PIOTR LACKIZYGMUNT KUCHARCZYKROMANA EWA ŚLIWATOMASZ GAŁACZYŃSKI

Rudy Metale R57 2012 nr 8UKD 621.791.9:621.79/.1 :669.715:629.7

WPŁYW WYBRANYCH PARAMETRÓWPROCESU ZGRZEWANIA TARCIOWEGO

Z PRZEMIESZANIEM NA POLE TEMPERATURY

Przedstawiono wyniki analizy procesu zgrzewania tarciowego z przemieszaniem, wykorzystywanej do łączenia metalowychelementów struktur lotniczych. Skoncentrowano się na pierwszym etapie tej metody zgrzewania - fazie wgłębiania obra-cającego się narzędzia w materiały łączonych elementów, aż wieniec opory znajdzie się w kontakcie z górną powierzchniąelementu. Symulację numeryczną procesu za pomocą metody elementów skończonych wykonano z wykorzystaniem pro-gramu AD/NA System v.B.B.O. Dla modelu termicznego wykorzystano współczynniki odpowiadające aluminium A16061-T6jako materiału do budowy metalowych struktur nośnych płatowców. Problem rozpatrywano jako zagadnienie osiowosyme-tryczne. Wyznaczono rozkłady temperatury dla wybranych kroków czasowych, przyjmując stałą wartość współczynnikatarcia. Wykazano, że przyjmowanie stałej wartości współczynnika tarcia może prowadzić do niepewnych wyników, tempe-ratury przekraczającej temperaturę topnienia zgrzewanego materiału. Analizowano także wpfyw wybranych parametrówprocesu (prędkość obrotowa narzędzia, wstępne nagrzewanie materiału) na generowanie ciepła tarcia w strefie kontaktunarzędzie - zgrzewany element. Wykazano istotny wpfyw przyjmowanego modelu tarcia i wartości parametrów procesuna generowanie ciepła w modelowaniu procesu zgrzewania tarciowego z przemieszaniem. Jest to ważne, gdyż w faziewgłębiania tworzone są wyjściowe warunki termomechaniczne dla dalszych etapów procesu ifinalny efekt połączenia ma-teriałów technologią FSW

Słowa kluczowe: zgrzewanie tarciowe, zgrzewanie tarciowe z przemieszaniem ( FSW), łączenie stopów aluminium, symula-cja numeryczna procesu ZTP

INFLUENCE OF SELECTEDPARAMETERS OF FRICTION STIRWELDING PROCESS ON THE TEMPERATURE FIELD

The analysis of the Friction Stir Welding process (FSW), which can be used for joining metal parts oj aircroft structures havebeen presented in this work. The presented results are focused on the first phose of this method of welding - phase ofplunged the tool into material of the joined elements. /n this phase, the rotating tool is plunged in the material until thetool's shoulder comes in contact with the upper surface of the element. Numerical simulation of the process using the finiteelement method was performed using the AD/NA System v.B.B.O. For the thermal model coefficients corresponding to thealuminum alloy 6061- T6 as material for manufacturing of the airframe's metal structures. The problem was considered ason axisymmetric problem. Temperature distributions were determined for selected time steps, assuming constant coeffi-cient of friction. It has been shown that taking a constant value of the coefficient of friction eon lead to uncertain results,the temperatures exceeding the melting point of the welded material. Analyzed the influence of process parameters (toolrotation speed, pre-heating of the material) to generate frictional heat in the contact zone tool - welding element. Theresults show how important implieotions for modeling of heat generation in friction stir welding process has assumed frtc-tion model and parameter values of the process. This is important because in phase of plunging the conditions are createdfor the further phases of thermo-mechanical process.

Keywords: Friction welding, Friction Stir Welding process ( FSW), joining of aluminium alloys, numerical simulatlen of FSW

Wprowadzenie tarciowego z przemieszaniem została opracowana i opaten-towana w 1991 r. przez angielski Instytut Spawalnictwa(The Welding Institute - TWI Ltd. [1)). Wynalezienie tejmetody zbiegło się w czasie z poszukiwaniami przez prze-mysł lotniczy nowoczesnych i nietypowych rozwiązań łą-

Zgrzewanie tarciowe z przemieszaniem (Friction StirWelding - FSW) jest jedną ze stosunkowo niedawno opra-cowanych metod łączenia metali. Technologia zgrzewania

Dr hab. inż. Piotr Lacki, pro! nzw., dr inż. Zygmunt Kucharczyk - Politechnika Częstochowska, Częstochowa, dr hab. inż. Romana EwaŚliwa, pro! nzw., mgr inż. Tomasz Gafaczyński - Politechnika Rzeszowska, Wydział Budowy Maszyn i Lotnictwa, Rzeszów.

