温度和应变率相关的材料定律，如所示(8.)，由Jørgensen和Swan解释[22]: 哪里ε和分别为有效塑性应变和应变率，是参考应变率，T._房间是参考温度，还是T._融化是熔化温度。一种那B.那N那C和m是材料常数。表格1给出了AA 7075-T651的模型常数，由Jørgensen和Swan解释[22]．

采用库仑摩擦定律满足焊接工具与铝工件之间的摩擦，其摩擦值随该区域的温度而变化。为了实现滑移情况，仿真考虑了等效剪应力条件τ_最大值．条件指出，如果等效剪切应力值达到其最大值，则无论接触压力应力的值如何，都会满足滑动情况。Von Mises理论用于通过使用来计算等效剪切应力的最大限制 在这σ_y误率是接触中材料的应力。由于关于AA 7075-T651合金的摩擦系数的数据不足，所使用的摩擦系数值16]对于AA6061，采用了。假设AA 7075板和背板之间的接触无摩擦。为了实现逼真的模拟，Mills考虑了材料的非线性、热性能和机械性能[23].桌子2．图示了AA 7075合金的温度变化的材料特性变化。

应用结构边界条件约束AA 7075板的运动。为此，支撑AA 7075合金的背板也用于防止任何方向的运动；此外，平行于焊接路径的AA 7075板边缘也完全固定，因此不允许刚体运动。在分析开始时，将整个模型周围的温度设置为20°C的环境温度。对流边界条件也适用于对流系数为的AA 7075板的上表面和侧面H_F = 10 W/m²·°C。通过假设较大的对流系数(H_F = 1000 W/m²°C)。这一假设背后的原因是，如Salloomi所描述的那样，获取AA 7075板和支撑板之间存在的间隙的精确导热系数值非常复杂[24]．

在该仿真中，刀具参考点同时施加刀具转速(1200 rev/min)和横移速度(2 mm/s)，工件板被约束在底部和侧面。在模拟中，跌落、停留和移动时间分别为12.1秒、0.2秒和15.2秒。为了避免移动步骤开始时焊接工具横向运动造成的不稳定性影响，在ABAQUS中通过一组在时间点上的值对横向焊接速度进行赋值，如图所示3.．值得一提的是，在自适应网格划分和质量缩放技术的基础上，采用任意拉格朗日-欧拉(ALE)方法，以最大限度地减少完成搅拌摩擦试验仿真所需的时间。

4.模型结果和讨论

4．1.热环境演化

本文所建立的有限元模型可用于评估AA 7075-T651搅拌摩擦焊接过程中以及整个焊接结构区域的温度、应力、塑性应变、冲击力和热生成等搅拌摩擦焊接过程的结果。如上所述，我们使用ABAQUS/EXPLICIT软件模拟了搅拌摩擦焊接过程中俯冲、停留和横移三个步骤的传热过程。数字4.显示了27.5秒过程期间六个不同时间点的温度分布。为了说明整个厚度方向的温度分布，图4.在上面的线也显示焊接接头的横截面，而底部的线提供不使用焊接工具的俯视图。模拟结果表明，当刀钉与AA 7075板接触开始穿透时，刀钉底面下方局部区域的温度上升到某个最大值，并在刀钉表面形成半圆形的温度曲线。同一部位的温度持续升高，直到肩与AA 7075板接触;随后，最高温度跳到销钉和肩界面之间的角区。在12.1秒时，工具和工件之间的接触增加，导致肩部-工件界面周围的温度增长到599°C的最大值;这是由于工件与刀具之间发生完全接触;此外，根据Fraser等人的描述，该工具所承受的下潜力和扭矩要高于其他步骤。25]．随后，温度略有下降，并在停留和穿越阶段趋于稳定。还可以清楚地注意到一个带有“V”模式的高温变化，如图所示4.在AA 7075板的上表面;这表明在刀具肩部与工件之间的相干层中发生了高温热流。

数字5.图示位于倾伏起始位置(a - a段)的路径上跨板宽度的温度变化。0.2秒的停留时间足以满足工具前端和尾部之间温度均匀分布的情况。由于刀具背面的高温，刀具背面的毛刺形成与刀具正面相比，在冲切和停留阶段明显明显。随后，工具沿横向方向移动，将两个板连接在一起。从等高线图像可以看出，该过程中温度分布变化不大。此外，由于材料软化，在停留阶段后，施加在导线阶段的力和扭矩显示出很小的退化，这将在下一节中解释。从图中可以看出5.在第12.1和12.3秒发生完全接触时，推进侧(AS)和后退侧(RS)之间的温度分布是对称的。这种对称分布表明，刀具旋转方向对焊接试样的最终温度历史没有影响。这一事实与Reese [26]李等[20]．数字6.显示了实验测量和数值预测在焊接试样前进和后退的两个点的温度历史之间的相关性。数值估计的温度与实验测得的值不完全吻合。有限元模型被高估了8%。产生这种发散的原因是由于无法选择准确的对流系数值来模拟通过支撑底板传导的热损耗，同时忽略了工件进入搅拌工具的热损耗。图中最大值处也有轻微偏差;这是因为实际实验的下潜速度比仿真分析中应用的速度要慢。这里需要强调的是，搅拌摩擦焊过程中的最高温度没有超过AA 7075-T651的熔化温度，这确保了有限元方法在获得精确分析结果方面的高潜力。

