Praca magisterska - P. Nosal

im. Stanisława Staszica w Krakowie WYDZIAŁ INŻYNIERII MECHANICZNEJ I ROBOTYKI

Magisterska praca dyplomowa

Akademia Górniczo-Hutnicza im. Stanisława Staszica Kraków, 2016-07-14

Wydział Inżynierii Mechanicznej i Robotyki

Kierunek: Mechanika i Budowa Maszyn

Specjalność: Komputerowe Wspomaganie Projektowania

Przemysław Nosal

Magisterska praca dyplomowa

Badania właściwości wytrzymałościowych połączeń blach miedzianych wykonanych technologią FSW

Opiekun: dr hab. inż. Tomasz Machniewicz

STRESZCZENIE

Zgrzewanie tarciowe z mieszaniem materiału zgrzeiny (ang. Friction Stir Welding –FSW) jest nowoczesną metodą łączenia materiałów. Można nią spajać materiały różniące się właściwościami fizykochemicznymi, które nie są możliwe do połączenia tradycyjnymi metodami spawalniczymi. Proces zgrzewania przebiega w stanie stałym i bazuje na odkształceniu plastycznym wywołanym przez specjalne narzędzie składające się z wieńca opory i trzpienia mieszającego. W pracy przedstawiono wyniki badań statycznych oraz zmęczeniowych złączy blach miedzianych gatunku Cu-ETP R220 wykonanych za pomocą technologii FSW oraz próbek wykonanych z materiału rodzimego. Otrzymane zgrzeiny poddano także analizie mikrostrukturalnej i badaniom mikrotwardości. Celem badań było poznanie wpływu liniowej prędkości zgrzewania na wytrzymałość doraźną i zmęczeniową złączy FSW, a także porównaniu otrzymanych wyników z odpowiednimi danymi literaturowymi dotyczącymi spoin spawanych wykonanych metodą TIG. Wyniki badań wskazują na niższe właściwości wytrzymałościowe oraz zmęczeniowe zgrzein FSW w stosunku do próbek litych z materiału rodzimego jednak w porównaniu ze spoinami spawanymi wspomniane parametry wytrzymałościowe oraz parametry plastyczne złączy zgrzewanych są wyższe. Pękanie próbek FSW następowało w zgrzeinie po stronie spływu. Zarówno próbki zgrzewane jak i próbki z materiału rodzimego odznaczały się większą wytrzymałością doraźną przy obciążeniach prostopadłych do kierunku walcowania blachy. Także otrzymywane wyniki badań trwałości zmęczeniowej charakteryzowały się większą powtarzalnością w przypadku próbek zgrzewanych obciążanych poprzecznie względem kierunku walcowania blach. Aby otrzymać złącze o odpowiednio wysokiej jakości proces zgrzewania nie może być prowadzony z nadmierną prędkością liniową powstawania zgrzeiny.

AGH University of Science and Technology

The Faculty of Mechanical Engineering and Robotics

Field of Study: Mechanical Engineering

Specialisations: Computer Aided Design

Przemysław Nosal

Master Diploma Thesis

Kraków, 2016-07-14

Mechanical properties of friction stir welded copper plates joints.

Supervisor: dr hab. inż. Tomasz Machniewicz

SUMMARY

Friction Stir Welding (FSW) is a modern method of joining materials. It allows to weld materials with a different physicochemical properties which are hardly weldable with the traditional methods of welding. The process is carried out in a solid state and is based on a plastic deformation generated by a special tool which consists of a shoulder and a probe. This graduate research paper presents the results of the tensile and fatigue tests of copper Cu-ETP R220 plates joints made by using Friction Stir Welding method and the specimens from basic material. The welds underwent structural examination and hardness measurements too. The purpose of the research was to get to know the influence of the linear velocity on the tensile and fatigue strength, and the comparison with the appropriate results for the TIG welding joints find in the literature. The results of the tests show that the strength and fatigue properties of plates with FSW joints are lower than the properties of the based material, but in comparison with the TIG joint strength plastic properties of FSW joints are much higher. Cracks in FSW specimens appear on the retreating side in the welds. Both testing groups, FSW and the based material specimens, show higher tensile strength when the loading direction is perpendicular to the rolling direction of the plate. Also the fatigue test results are characterized by higher repeatability in FSW specimens with the perpendicular orientation. In order to obtain the joints of a very high quality the process must be carried out with the right linear velocity

Podziękowania

Składam serdeczne podziękowania dla Promotora mojej pracy za naukową opiekę, cenne uwagi przekazywane w dużym spokoju, za wszechstronną pomoc, która była dużym wsparciem podczas pisania tej pracy, a także za cały poświęcony czas

Pragnę podziękować również: Dr inż Markowi Hebdzie (PK) – za pomoc w wykonaniu badań mikrotwardości i analizy mikrostruktury. Pracę dedykuję mojej rodzinie i babci.