524

Zgrzewanie tarciowe z przemieszaniem, jak również tra-dycyjne zgrzewanie tarciowe należą do tej samej grupy me-tod łączenia metali i ich stopów w stanie stałym (w tempe-raturach niższych od temperatury topnienia łączonego ma-teriału) [3]. W tradycyjnym zgrzewaniu tarciowym ciepłoniezbędne do trwałego połączenia dwóch elementów/po-wierzchni powstaje w wyniku tarcia między obracającymisię względem siebie elementami/powierzchniami, którew cyklu zgrzewania są stopniowo do siebie dociskane [4].W procesie zgrzewania tarciowego z przemieszaniem (rys. 2)specjalnie zaprojektowane cylindryczne narzędzie, z częściąroboczą składającą się z profilowanego trzpienia (część pe-netrująca) i wieńca opory (rys. 3}, wprowadzane jestw ruch obrotowy (rys. 40) i wgłębiane w obszar złącza mię-dzy dwoma elementami (rys. 4b).Wysokość trzpienia jest mniejsza od grubości łączonych

czenia struktur lotniczych wykonanych ze stopów alumi-nium gatunków Al 2xxx i Al 7xxx (uważanych za trudnospawalne tradycyjnymi metodami) w celu zapewnienia do-statecznej wytrzymałości połączenia przy minimalizacji cię-żaru, pracochłonności i kosztów względem metod łączeniaprzy użyciu znormalizowanych elementów złącznych (tj. ni-ty, śruby, Hi-loki, Lockbolty itp.). Powyższe skutkuje wzro-stem ekonomiczności produkcji płatowców i obniżeniemciężaru własnego konstrukcji oraz wzrostem konkurencyj-ności na rynku producentów płatowców poprzez zmniej-szenie ceny wyrobu.

Metoda jest stale rozwijana i znajduje zastosowaniezwłaszcza w przemyśle lotniczym (rys. 1), motoryzacyjnym,stoczniowym, chłodnictwie, kolejnictwie oraz innych gałę-ziach produkcji jako alternatywa lub zastępstwo względemkonwencjonalnych metod łączenia elementów.

Rys. 1. Jeden z przykładów zastosowania metody łączenia FSW w przemyśle lotniczymprzez firmę Eclipse Aerospace do produkcji elementów struktury płatowca samolotu Eclipse [2]

Fig. 1. Example of FSW joining method in the aerospace industry by Eclipse Aerospacefor the manufacture of airframe structures of Eclipse aircraft [2]

wieniec opory

zgrzeina

Rys. 2. Schemat zgrzewania tarciowego z przemieszaniem

Fig. 2. Schematic drawing of friction stir welding

Rys. 3. Przykładowe narzędzie stosowanew zgrzewaniu tarciowym z przemieszaniem [5]

Fig. 3. Example of tool used in the friction stir welding [5]

a

-c

Rys. 4. Schemat etapów procesu FSW [6]

Fig. 4. Scheme of steps of FSW process [6]

('1 (pąJł @f~(a) (b) (e) (d)

~~(el (f) (g)

Rys. 5. Rodzaje połączeń

a - doczołowe, b - kątowe, c - teowe, d - zakładkowe,

e - wielozakładkowe, f - zakładkowe teowe, g - pachwinowe [7]

Fig. S. Joint configurations for friction stir welding

a - Square butt, b - Edge butt, c - T-burt joint, d - Lap joint,

e - Multiple lap joint,! - T-lap joint, g - Fillet joint [7]

525

Tablica 1

Wybrane narzędzia stosowane w technologii FSW zaprojektowane przez TWI [8]

Table 1

WhorlTM

Selected tools used in FSW technology developed by TWI [8]