4.2.机械响应演变

本文提出的ALE模型能够预测AA 7075-T651板搅拌摩擦焊三个阶段的应力。数字7.显示从工艺开始到结束的六个不同时间点处的冯·米塞斯应力等值线。在工具与AA 7075板首次接触时，压应力升高471 MPa直接在工具销下方区域和相邻区域产生；该高应力值是在压入阶段开始时所受轴向力的正常结果，如图所示7（a）．在插入阶段，随着刀具的深入，刀具和AA 7075工件之间的界面区域产生的热量也会增加，导致局部金属软化状态，进而导致搅拌区域内的应力大幅降低，如图所示7 (b). 可以看出,在6时05分, sec最大应力区域跳到远离销-工件界面区域的某个位置，但仍然存在高应力区域，刀具销周围有圆柱形边界，如von Mises应力轮廓所示。然而，当工具台肩和AA 7075板之间发生完全接触时，将产生过量的热量，这使得圆柱形高应力轮廓逐渐从完全接触区域滑出。时间12.1 工具下方区域的温度升高导致材料软化，从而使材料易于搅拌；此外，应力幅度进一步减小，接近于零（<79 MPa）如图所示7 (c)。在停留时间内，工具销下方区域的应力值以稳定比例增加，几乎达到102 周向区域的压力保持在64 MPa以下 如图所示，偏远地区的压力为MPa7 (d).从12.3开始 秒及之前，搅拌区内的应力达到稳定状态值，未观察到应力大小的重要变化，如图所示7 (e)和7 (f)．应力值在整个过程中的变化表明，工件温度在控制应力大小方面起着重要的作用，从而在无缺陷焊接的建立中起着重要的作用。

从图中可以看出7 (f)远离工具 - 工件相互作用区域的搅拌区或区域的压力从零增加到71-460MPa范围内的值。该模拟中使用的尺寸限制（长度为60毫米，宽度为40mm）是这种应力值背后的原因。代表此，如果将板温度降低到室温，则可以通过焊接路径产生随后的内应力曲线。

众所周知，焊接接头的显微组织图受焊接过程中温度分布和塑性变形的影响很大;基于此，本研究将其特点扩展到包括塑性应变量的研究。等效塑性应变沿穿过试件宽度(a - a段)的路径的变化如图所示8.．从图中可以看出，除刀肩与AA 7075板完全接触外，刀具穿透过程中接头线上的塑性应变分布是对称的，前进侧保持的平均塑性应变略高于后退侧。这一结果与Buffa等人先前发表的结果非常一致[27]．最高塑料应变值几乎靠近推进侧的焊接线的中心。

4．3．工具反作用力和热产生

目前的有限元模型可以预测的另一个重要特征是搅拌摩擦焊接过程中整个时间内的刀具反作用力。如图所示9.在切入阶段，工具销受到很大的反作用力。由于这些反作用力，工具销承受高压应力，这反过来可能导致销倒塌，特别是当工具的机械强度不够高，以承受外部荷载。力分析表明，水平力分量X＆y与横截面相比，它们非常小Z.-可以忽略的方向分量。如图所示9.，刀具与AA 7075工件首次接触后，反作用力立即开始增加，当刀具肩部与工件完全接触时，反作用力突然跳至峰值。随后，在焊接阶段，力值随着波动逐渐减小。12.1之后反作用力值的意外衰减 sec是由于工具销下的局部材料温度升高引起的。尽管目前的模型在力测量方面显示出良好的趋势相关性，但与Liu等人先前发表的实验研究结果相比[28和Lambiase等[29]，需要指出的是，与实验测得的力值相比，它返回的力值高估了一点。这种差异背后的原因如下：首先，工具被视为刚体，这意味着由于没有机械（弹性或塑性）力，将产生高反作用力变形正在发生。第二个原因是，由于模拟时间的加快，预计惯性力会更高。

通过三个模拟步骤计算摩擦和塑性变形产生的热量，如图所示10．从图中还可以看出，两种能量都与刀具与AA 7075工件完全接触的时间成正比增加;从那时起，注意到能量量级的突然变化。如图所示，在过渡区域之后，两种能量的发电速率都增大了10．可以看出，摩擦能远大于塑性能;这与先前文献中得出的结论相一致，即在整个模拟过程中，即使在完全接触和强烈塑性应变等恶劣条件下，摩擦也能提供大部分所需的热量，大约(92%)。这一事实也支持滑动条件在接触建模中占主导地位的结论。

5.结论

目前的研究采用三维显式有限元分析来评估AA 7075-T651板FSW期间产生的温度和应力场。该模型模拟了FSW过程中涉及的下沉、居住和穿越阶段。研究表明，当刀具穿透AA 7075工件时，刀具销下方区域开始出现高温梯度，然后转移到肩部和工件形成的角边。599°C的峰值温度低于AA 7075–T651合金的熔点，这是固态焊接的一个信号事件。温度沿板宽对称分布，前进侧（AS）的塑性应变值高于后退侧（RS）。接触区摩擦热产生的温度场在停留阶段用于预热工件，随后在横向阶段热量逐渐稳定，从而在刀销周围形成准稳态温度场。该研究还具有完全接触时的毛刺成形能力。

数据可用性

用于支持本研究结果的数据可根据要求可从相应的作者获得。

的利益冲突

作者未声明任何潜在的利益冲突。

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