1 Wstęp

Konstrukcje inżynierskie w przeważającej mierze wymagają zastosowania jednej lub kilku różnych technik spajania materiałów. Ich zastosowanie umożliwia łączenie elementów z materiałów o zróżnicowanych właściwościach oraz o skomplikowanych kształtach i znacznych gabarytach. Dzięki nowoczesnym technikom spajania można wytworzyć obiekty, które nie były możliwe do wykonania innymi, wcześniej stosowanymi metodami produkcyjnymi. Obecnie, gdypanuje tendencja do minimalizacji kosztów wytwarzania i eksploatacji, wymaga się od nowych materiałów konstrukcyjnych, aby posiadały wysokie właściwości wytrzymałościowe przy stosunkowo niskiej masie. Często jednak te nowe materiały ze względu na swoje właściwości fizyko-chemiczne wymagają zastosowania specjalnych technik łączenia Każda z metod spajania posiada swoje ograniczenia w obszarze możliwości ich stosowania przy łączeniu danego typu materiału lub kilku materiałów o różnych właściwościach. Przykładem takiego ograniczenia przy wykorzystaniu metody spawania łukowego jest konieczność wystąpienia strefy przetopu w łączonych materiałach, która jest niezbędna do trwałego połączenia materiału rodzimego z materiałem stopiwa [1]. W przypadku, gdy zaistnieje konieczność połączenia materiałów trudnospawalnych różniących się składem chemicznym oraz temperaturą topnienia, lub też współczynnikiem przewodności cieplnej, wykonaniespoinydobrej jakościowomożebyć trudne do osiągnięcia. W związku z tym powstały inne metody łączenia wspomnianych materiałów. Przykładem jednej z nich jest zgrzewanie tarciowe, a w szczególności zgrzewanie tarciowe z mieszaniem materiału zgrzeiny, w używanym dalej skrócie zgrzewanie FSW (ang. Friction Stir Welding).

Technologia FSW została opracowana i opatentowana w 1991 roku w Instytucie Spawalnictwa Cambridge (Wielka Brytania), a jednym z głównych jej autorów był Wayne Thomas. Po raz pierwszy jednak ideę tą przedstawiono już w roku 1891, kiedy to także w Anglii, opatentowano metodę łączenia materiałów z wykorzystaniem ciepła towarzyszącemu tarciu [2]. Nie wykorzystywano jej jednak w przemyśle, poprzestając jedynie na badaniach laboratoryjnych. Dopiero ostatnie 50 lat przyniosło rozwój tej technologii głównie w USA, Europie, a także w Japonii.

Zgrzewanie FSW jest procesem łączenia metali zachodzącym w stanie stałym i należy do najnowszych metod zgrzewania tarciowego, dlatego też prowadzone są intensywne badania w celu poznania procesu powstawania zgrzeiny i jej właściwości

[3,4]. Istotną zaletą tej technologii jest brak występowania strefy przetopionego materiału, gdyż połączenie pomiędzy materiałami powstaje dzięki ich uplastycznieniu a niestopieniu. Wpływato pozytywniena właściwości mechanicznezłącza, bo dzięki temu unikasięwad związanychz krystalizacjąmateriałuzgrzeiny. Takżetemperatura, jakajest generowana podczas procesu zgrzewania FSW jest znacznie niższa niż podczas tradycyjnego spawania, co wpływa z kolei na mniejszą utratę wytrzymałości złącza w obszarze strefy wpływu ciepła. Stabilność procesu zgrzewania i jakość spoiny zależy przede wszystkim od właściwego doboru parametrów technologicznych. Ich odpowiedni dobór pozwala na pełną automatyzację i osiąganie wysokich wydajności procesu. Dzięki tej technice możliwe jest wykonywanie złącz doczołowych, nakładkowych, a także kątowych i pachwinowych. Niekwestionowaną zaletą tej technologii jest również możliwość łączenia materiałów o znacznej grubości przekraczającej nawet 70 mm, co jest niemożliwe w przypadku tradycyjnych metod spawania tj. technika TIG. Przedstawione wyżej zalety zgrzewania FSW przyczyniły się to znacznego zainteresowaniatątechnologią,oczymświadczyrosnącailośćkomercyjnychzastosowań tego procesu oraz związanych z nim patentów [3]. Dostępne w literaturze wyniki badań dotyczące tej techniki koncentrują się głównie na własnościach mechanicznych wykonywanych połączeń, przede wszystkim w elementach z różnych stopów aluminium, które są trudno spawalne, niespawalne lub dla których zastosowanie tradycyjnego spawania powoduje znaczne pogorszenie ich właściwości mechanicznych. Równocześnie wciąż słabo poznany jest sam proces formowania zgrzeiny. Pomimo licznych wyników symulacji numerycznych dostępnych w otwartej literaturze nadal wymaga on dalszych badań w celu poznania wszystkich zjawisk fizycznych towarzyszących tej technice spajania. Brakuje także wyczerpujących danych na temat zależności pomiędzy różnymi parametrami technologicznymi procesu FSW a właściwościami mechanicznymi utworzonego złącza, szczególnie w przypadku materiałów innych niż wspomniane wyżej stopy aluminium. W tej sytuacji w niniejszej pracy podjęto próbę określenia wpływu parametrów procesu FSW, a w szczególności liniowej prędkości tworzenia zgrzeiny na właściwości mechaniczne połączeń blach miedzianych, z uwzględnieniem zarówno właściwości statycznych jak i zmęczeniowych. Na wstępie przedstawione zostaną podstawowe pojęcia związane z technologią FSW, schemat przebiegu procesu zgrzewania oraz budowę złącza. W ramach części eksperymentalnej pracyzaprezentowane zostaną wyniki szeregu badań, na które składały się: badania twardości złącz, statyczne i zmęczeniowe próby wytrzymałościowe

Górniczo Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

wykonanych połączeń, a także analizy mikrostruktury złącza. Głównym celem tych eksperymentów było określenie wpływu liniowej prędkości zgrzewania, przy stałej prędkości obrotowej narzędzia, na cechy użytkowe wykonywanego złącza, a głównie jego wytrzymałość statyczną i zmęczeniową. Parametry wytrzymałościowe badanych połączeń FSW porównane zostaną z odpowiednimi danymi literaturowymi dotyczącymi połączeń spawanych metodą TIG [5] oraz parametrami wyznaczonymi dla materiału rodzimego.