Re-stir TM

Rysunek poglądowy

@Stożkowy Trój rowkowy Pochylony

Kształt trzpieniaCylindryczny Stożkowy gwintowany z zakończeniem cylindryczny

Stożkowygwintowany gwintowany z trzema rowków na poszerzo- gwintowany

rowkami nej końcówcegwintowany

Stosunek objętości trzpieniado cylindrycznej objętość 1 0,4 0,3 0,3 1 0,4

trzpienia

Stosunek objętości podczasZależny od kąta

obrotu trzpienia do objętości 1,1 1,8 2,6 2,6trzpienia

1,8samego trzpienia

Zmiana kierunków obrotu nie nie nie nie nie tak

Zgrzewanie doczo-Zgrzewanie

Zgrzewania Zgrzewania Kiedy wymaganaZgrzewanie

łowe z obniżonymdoczołowe z dal-

nakladkowe nakładkowe jest minimalnaZastosowanie

doczołowe,momentem

szym obniżeniemz niższym z niższym asymetria

nie do zgrzeinobrotowym podczas

momentu obro- pocienieniem pocienieniem w własnościachnakładkowych

zgrzewaniatowego podczas

górnej płyty górnej płyty zgrzeinyzgrzewania

Narzędzie Cylindryczne A-skewTMMX triflute TM Flared triflute TM

elementów, zatem podczas "zanurzania" narzędzia w zgrze-wany materiał, także wieniec opory wchodzi w kontaktz jego powierzchnią. Trzpień i wieniec opory wykonane sąz materiału twardszego i bardziej odpornego na zużycie niżłączony materiał. W czasie procesu, wskutek tarcia narzę-dzia o materiał elementów oraz plastycznego odkształceniamateriału, generowane jest ciepło. Następuje zmiękczeniemateriału łączonych elementów - nie jest jednak osiąganypunkt topnienia (rys. 4c). Zmiękczony i stale mieszany ma-teriał jest transportowany w kierunku przeciwnym do ru-chu narzędzia wzdłuż linii styku łączonych płyt (rys. 4d).Stygnąc, przemieszany materiał tworzy między spajanymielementami złącze, w stanie stałym (rys. 4e).Technologie opracowane na podstawie procesu zgrzewaniatarciowego z przemieszaniem pozwalają na wykonywanieróżnego rodzaju połączeń elementów metalowych tegosamego materiału prowadzone są także badania mające nacelu opracowanie technologii łączenia materiałów różnychgatunków i różnych metali (rys. 5).Równocześnie rozwojowi tej technologii i coraz szerszemuzakresowi możliwości stosowania w konstrukcjach metalo-wych towarzyszy rozwój narzędzi. W tablicy 1 przedstawio-no kilka wybranych przykładów trzpieni tych narzędzi.

Zwiększenie efektywności przemieszania materiałuelementów łączonych, dostosowanie do rodzaju połącze-nia, gatunek materiału, wzrost trwałości narzędzia, alerównież jakość powierzchni zgrzeiny powoduje nie tylkoopracowywanie nowych kształtów trzpieni narzędzia, alerównież opracowywanie różnego rodzaju kształtów po-

526

Wieniec

Rys. 6. Geometria powierzchni wieńca opory narzędzia widziana

od strony trzpienia zaprojektowane przez TWI [8]

Fig. 6. Tool shoulder geometries, viewed from underneath

the shoulder designed by TWI [8]

wierzchni wieńca opory (rys. 6)Z powodu różnych geometrycznych kształtów narzędzia,

ruch/przepływ materiału wokół trzpienia może być skom-plikowany, także gradienty odkształceń, temperatury i pręd-kości odkształceń. W związku z tym mikrostruktura strefyjądra zgrzeiny odzwierciedla różne termomechaniczne pro-cesy zachodzące w trakcie łączenia i jest niejednorodna(rys. 7). Pomimo lokalnej niejednorodności mikrostruktury,jedną z istotnych korzyści płynących z tej techniki łączeniametali jest w pełni skrystalizowana, równoosiowa, drobno-ziarnista mikrostruktura utworzona w jądrze zgrzeiny przezintensywną deformację plastyczną w podwyższonej tempe-raturze. Drobnoziarnista mikrostruktura posiada doskonałewłaściwości mechaniczne, właściwości zmęczeniowe, więk-szą plastyczność i wyjątkową nadplastyczność [7].

Badania strefy połączenia za pomocą procesu zgrze-wania tarciowego z przemieszaniem prowadzi do badań

TMAZ

Rys.7. Różneobszary mikrostruktury wzdłuż przekroju przez materiały połączone metodą FSWHAl - strefy wpływu ciepła; TMAl - strefa wpływu termomechanicznego; strona natarcia zgrzeiny jest tam,

gdzie kierunek obrotów narzędzia jest taki sam jak kierunek posuwu narzędzia (naprzeciwko kierunku płynięcia metalu);Strona spływu zgrzeiny jest tam, gdzie obrót narzędzia jest przeciwny do kierunku posuwu narzędzia

(równoległy do kierunku płynięcia metalu) [7]

Fig.7. Transversesection of a friction stir weld showing different regions of the weld HAl - heat-affected zone;TMAl - thermomechanically affected zone; the advancing; side is where the tool rotation direction is the same

as the tool travel direction (opposite the direction of metal flow), and the retreating side is where the tool rotationis opposite the tool travel direction (parallei to the direction of metal flow) [7]

HAZ TMAZ Ramię przepływu

Materiałrodzimy (PM)

Jądro zgrzeiny

kształtu stref i mikrostruktury tych stref w zgrzeinie (rys. 8),rozkładu temperatur w trakcie procesu, badania przepływumetalu wokół trzpienia w trakcie procesu, rozkładu twar-dości w strefie zgrzeiny i w zgrzeinie, własności mechanicz-nych połączenia i ich związku z parametrami procesu, taki-mi jak: prędkość obrotowa narzędzia, prędkość posuwu na-rzędzia wzdłuż styku łączonych elementów, siły osiowej do-cisku narzędzia do elementów łączonych oraz poszukiwaniuwad połączenia.

Metoda FSW ma szereg zalet. Do najważniejszych nale-żą m.in. dobre własności mechaniczne złącza, brak gazówosłonowych, brak pęknięć gorących, możliwość mechaniza-cji procesu, oraz że metoda ta należy do tzw. grupy techno-logii "zielonych", z powodu braku negatywnego wpływu naotaczające środowisko, jak i człowieka [9]. Ograniczeniamitej metody są m.in. wymagane sztywne mocowanie zgrze-wanych elementów i trwałość narzędzia.

Jakkolwiek idea zgrzewania tarciowego z przemiesza-niem jest prosta, to w rzeczywistości proces jest złożonymzagadnieniem termomechanicznym, charakteryzującym sięlicznymi interakcjami [10]. Podstawową rolę w procesieFSW odgrywa generowane ciepło. Jednym z jego dwóchźródeł jest tarcie występujące w procesie pomiędzy narzę-dziem a zgrzewanym materiałem, stąd na ilość generowa-nego ciepła ma wpływ również wymiar i geometria narzę-dzia. Przeprowadzone badania w procesie zgrzewania staliwykazały, że ok. 80 do 90 % ciepła generowanego jest przeztarcie na powierzchni wieńca opory, a 20 do 10 % przez po-zostałe powierzchnie narzędzia [11, 12]. Zakłada się rów-nież symetryczny rozkład generowanego ciepła względemosi symetrii narzędzia oraz ilość generowanego ciepławzrasta wraz z odległością od osi narzędzia, co związanejest z wzrostem względnej prędkości między narzędziem,a materiałem zgrzewanym [13]. Tarcie zależy od wieluzmiennych, ale i samo na nie wpływa [14]. Z tego powoduciągle nie wszystkie aspekty wpływu tarcia na proces

HAZ

Materiałrodzimy (PM)

zgrzewania tarciowego z przemieszaniem są wyjaśnione.Ponieważ nie ma możliwości bezpośredniej obserwacji sa-mego mieszania materiału, podstawowym sposobem anali-zy procesu jest jego modelowanie z wykorzystaniem symu-lacji komputerowych. W symulacjach numerycznych, wyko-rzystuje się przede wszystkim metodę elementów skończo-nych. Najczęściej 'stosuje się model tarcia Coulomba, a przyj-mowane założenia dotyczą przede wszystkim współczynni-ka tarcia. W większości prac ma on stałą wartość [15+17].

Oprócz przyjętego modelu tarcia, na ilość generowane-go ciepła tarcia wpływają także parametry procesu FSW. Sąto m.in. prędkość obrotowa trzpienia, głębokość wnikaniatrzpienia, siła docisku narzędzia, a dla liniowego zgrzewania- kąt pochylenia narzędzia. Parametry procesu powinnybyć tak dobrane, żeby zapewnić uplastycznienie zgrzewa-nego materiału.

Przedstawiony stan zagadnienia uzasadnia podjęcieprób opracowania zależności parametrów procesu zgrze-wania tarciowego z przemieszaniem na proces generowa-nia ciepła w wyniku tarcia pomiędzy narzędziem a materia-łem łączonych elementów.

W niniejszym artykule przedstawiono wyniki i wnioskiz analizy wpływu wybranych parametrów procesu (tj. pręd-kości obrotowej narzędzia, prędkości wgłębiania trzpienianarzędzia) na generowanie ciepła tarcia w początkowej fa-zie procesu, jaką jest wgłębianie obracającego się narzędziaw materiał (rys. 4b, e). Jakkolwiek faza ta jest krótka, w po-równaniu z fazą samego zgrzewania, to w tej fazie tworzo-ne są warunki termomechaniczne dla następnych etapówprocesu FSW.