Akademia

2 Właściwości miedzi

2.1 Charakterystyka ogólna

Miedź znana jest ludzkości już od czasów starożytnych. Charakteryzuje się ona bardzo dobrymi właściwościami plastycznymi jednak jej wytrzymałość mechaniczna jest stosunkowo niska. Z tego powodu, a równocześnie ze względu na wysoką cenę i dużą gęstość,miedźstosowanajestjakomateriałnakonstrukcjeowyjątkowychwymaganiach. Istotną cechą miedzi jest także jej zdolność do tworzenia z innymi pierwiastkami stopów (np. mosiądze i brązy), o właściwościach wytrzymałościowych znacznie wyższych w stosunku do parametrów czystej miedzi [6,7].

Miedź znalazła swoje zastosowanie głównie w przemyśle elektronicznym a także elektrotechnicznym, gdzie wykorzystuje się ją przede wszystkim ze względu na jej bardzo dobre właściwości elektryczne [8]. Kolejną charakterystyczną cechą miedzi jest jej bardzo dobra przewodność cieplna (388 W/(m∙K)), która jednak utrudnia proces spajania tego materiału. W połączeniu z wysoką temperaturą topnienia wynoszącą 1083°C, potrzebne jest w związku z tym dostarczenie bardzo dużej ilości energii cieplnej do łączonych elementów ponieważ materiał szybko ulega nagrzaniu w całej jego objętości, a nie jak w przypadku np. stali jedynie w miejscu spawania łukiem elektrycznym.

Wysokie przewodnictwo cieplne a także odporność na korozję przyczyniły się do zastosowania miedzi także w przemyśle chemicznym oraz w energetyce cieplnej, gdzie używana jest jako materiał wielu elementów infrastrukturydo transportu różnego rodzaju mediów oraz jako materiał do produkcji wymienników ciepła.

Miedź zawierająca tlen, na wskutek dyfundowania wodoru do miedzi w podwyższonej temperaturze ulega tzw. „chorobie wodorowej”. Zachodzi wówczas reakcja wodoru z tlenkiem miedzianym: ����2��+��2 →2����+��2�� Powstająca para wodna nie dyfunduje w miedzi, dlatego podczas wzrostu jej ciśnienia powoduje mikropęknięcia w strukturze, które są źródłem pęknięć w skali makro przy dalszej przeróbce plastycznej [6,9]. W związku z powstającymi w ten sposób nieciągłościami w strukturze materiału, ulegają pogorszeniu jego właściwości mechaniczne, a także elektryczne. Utleniona miedz w procesie wyżarzania traci swoje własności mechaniczne, a w konsekwencji możliwość dalszej obróbki plastycznej [6].

Zjawisko to występuje także podczas spawania miedzi i jej stopów, co szerzej będzie omówione w rozdziale 3

Miedź stosowana w przemyśle elektroenergetycznym (tzw. miedź elektrolityczna) musi charakteryzować się niewielką ilością zanieczyszczeń (do 0,1%), gdyż pogarszają one jej właściwości elektryczne Jak ilustruje rys. 2.1, szczególnie takie pierwiastki jak arsen, antymon czy nikiel w niewielkich nawet ilościach zdecydowanie pogarszają przewodność właściwą miedzi. Miedź elektrolityczna otrzymywana jest na drodze rafinacji ogniowej lub elektrolitycznej. Zawartość pierwiastkamiedzi wmaterialewynosi 99,9%. Służy ona m.in. jako materiał wyjściowy do produkcji miedzi beztlenowej na drodze rafinacji. Jest ona także szeroko stosowana w przemyśle elektroenergetycznym jako materiał na szyny wysokoprądowe do przekazywania energii elektrycznej. Niewielka ilość tlenu w składzie sprawiają, że szkodliwe nieczystości przekształcają się w tlenki co poprawia właściwości elektryczne materiału, jednak są one także ogniskami korozji oraz kruchości wodorowej co wpływa natomiast negatywnie na właściwości mechaniczne [8,9]. Miedź charakteryzuje się także stosunkowo dużą odpornością na korozję w warunkach atmosferycznych, jednak właściwość tą traci w środowisku zawierającym dwutlenek siarki.

Utrata przewodności %

Zawartość zanieczyszczeń %

Przewodność właściwa %

Rys. 2.1. Przewodność elektryczna miedzi w zależności od zawartości pierwiastków stopowych [8]

Znormalizowany skład miedzi elektrolitycznej zestawiono w tabeli 2.1.

Tabela 2.1. Skład chemiczny miedzi elektrolitycznej Cu-ETP [7] Pierwiastek Cu Ni Sn Sb Pb Zn Fe As Bi

Zawartość % Min. 99,9 Max. 0,002 Max. 0,002 Max. 0,002 Max. 0,005 Max. 0,003 Max. 0,005 Max. 0,002 Max. 0,001

Zanieczyszczenie miedzi ma różny wpływ na właściwości mechaniczne i zależy przede wszystkim od jego rodzaju oraz lokalizacji w strukturze materiału. Ogólnywpływ poszczególnych pierwiastków na wytrzymałość miedzi scharakteryzowano w tabeli 2.2

Tabela 2.2 Wpływ pierwiastków stopowych na właściwości mechaniczne miedzi [7]. Pierwiastek Wpływ

Antymon Pogarsza właściwości plastyczne miedzi. Nie powinien przekraczać 0,2% składu stopu miedzi.