Model procesu

Temperatura wyznaczana jest na podstawie równanianieustalonego przewodnictwa ciepła

527

51reniZłoOlPbsiD

e f

dTpc-dt

p - gęstość, kg/m",c - ciepło właściwe, J/kg ·C,T - temperatura, ·C,k - przewodność cieplna, W/m ·C,

\1 (k\1 T) + q

gdzie

a

Rys.8.a - przekrój wykonany przez strefę połączenia w stopie odlewniczym Al-Si. Wskazano defekty/pory w materiale rodzimym (8M);

HAl - strefy wpływu ciepła; TMAl - strefa wpływu termomechanicznego; SN - jądro zgrzeiny; RS - strona cofająca;AS - strona napierająca; b+d - mikrografia optyczna pokazująca, b - materiał rodzimy (8M); c - strefę wpływu ciepła (HAl);

d - strefę wpływu termomechanicznego (TMAZ) gdzie nastąpiło znaczne rozdrobnienie krzemu; e+q - mikrografiaoptyczna strefe,f i g - jądra zgrzeiny z przekroju makroskopowego a [5]

Fig.8.a - a section through a friction stir weld made in an Al-Si casting alloy. There are pores indicated in the base metal (8M).

HAl represents the heat affected zone, TMAl the thermomechanically affected zone, and SN the stir nugget,b+d - optical micrographs showing the microstructure in b - the base metal; c - heat-affected zone; d - the thermomechanically

affected zone, where considerable refinement of the silicon has occurred; e+q - optical micrographs of regionse,f and g of the stir nugget as identified in macroscopic section presented above a [5]

528

qP'D

Pglcind(i

TIILCnniciłągi

s:A

r~I

I'

c = 896 J/kgOC, P = 2700 kg/m", współczynnik rozszerzalno-ści cieplnej a = 22 um/rrr'C.Przyjęto, że narzędzie wykonane jest ze stali AISI H13, [20]:k = 25 W/moC, c = 460 J/kgOC, P = 7760 kg/rn", współczyn-nik rozszerzalności cieplnej a = 10,4 urn/m'C. Własnościmechaniczne: E = 210 GPa, Opl = 1520 MPa, v = 0,33.Zastosowano model tarcia Coulomba, w którym dla współ-czynnika tarcia ~ przyjęto stałą wartość.

Rys.9. Siatka elementów skończonych

Fig.9. Finite element mesh

Wyniki

W artykule analizowano pierwszy etap zgrzewania tar-ciowego z przemieszaniem - fazę wgłębiania narzędziaw materiał łączonych elementów. W tej fazie obracające sięnarzędzie jest wgłębiane w materiał, aż wieniec oporyznajdzie się w kontakcie z górną powierzchnią elementu.

Pole temperatury dla najczęściej stosowanego w litera-turze wariantu - stały współczynnik tarcia (~ = 0,3) przed-stawia dla różnych kroków czasowych rysunek 10. W miaręwgłębiania narzędzia w zgrzewany materiał, materiał jeststopniowo nagrzewany w wyniku generowania ciepła tar-cia. Początkowo w kontakcie z górną powierzchnią elemen-tu jest tylko powierzchnia czołowa trzpienia, następnie po-wierzchnia boczna trzpienia i powierzchnia kołnierza opory.

W tej fazie procesu maksymalna temperatura wystę-puje w warstwie zgrzewanego materiału znajdującej siębezpośrednio pod powierzchnią czołową trzpienia. Dlaprzyjętych danych, maksymalna temperatura dla krokuczasowego t = 2,55 s wynosi 703,8 "C (rys. 10d). Ponieważproces FSW jest procesem prowadzonym w stanie stałymzgrzewanego materiału, temperatury występujące w pro-cesie FSW są z zakresu 70+90 % temperatury topnieniazgrzewanego materiału. Wartość 703,8 "C znacznie prze-kracza przyjmowaną dla stopu Al 6061-T6 temperaturętopnienia 582 -c.

q - wydajność objętościowego wewnętrznego źródła cie-pła, W/m3

.

Dla górnej powierzchni zgrzewanego materiału, opływanejprzez powietrze, zastosowano konwekcyjny warunek brze-gowy, przyjmując wartość współczynnika przejmowaniaciepła 35 W/ m2 "C, Ponieważ dolna powierzchnia elemen-tu w procesie FSW kontaktuje się z reguły z płytą oporową,dla tej powierzchni przyjęto wyższą wartość współczynnika(44S W/ m2 oC).Temperatura początkowa narzędzia i zgrzewanego materia-łu To = 25 "C.Ciepło tarcia jest generowane na powierzchniach kontaktunarzędzia z łączonymi elementami oraz w wyniku plastycz-nego odkształcenia zgrzewanego materiału. Przyjęto, że 95 %ciepła generowanego w wyniku tarcia jest przekazywane dołączonych elementów, a 5 % do narzędzia [18]. 100 % ener-gii odkształcenia plastycznego jest zamieniane na ciepło.

Do zamodelowania zgrzewania tarciowego z przemie-szaniem przyjęto termoplastyczny model materiału -AL 6061-T6. Własności mechaniczne tego stopu zestawionow tablicy 2.

Symulacja numeryczna

Symulację numeryczną procesu wykonano z wykorzy-staniem programu ADINA System v.8.8.0, [19]. Problemrozpatrywano jako zagadnienie osiowosymetryczne. Rysu-nek 9 przedstawia siatkę elementów skończonych.Zgrzewany materiał został zamodelowany jako krążeko średnicy 0,05 m i grubości 0,002 m. Trzpień ma średnicę0,003 m i wysokość 0,0013 m. Dla wieńca opory przyjętopromień 0,006 m i wysokość 0,003 m. Narzędzie jest wgłę-biane ze stałym przemieszczeniem óh = 5·10-6 m, obracającsię z prędkością w = 600 obr/min.Dla modelu termicznego Al 6061-T6 przyjęto: k = 167 W/moC,

Tablica 2

Własności Al 6061-T6 zależne od temperatury [17]

Table 2

Properties ot Al 6061-T6 temperature dependent [17]

Temperatura, ·C 25,0 37,8 93,3 148,9 204,4 260,0 315,6 371,1 426,7

Granicaplastyczności, MPa 276,0 274,4 264,4 248,2 218,6 159,7 66,2 34,5 17,9

Moduł Younga, GPa 68,90 68,54 66,19 63,09 59,16 53,99 47,48 40,34 31,72

Jednym z podstawowych parametrów procesu zgrze-wania tarciowego jest prędkość obrotowa narzędzia. Wrazz jej zwiększaniem rośne w zgrzewanym materiale ilość cie-pła. Rysunek 11 przedstawia pole temperatury dla dwóchprędkości obrotowych narzędzia: 420 i 720 obr/min, gdyt = 2,5 s. Wzrost prędkości powoduje wzrost temperaturyw zgrzewanym materiale. Dla w = 420 obr/min obliczonatemperatura maksymalna wynosi 496 "C, a dla w = 720obr/min odpowiednio 770 "C,Jakkolwiek przedstawione na rysunku 11 rozkłady tempera-tury dotyczą tego samego etapu wgłębiania trzpienia na-rzędzia (h = 1,25,10-3 m), to dla prędkości 720 obr/min(rys. 11b) cała powierzchnia czołowa wieńca opory jest

529

Aa)D TIME2.00INA

TEMPERATUR E, 'c

600.0533.3466.7400.0333.3200.7

- 200.0- 133.3- 667

ejTIME 2.450

b)TIME 2.35

d)TIME 2.550

Rys, 10. Rozkład temperaturya - t = 2,0 s, b - t = 2,35 s, c - t = 2,45 s, d - t = 2,55 s

Fig. 10. The temperature distributiona - t = 2.0 s, b - t = 2,35 s, c - t = 2.45 s, d - t = 2.55 s

Aa)D TIME 2.50INA

TEMPERATURE, 'C

600.0533.3466,7400.0333.3200.7

- 200.0-133.3- 66.7

bJTIME 2.50

Rys. 11. Rozkład temperatury dla t = 2,5 sa - w = 420 obr/min, b - w = 720 obr/min

Fig. 11. Temperature distribution for t = 2.5 sa - w = 420 rev/rnin, b - w = 720 rev/min

w kontakcie ze zgrzewanym materiałem, Ponadto w pobliżukrawędzi wieńca zaczyna tworzyć się pierścień przemiesz-czonego materiału, który nie występuje w tym momenciedla Ul = 420 obr/rnin. Im większa prędkość obrotowa, tymwięcej generowanego ciepła i tym samym wyższe tempera-tury w materiale. W rezultacie w obszarze pod narzędziemjest więcej miękkiego materiału, który tym samym możebyć łatwiej zgrzewany i przemieszczany.

Na rysunku 12 pokazano, dla t = lA s i t = 2,5 s, zależ-ność maksymalnej temperatury od prędkości obrotowejnarzędzia. Maksymalna temperatura rośnie wraz ze wzro-stem prędkości obrotowej. Jest to zrozumiałe, gdyż ciepłotarcia zależy od siły tarcia i obwodowej prędkości narzę-dzia, a ta z kolei od prędkości obrotowej. Jednocześnie, gdyrośnie prędkość obrotowa narzędzia, to wraz z czasem(t = lA s , t = 2,5 s) większe są bezwzględne przyrosty mak-symalnej temperatury. Dla Ul = 180 obr/rnin, (j,Tmax =Tmax(t= 2,5 s) - Tmax(t = lA s) = 146 "C, Dla Ul = 600 obr/min,(j,Tmax= 330 "C.