Arsen Jego obecność zwiększa kruchość na zimno, przy zawartości powyżej 1% także na gorąco. Przy zawartości do 0,2% jest nieszkodliwy i niweluje działanie innych szkodliwych domieszek.

Bizmut Dopuszczalna zawartość wynosi 0,005%. Przy zawartości przekraczającej 0,01% powoduje kruchość na gorąco z powodu wydzielania się na granicy ziaren i niskiej temperatury topnienia. Kruchość na zimno występuje przy zawartości 0,05% Bi.

Fosfor Jego obecność w miedzi po procesie odtleniania powoduje kruchość. Dopuszczalna zawartość 0,03÷0,1%.

Ołów Wydziela się na granicy ziaren z powodu nierozpuszczalności w miedzi i w temperaturze topnienia ołowiu (327°C) wywołuje kruchość na gorąco przy zawartości 0,1% Pb. Zawartość ołowiu wynosząca 0,2% jest dopuszczalna tylko dla blach miedzianych przeznaczonych do obróbki plastycznej na zimno.

Siarka Do zawartości 0,1% nie jest szkodliwa.

Tlen Tworzy bardzo ubogie roztwory stałe i eutektykę w temp. 1065°C. Niewielka ilość tlenu unieszkodliwia działanie niektórych pierwiastków tworząc tlenki. Zawartość tlenu, który tworzy wraz z miedzią tlenek miedzi ma wpływ na wartości R0,2 i Rm. Wraz ze wzrostem zawartości rośnie wytrzymałość materiału natomiast właściwości plastyczne tj. A5 ulegają pogorszeniu.

W tabeli 2.3. zestawiono wartości niektórych parametrów właściwości fizycznych dla miedzi elektrolitycznej Cu-ETP w temperaturze 20°C, które są podawane w specyfikacji produktu jednego z producentów.

Tabela 2 3 Niektóre właściwości fizyczne miedzi elektrolitycznej Cu-ETP [załącznik A].

Gęstość 8,96 g/cm3

Współczynnik rozszerzalności cieplnej 17,7 10-6/K

Przewodność cieplna 394 W/(m∙K)

Przewodność elektryczna ≥ 58 MS/m

Moduł Younga – walcowana na zimno 130 MPa

Moduł Younga - wyżarzana 127 MPa

2.2 Sposoby modyfikacji właściwości mechanicznych miedzi

W przypadku miedzi elektrolitycznej obróbka cieplna polega jedynie na jej wyżarzaniu, dzięki czemu otrzymujemy materiał o niższej twardości oraz niższych właściwościach wytrzymałościowych. Równocześnie, wynikiem tego zabiegu jest poprawa właściwości plastycznych co jest wykorzystywane podczas produkcji różnych półfabrykatów tj. pręty, druty, rury, etc.

Miedź jest materiałem, który można umocnić jedynie po przez obróbkę plastyczną na zimno. Zjawisko to wykorzystuje się by otrzymać produkt w określonej klasie twardości (tabela 2.4). W trakcie walcowania miedź jest odkształcana plastycznie dzięki czemu ziarna ulegają rozdrobnieniu. Efektem tego, zgodnie z tabelą 2.4 oraz rys. 2.2 jest wzrost twardości, a także właściwości wytrzymałościowych (R0,2 i Rm) przy jednoczesnym pogorszeniu właściwości plastycznych (niższe A5).

Rys. 2.2 Wpływ stopnia zgniotu na właściwości wytrzymałościowe miedzi [7]

Jak ilustruje to rys. 2.3, nie ma możliwości jednoznacznego określenia zależności pomiędzy właściwościami mechanicznymi a temperaturą rekrystalizacji miedzi elektrolitycznej i hutniczej. Podobnie jest z temperaturą początku rekrystalizacji, która jest różna dla każdego rodzaju miedzi. W przypadku miedzi elektrolitycznej wynosi ona ok. 200°C [6, 7]. W momencie rekrystalizacji zauważalny jest gwałtowny spadek wytrzymałości doraźnej a także twardości przy jednoczesnym wzroście właściwości plastycznych.

Rys. 2.3 Wartość twardości, wydłużenia i wytrzymałości na rozciąganie w zależności od temperatury wyżarzania [6].

Największą ciągliwość miedzi Cu-ETP uzyskuje się po jej wyżarzeniu w temperaturze 400÷500°C [6].

Analizując właściwości zmęczeniowe można stwierdzić, że miedź podobnie jak aluminium nie posiada asymptoty wyznaczającej wartość trwałej wytrzymałości zmęczeniowej, co ilustrują krzywe pokazane na rysunku 2.4. Jak widać, w temperaturze pokojowej zniszczenie badanych próbek obserwowano nawet powyżej 108 cykli. Z tego powodu jako umowną wytrzymałość zmęczeniową miedzi przyjmuje się zwykle wartość amplitudy naprężenia odpowiadającej trwałości na poziomie Nf = 107 cykli.

Rys. 2.4. Wytrzymałość zmęczeniowa drutu o średnicy 2 mm wykonanego z miedzi Cu-ETP [8].