530

100.0

100.0

600.0

fr'500.0

1ie ..•00.0

E

~ 300.02tE~

200.0

100.0

0.0

0.0 100.0 100.0 300.0 400.0 soo.o 600.0 100,0

Prędkość obrotowa 0). obemin

Rys. 12. Wpływ prędkości obrotowej narzędzia

na maksymalną temperaturę w zgrzewanym materiale

Fig. 12. Effect of tool rotation speed on the maximumtemperature in the welded materia I

R

trsttawstwmw:

DlWgotu

teignnapnmeMJecto~

b)TIME 1.3

Rys. 13. Wpływ czasu trwania wstępnego tarciowego nagrzewania materiału na rozkład temperatury, wgłębienie h = 5.10-5 ma - M = Os, b - M = 1,2 s

Fig. 13. Effect of the duration of the initial frictional heating of the material on temperature distribution, deepth h = 5.10-5 ma - M = Os, b - M = 1,2 s

A a)D TIME O10INA

zl-y

250.0 ,----------------------,

?OO,O

~ 150.0 .'l: _-----

se.o?OOobr.mJn

600 abC' min

4200twmin

0.0 '----------------------'0.0 0,2 0,4 0,6 0.8 1.0 l.! 1.4 1.6 1.1 ::!.O

Czas trwania ~:.I pncgo nagrzewania .

Rys. 14. Wpływ czasu trwania wstępnego tarciowego nagrzewania

elementu na maksymalną temperaturę w zgrzewanym materiale

Fig. 14. Effect of the duration of the initial frictional heatingelement on the maximum temperature in the welded material

Przedstawione dotychczas wyniki dotyczyły wgłębianiatrzpienia w materiał w sposób ciągły, bez przestojów, zestałą prędkością v = 5·10-4 m/s. Dla porównania rozważanotakże przypadek, gdy podczas przemieszczania narzędziaw dół, po wstępnym wgłębieniu h = 5.10-5 m, narzędzie zo-staje zatrzymane. Obracające się narzędzie (czołowa po-wierzchnia trzpienia) tarciowo nagrzewa materiał. Tym sa-mym, gdy po czasie M wgłębianie narzędzia zostaniewznowione, temperatura zgrzewanego materiału będziewyższa (rys. 13).Dla M = O s Tmax = 86,63 "C, dla M = 1,2 s Tmax = 150,8 "C.W tym przypadku dla w = 600 obr/min, w wyniku wstępne-go tarciowego nagrzania materiału maksymalna tempera-tura wzrosła o 64,17 "C.

Z kolei rysunek 14 przedstawia zależność maksymalnejtemperatury od czasu trwania wstępnego tarciowego na-grzewania materiału, dla różnych prędkości obrotowychnarzędzia (wgłębienie trzpienia h = 5.10-5 m). Zwiększenieprędkości obrotowej powoduje większy przyrost maksy-malnej temperatury. Gdy M = 2 s r dla w = 420 obr/minó.Tmax = 49,58 "C. Dla w = 900 obr/min l::.Tmax = 99,9 "C.Jednocześnie należy zauważyć, że dla danej prędkości obro-towej, wraz ze zwiększaniem czasu trwania wstępnego tar-

TEMPERATURE:C

160.0144 O128.0112.096080.0

- 64.0- 480- 32.0

ciowego nagrzewania, maleje tempo przyrostu temperatu-ry maksymalnej. Dla w = 600 obr/min i M = 1,0 s, l::. T max =61,17 "C. Wydłużenie okresu nagrzewania o kolejną 1 s, także M = 2,0 s, powoduje przyrost temperatury maksymalnejtylko o 11,1 "C, Należy ten fakt brać pod uwagę, jeżeli jakometodę wstępnego nagrzania tarciowego zostanie wybranenagrzewanie tarciowe. Zwiększanie czasu trwania tego na-grzewania nie będzie prowadzić do znaczącego przyrostutemperatury, a może prowadzić do zmniejszenia trwałościtrzpienia.

Podsumowanie

Wykazano wpływ wybranych parametrów procesu zgrze-wania tarciowego z przemieszaniem (prędkość obrotowanarzędzia, wstępne nagrzewanie materiału) na generowa-nie ciepła tarcia w strefie kontaktu narzędzie-zgrzewanyelement (prędkość obrotowa narzędzia wpływa na pręd-kość i zakres nagrzania materiału, z kolei zastosowaniewstępnego tarciowego nagrzewania materiału podnosimaksymalną temperaturę, ale stosowanie tego rozwiązaniamoże być dyskusyjne). Wykazano również, że przyjmowaniestałej wartości współczynnika tarcia może prowadzić doniepewnych wyników temperatury, przekraczającej tempe-raturę topnienia zgrzewanego materiału w pierwszej fazieprocesu - wgłębianiu się narzędzia w zgrzewany materiał.Otrzymane wyniki pokazują, że przyjmowany model tarciai wartości parametrów procesu mają wpływ na generowa-nie ciepła w modelowaniu tego procesu, w szczególnościjest to ważne w fazie wgłębiania, gdyż w tym momencietworzone są wyjściowe warunki termomechaniczne dladalszych etapów procesu. Uzyskane wyniki skłaniają dopodjęcia dalszych analiz tego procesu oraz podjęcia próbtestowych/laboratoryjnych zastosowania tej metody do łą-czenia metali. Możliwości łączenia elementów wykonanychze stopów aluminium gatunków Al. Zxxx, Sxxx, 6xxx oraz7xxx (tego samego jak i różnego gatunku) daje możliwośćstosowania tej metody przy produkcji struktur lotniczychprzy jednoczesnym obniżeniu pracochłonności, kosztówi ich ciężaru, zachowując porównywalne lub wyższe para-metry wytrzymałościowe oraz szczelność w porównaniu doobecnie stosowanych metod łączenia elementów przy za-stosowaniu elementów złącznych.