3 Tradycyjne metody spajania miedzi

Miedź należydo grupymateriałów, które ze względu na swoje właściwości fizykotermiczne powodują powstawanie pewnych trudności w przeprowadzeniu procesu spajania. Niemniej jednak, odpowiedni dobór parametrów procesu technologicznego umożliwia wykonania złącza o dobrych własnościach. Do tradycyjnych metod spajania miedzi, jakie omówione zostaną w niniejszym rozdziale, możemy zaliczyć lutowanie, spawanie wiązką elektronową oraz spawanie TIG (ang. tungsten inert gas)

3.1 Lutowanie

Lutowanie znane jest ludzkości już od epoki brązu. Elementy w tym procesie łączone są za pomocą spoiwa zwanego lutem na skutek zjawiska kohezji oraz dyfuzji spoiwa w głąb materiału rodzimego [10]. Należy nadmienić, ze w tym procesie materiał rodzimynie ulega stopieniu a w przypadku lutowania twardego wytrzymałość połączenia jest bliska wytrzymałości elementów łączonych. Lutowanie miedzi można przeprowadzać w atmosferze gazów ochronnych lub w próżni. Proces ten przebiega na ogół w wysokiej temperaturze, tj. z przedziału 700 ÷ 970°C, wymaganej do stopienia spoiwa. Jako spoiwo wykorzystuje się stopy miedzi ze srebrem oraz cynkiem i niklem o różnych proporcjach, które zależą od przeznaczenia danego wyrobu [11].

Do głównych zalet lutowania należy:

powtarzalna jakość spoiny,

wysoka wytrzymałość połączenia, także w wysokich temperaturach,

możliwość łączenia elementów konstrukcyjnych o dużej powierzchni,

możliwość łączenia miedzi z materiałami o różnych właściwościach,

niewielkie odkształcenie elementów, Wadami tej technologii są:

wysoki koszt oprzyrządowania,

wysoka energochłonność procesu,

konieczność odpowiedniego przygotowania łączonych powierzchni.

3.2 Spawanie wiązką elektronową

W latach 50. ubiegłego wieku we Francji oraz w Niemczech przeprowadzono pierwsze eksperymenty spawania materiału za pomocą wiązki elektronowej (ang. Electron Beam Welding). Technologiataumożliwiałączenieelementówzapomocąspoin o dużej głębokości, co w przypadku innych technik spajania jest trudne do wykonania [12]. Ten rodzaj spawania polega na wytworzeniu skoncentrowanej wiązki energii zawierającej podniesione do stanu wysokiej aktywności elektrony [13]. Wiązka ta uderza w powierzchnie łączonych elementów z prędkością bliską prędkości światła. W wyniku zamiany energii kinetycznej rozpędzonych elektronów na energię cieplną następuje połączenie elementów. Wysoka koncentracja wiązki elektronowej umożliwia nagrzanie materiału w niewielkiej jego objętości, co wpływa korzystnie na właściwości wytrzymałościowe połączenia ze względu na niewielką strefę wpływu ciepła. W przypadku miedzi dostęp do dużej energii cieplnej w przeciągu krótkiego okresu czasu jest bardzo pożądany ze względu na duże przewodnictwo cieplne tego rodzaju materiału. Dzięki temu unika się konieczności podgrzewania całego elementu, co przekłada się na niższe koszty produkcji. Aby umożliwić swobodny ruch elektronów oraz aby uniknąć zanieczyszczeń spoiny spawanie elektronowe przeprowadza się w warunkach próżni [13].

Zalety spawania wiązką elektronową:

możliwość łączenia materiałów o różnych właściwościach, oraz materiałów o wysokiej temperaturze topnienia,

wysoka wydajność procesu,

możliwość automatyzacji produkcji,

możliwość wykonania spoin o dużej głębokości (do 200 mm)

wąska strefa wpływu ciepła

brak spoiwa,

niższy, w stosunku do pozostałych metod spajania, nakład ciepła konieczny do wykonania spoiny

Do wad spawania wiązką elektronową zaliczyć można:

wysoki koszt oprzyrządowania,

wymagane specjalne kwalifikacje pracowników.

3.3 Spawanie TIG

Spawanie nietopliwą elektrodą wolframową w osłonie gazów obojętnych jest technologią dobrze poznaną i opisaną w literaturze (np. [5,9,14]). Można uznać, że jest ona w chwili obecnej podstawą metodą spajania elementów miedzianych w konstrukcjach inżynierskich. Jak już wyjaśniono wcześniej, specyfika spawania miedzi wynika z właściwości tego materiału, główniez wysokiej przewodności cieplnej. Jest ona powodem pojawiających się problemów związanych z procesem spawania TIG, ponieważ ciepło bardzo szybko jest przejmowane przez otaczający spoinę materiał rodzimy, co prowadzi do powstawania różnych niezgodności spawalniczych [5, 9, 14]. Właściwości miedzi są także przyczyną pęknięć krystalizacyjnych, a także sporych odkształceń związanych z rozszerzalnością liniową materiału.

Przy spawaniu grubych blach miedzianych (rys. 3.1) mogą powstawać pęknięcia naprężeniowe, które są spowodowane niską energią liniową i brakiem dodatkowego podgrzewania materiału podczas przebiegu procesu spawania. Efektem tego jest brak odpowiedniego wymieszania materiału spoiny z materiałem rodzimym w strefie wpływu ciepła, a w konsekwencji rozrost grubych ziaren słupkowych i segregacja zanieczyszczeń na granicy ziaren, co powoduje znaczne obniżenie wytrzymałości wykonanego złącza. Miedź ogólnie nie jest materiałem o przeznaczeniu konstrukcyjnym a bardziej funkcjonalnym, nie mniej jednak istnieją konstrukcje inżynierskie w których miedź jest podstawowym budulcem. Przykładem mogą być zbiorniki przeznaczone do magazynowania odpadów radioaktywnych powstałych podczas eksploatacji elektrowni atomowych. W konstrukcjach tego typu jakość oraz właściwości wytrzymałościowe spoin w połączeniach miedzi ma niebagatelne znaczenie dla bezpieczeństwa ludzi i przyrody [15].

Rys. 3.1. Połączenie spawane miedzi [9].

Na wykresie 3.2. widzimy duży zakres temperatury pomiędzy fazą stałą i ciekłą dla roztworu miedzi z wodorem. Jest to przyczyną powstawania kolejnej wady spawalniczej zwanej chorobą wodorową miedzi. Dochodzi do niej w przypadku gdy krystalizacja miedzi przebiega tak szybko, że wydziela się wolny wodór, który jest przyczyną powstawania pęcherzy w strukturze spoiny. Miedź elektrolityczna zawiera ok. 0,02% tlenu, który intensyfikuje to zjawisko. Obecność tlenków miedzi, które reagują z wodorem, prowadzi do powstania pary wodnej, także tworzącej pęcherze [5].

Rys. 3.2. Wykres fazowy miedź-wodór [9]

Rys. 3.3. Związek pomiędzy temperaturą podgrzewania, a zawartością pierwiastków stopowych dla różnych stopów[9]

Powstawanie pęknięć w spoinie a także w strefie wpływu ciepła (SWC) związanych z naprężeniami podczas stygnięcia spoiny może trwać do 48 godzin po zakończeniu spawania oraz gdy element poddawany jest dalszej obróbce cieplnej [16]. W wyniku

Górniczo Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

występowania wtrąceń o niskiej temperaturze topnienia (rys. 3.3) powstają pęknięcia krystalizacyjne na gorąco. Aby zapobiec pęknięciom podczas spawania należy unikać wysokiej temperatury jeziorka spawalniczego a po przeprowadzonym procesie wywołać odkształcenia plastyczne poprzez przekuwanie spoiny czy też inne procesy obróbki plastycznej przeprowadzanej na zimno. Rozdrobnienie ziaren, które jest wynikiem wspomnianych zabiegów polepsza właściwości mechaniczne spoiny, jednak nierzadko jest bardzo trudne do wykonania ze względu na geometrię spawanego elementu.

W przypadku spawania różnych gatunków miedzi dobiera się parametry procesu spawania w zależności od składu chemicznego stopu [9,14].

Akademia

4

Zgrzewanie tarciowe

4.1 Przebieg procesu FSW

z mieszaniem materiału zgrzeiny

Zgrzewanie tarciowe FSW jest technologią, która wykorzystuje ciepło generowane w związku z tarciem narzędzia o materiał łączony oraz deformacją plastyczną tego materiału. Proces ten przebiega w stanie stałym, czyli poniżej granicy topnienia materiału, dzięki czemu możliwe jest łączenie materiałów o różnych właściwościach fizykochemicznych. Nie są przy tym wykorzystywane dodatkowe materiały, takie jak spoiwa czy też gazy potrzebne do wytworzenia osłony chroniącej przed utlenianiem materiału jak w przypadku konwencjonalnego spawania. Dzięki temu proces jest bezpieczniejszy i bardziej przyjazny dla środowiska.

Jak ilustruje rys. 4.1. narzędzie do zgrzewania składa się z dwóch podstawowych elementów, trzpienia mieszającego oraz wieńca opory. Podczas procesu zgrzewania narzędzie to wykonuje ruch obrotowy, początkowo z posuwem wgłębnym, a po zagłębieniu się w materiale z posuwem wzdłuż linii styku łączonych elementów. W trakcie styku trzpienia z materiałem tarcie powoduje znaczny wzrost temperatury w obszarze penetracji. Należy jednak zaznaczyć, że temperatura ta nie przekracza granicy topnienia materiału a jedynie powoduje jego uplastycznienie, co nie jest jednak regułą gdy łączone są materiały o różnych właściwościach [4]. W trakcie trwania właściwego procesu zgrzewania wirujący trzpień powoduje wymieszanie łączonych materiałów a towarzyszące temu wzajemne tarcie warstw materiału dodatkowo podnosi temperaturę w obszarze zgrzewania. Trzpień mieszający najczęściej posiada nacięte rowki kształtem przypominające gwint (rys. 4.1), dzięki którym następuje wymieszanie materiału oraz dodatkowy zgniot plastyczny. Te dwa zjawiska odpowiadają za powstawanie spójnej mikrostruktury, która decyduje o jakości połączenia. Ponieważ proces jest realizowany w stanie stałym toteż mikrostruktura po zgrzewaniu nie posiada wad typowych dla tradycyjnego spawania. Na odkształcenie plastyczne mają wpływ właściwości mechaniczne łączonych materiałów, właściwości fizykochemiczne, geometria narzędzia, a także parametry technologiczne procesu [2,4].

Ponieważ w przypadku stopów aluminium złącza wykonane technologią FSW wykazują się lepszymi właściwościami mechanicznymi niż materiał rodzimy, toteż technologia ta wykorzystywana jest tam gdzie wykonywane zgrzeiny są kluczowymi punktami konstrukcji tj. w przemyśle motoryzacyjnym a także lotniczym oraz kosmicznym.