531

Literatura

1. http://www.twi.co.uk/content/fswintro.html

2. http://eclipseaerospace.net

3. Michalski R., Kamiński l.: Zgrzewanie tarciowe, WNT, War-szawa 1975.

4. Augustyn J.: Połączenia spawane i zgrzewane. Arkady, War-szawa 1987.

5. Naudan R., OebRoy T., Bhadeshio H. K. O. H.: Recent ad-vances in friction stir welding- process, weldment structure andproperties. Progress in material science 2008, nr 52, s. 980+1023.

6. http://www.sapagroup.com/pages/797 /FSW _folder _Eng.pdf

7. Mishra R. S., Mahoney M. W: Friction Stir Welding andProcessing. ASM International, Materials Park, Ohio, USA 2007.

8. Mishra R. S., Ma l. Y.: Friction stir welding and processing.Materials Science & Engineering R: Reports 2005, t. 50, nr 1-2,s.1+78.

9. Smith C: Hinrichs J., Ruehl P.: Friction Stir and Friction StirSpot Welding - Lean, Mean and Green. Detroit American Weld-ing Society Sheet Metal Conference, May 25, 2004.

10. Mishra R. S.: Preface to the Viewpoint Set on friction stirprocessing. Scripta Materialia, 2008, nr 58, s. 325+326.

11. Nandan R., Roy G. G., Lienert T. J., OebRoy T.: NumericalmodelIing of 3D plastic flow and heat transfer during friction stirwelding of stainless steel, Science and Technology of Welding andJoining, 2006, t. 11, nr 5, s. 526+537.

12. Nandan R., Roy G. G., Lienert T. J., OebRoy T.: NumericalSimulation of Tree-Dimensional Heat Transfer and Plastic FlowDuring Friction Stir Welding. Metallurgical and Materials Trans-actions, April 2006, t. 37A, s. 1247+1259.

13. Nandan R., Roy G. G., Lienert T. J., OebRoy T.: Three-dimensional heat and material flow during friction stir welding ofmild steel. Acta Materialia 2006, nr 55, s. 883+895.

14. Colligan K. J., Mishra R. S.: A conceptual model for theprocess variabies related to heat generation in friction stir weld-ing of aluminum. Scripta Materialia, 2008, nr 58, s. 327+331.

15. Schmidt H., Hattel J., Wert J.: An analytical model for theheat generation in friction stir welding. ModelIing Simul. Mater.Sci. Eng., 2004, nr 12, s. 143+157.

16. Mandal S., Rice J., Elmustafa A. A.: Experimental and nu-merical investigation of the plunge stage in friction stir welding.Journal of Materials Processing Technology, 2008, nr 203,s.411+419.

17. Riahi M., Nazari H.: Analysis of transient temperature andresidual thermal stresses in friction stir welding of aluminum alloy6061-T6 via numerical simulation. Int. J. Adv. Manuf. Technol.,2011, nr 55, s. 143+152.

18. Chao y. J., X. Qi, Tang W: Heat Transfer in Friction StirWelding-Experimental and Nurnerlcal Studies. Transactions ofthe ASME. Journal of Manufacturing Science and Engineering,February 2003, t. 125, s. 138+145.

19. ADINA-AUI, Version 8.8.0, 1994-2012 ADINA R&D. Inc.

20. http://www.efunda.com/glossa ry/materials/alloys/mate-rials--alloys--steel--tool_steel--aisi_h13.cfm

Badania realizowane w ramach Projektu "Nowoczesnetechnologie materiałowe stosowane w przemyśle lotni-czym/~ Nr POIG.Ol.0l.02-00-015jOB-OO w Programie Ope-racyjnym Innowacyjna Gospodarka (PO IG). Projekt współ-finansowany przez Unię Europejskq ze środków Europej-skiego Funduszu Rozwoju Regionalnego.