Rys. 4.1 Przykłady narzędzi o różnej geometrii trzpienia mieszającego [2]

Na rysunku 4.2. zamieszczono uproszczony schemat procesu powstawania zgrzeiny wraz z oznaczonymi elementami składowymi oprzyrządowania oraz lokalizacją poszczególnych stref występujących w złączu. Szczegóły dotyczące budowy złącza zostaną omówione w punkcie 4.2

Rys. 4.2 Schemat procesu zgrzewania FSW [2]

Technologia FSW nie wymaga stosowania specjalistycznej maszyny do realizacji procesu zgrzewania. Jednak ze względu na znaczne obciążenia występujące podczas tej

Krakowie

metody spajania (rys. 4.3), muszą być zastosowane obrabiarki, np. frezarki, o odpowiedniej sztywności oraz znacznej mocynapędu wrzecionai napędówosi posuwów. Zmiany sił działających na narzędzie oraz momentu obrotowego w trakcie zgrzewania FSW przedstawiają wykresy pokazane na rys. 4.3. W początkowej fazie zgrzewania, gdy narzędzie zagłębia się w materiale następuje gwałtowny wzrost momentu obrotowego wrzeciona. Jest to spowodowane tarciem narzędzia o materiał niedoprowadzony jeszcze na tym etapie procesu do odpowiedniej temperatury. Po osiągnieciu zadanej głębokości, gdy narzędzie porusza się już wzdłuż linii styku łączonych materiałów (rys. 4.2), następuje zmniejszenie momentu obrotowego i jego stabilizacja aż do chwili zakończenia procesu zgrzewania i uniesieniu trzpienia powyżej strefy zgrzewania. Podobną charakterystyką cechuje się wykres siły docisku, która wzrasta w początkowej fazie penetracji narzędzia i stabilizuje się podczas ruchu liniowego. Jest to wynikiem braku dodatkowego obciążenia wzdłuż kierunku osi narzędzia. W tym wypadku obciążenie jest generowane przez przepływający materiał, który jest ograniczony od strony lica przez wieniec opory. Siła w kierunku zgrzewania generowana jest poprzez ruch posuwisty narzędzia i przepływ materiału wokół trzpienia. Jej wartość, podobnie jak w przypadku wspomnianych obciążeń, zależy przede wszystkim od prędkości obrotowej wrzeciona, która determinuje w głównej mierze temperaturę i stopień uplastycznienia materiału. Wraz ze wzrostem obrotów wrzeciona wartość siły w kierunku zgrzewania maleje [19].

Rys. 4.3. Wykres sił i momentu obrotowego występujących podczas procesu zgrzewania FSW [19]. Także temperatura generowana w obszarze pracy narzędzia jest ściśle powiązana z jego prędkością obrotową. W opracowaniu [20] zamieszczono dane na temat maksymalnejtemperaturyjakapowstajewobrębieoddziaływaniawieńcaoporywtrakcie zgrzewania elementów wykonanych z miedzi elektrolitycznej. Pomiaru temperatury dokonano za pomocą kamery termowizyjnej VIGOcam v50 przed i za narzędziem zgrzewającym. Aby wyznaczyć współczynnik emisyjności miedzi potrzebny do poprawnej kalibracji kamery termowizyjnej zainstalowano termopary wzdłuż linii zgrzewania jednak w pewnej odległości od obszaru działania narzędzia, tak by nie uległy one zniszczeniu. Analizując uzyskane w ten sposób wykresy temperatur za narzędziem pokazane na rys. 4.4 ÷ 4.7 można zauważyć, że maksymalne wartości tych temperatur oscylują na poziomie 900°C.

Rys. 4.4. Mapa pola temperatury obszaru za narzędziem uzyskana przy użyciu kamery termowizyjnej przy zgrzewaniu FSW miedzi z prędkością Vg = 71 mm/min, przy prędkości obrotowej Vn = 560 obr/min [20].

Rys. 4.5. Wykres maksymalnej temperatury w obszarze zgrzewania (za narzędziem) przy zgrzewaniu FSW miedzi z prędkością Vg = 71 mm/min, przy prędkości obrotowej Vn = 560 obr/min [20]

Rys. 4.6 Mapa pola temperatury obszaru za narzędziem uzyskana przy użyciu kamery termowizyjnej przy zgrzewaniu FSW miedzi z prędkością Vg = 71 mm/min, przy prędkości obrotowej Vn = 710 obr/min [20]

Rys. 4.7 Wykres maksymalnej temperatury w obszarze zgrzewania (za narzędziem) przy zgrzewaniu FSW miedzi z prędkością Vg = 71 mm/min, przy prędkości obrotowej Vn = 710 obr/min [20].

Jak pokazują z kolei mapy temperatur i wykresy pokazane na rys. 4.8 ÷ 4.11 temperatura występująca przed narzędziem w trakcie zgrzewania miedzi była wyraźnie

Akademia

niższa niż za narzędziem i nie przekraczała granicy 900°C. Jest to spowodowane stopniowym nagrzewaniem się materiału na skutek działania narzędzia i przepływem strug uplastycznionego materiału w kierunku przeciwnym do kierunku ruchu trzpienia. Można zauważyć, że maksymalne wartości temperatur, jakie powstają zarówno przed (rys. 4.9 i rys. 4.11) jak i za narzędziem (rys. 4.5 i rys. 4.7) nie zależą bardzo mocno od jego prędkości obrotowej.

Rys. 4.8 Mapa pola temperatury obszaru przed narzędziem uzyskana przy użyciu kamery termowizyjnej przy zgrzewaniu FSW miedzi z prędkością Vg = 71 mm/min, przy prędkości obrotowej Vn = 560 obr/min [20].

Rys. 4.9 Wykres maksymalnej temperatury w obszarze zgrzewania (przed narzędziem) przy zgrzewaniu FSW miedzi z prędkością Vg = 71 mm/min, przy prędkości obrotowej Vn = 560 obr/min [20]

Akademia Górniczo Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

Rys. 4.10 Mapa pola temperatury obszaru przed narzędziem uzyskana przy użyciu kamery termowizyjnej przy zgrzewaniu FSW miedzi z prędkością Vg = 71 mm/min, przy prędkości obrotowej Vn = 710 obr/min [20].

Rys. 4.11 Wykres maksymalnej temperatury w obszarze zgrzewania (przed narzędziem) przy zgrzewaniu FSW miedzi z prędkością Vg = 71 mm/min, przy prędkości obrotowej Vn = 710 obr/min [20].

Otrzymane wyniki pomiaru temperatury wskazują, że w obszarze oddziaływania narzędzia oraz pewnym obszarze wokół niego występować będzie inna budowa mikrostrukturalna w porównaniu do materiału rodzimego. Jest to związane z panującą w tym obszarze temperaturą znacznie przekraczającą 200°C, czyli granicę rekrystalizacji miedzi [6, 7].

Należy zaznaczyć, że kamera termowizyjna rejestruje jedynie temperaturę na powierzchni zgrzewanych elementów, a więc opisane wyżej pomiary nie ujawniają gradientu temperatury w całym przekroju tworzonej zgrzeiny. Dane literaturowe wskazują [2,17,18], że maksymalna temperatura jaka jest generowana podczas procesu zgrzewania znajduje się na styku wieńca opory i trzpienia mieszającego z materiałem, czego potwierdzeniem są pokazane na rys. 4.12 przykładowe wyniki symulacji numerycznych procesu zgrzewania FSW przeprowadzonych dla stopu aluminium [21]

Rys. 4.12 Uzyskane na drodze symulacji numerycznych dla stopu aluminium mapy rozkładu temperatury w obszarze zgrzewania FSW [12]: a) prędkość obrotowa narzędzia Vn = 1400 obr/min, prędkość zgrzewania Vg = 25 mm/min, b) Vn = 1400 obr/min, Vg = 50 mm/min, c), Vn = 710 obr/min, Vg = 50 mm/min [21]

Na każdym z rozkładów pół temperatur przedstawionym na rysunku 4.12. można zauważyć charakterystyczny stożek w obrębie którego panuje najwyższa temperatura w całym złączu. Jak już wspomniano związane jest to z oddziaływaniem narzędzia na materiał zgrzewany a także z tarciem wewnętrznym przepływającego materiału. Ma to odzwierciedlenie w mikrostrukturze zgrzeiny, która będzie omawiana w następnym punkcie. Przykładową zależność pomiędzy prędkością obrotową wrzeciona a maksymalną temperaturą w obszarze zgrzewania ilustruje wykres pokazany na rys. 4.13 [20]. Jak wykazano w ramach prac prowadzonych przez Instytut Spawalnictwa [19-20] geometria narzędzia i kąt jego pochylenia, w porównaniu z prędkością obrotową wrzeciona, mają niewielki wpływ na wartość temperatury w obszarze zgrzeiny.

Rys. 4.13. Wykres zależności maksymalnej temperatury w obszarze zgrzewania od prędkości obrotowej narzędzia [20]

4.2 Budowa złącza FSW

Geometria narzędzia sprawia, że przepływ materiału wokół trzpienia jest zjawiskiem bardzo złożonym. Dodatkowo w wyniku jednokierunkowego ruchu obrotowego narzędzia, którego następstwem jest niesymetryczny przepływ materiału w obszarze zgrzewania, wykonana zgrzeina charakteryzuje się asymetrią budowy. W związku z tym w złączu możemy rozróżnić dwie strony, które są zależne od kierunku ruchu obrotowego narzędzia (rys. 4.14).

Rys. 4.14 Asymetria w budowie złącza – strona natarcia oraz strona spływu [2]

Górniczo Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

Pierwszą z nich jest strona natarcia. Można ją zdefiniować jako ten obszar zgrzewania, który znajduje się po tej stronie narzędzia dla którego wektor opisujący ruch liniowy (posuw) oraz wektor styczny do ruchu obrotowego narzędzia posiadają ten sam zwrot. Obszar przeciwległy nosi natomiast miano strony spływu. Wspomnianaasymetria ujawniasię wbudowiemakrostrukturalnejzłącza(rys.4.15), którą cechuje duża niejednorodność. Wpływ na powstawanie poszczególnych obszarów ma wysoka temperatura procesu i występujące podczas zgrzewania odkształcenie plastyczne. Te dwa zjawiska w połączeniu ze złożonym ruchem materiału przyczyniają się do zróżnicowania właściwości wytrzymałościowych poszczególnych obszarów występujących wzłączu. W miejscugdzienajsilniej namateriał oddziałujewieniecopory znajduje się strefa silnie odkształcona plastycznie – SUTM (Strefa Uplastycznienia Termomechanicznego). Charakteryzuje się ona drobną mikrostrukturą i dobrymi właściwościami mechanicznymi. W tej strefie możemy wyróżnić obszar określany jako jądro zgrzeiny. Mikrostruktura drobnoziarnista jaka tutaj powstaje jest wynikiem intensywnego odkształcenia plastycznego w wysokiej temperaturze oraz dynamicznej rekrystalizacji [23]. Kształt jądra również posiada pewną asymetrię. Po stronie spływu gdzie materiał przemieszcza się w przeciwnym kierunku do ruchu liniowego narzędzia widoczne jest charakterystyczne zaokrąglenie (rys. 4.15), które jest wynikiem dodatkowego okrężnego ruchu materiału związanego ze specyficzną geometrią trzpienia mieszającego.

Gradient temperatury występujący w złączu podczas zgrzewania rozciąga się poza strefę plastycznego odkształcenia. Ten obszar podobnie jak w przypadku tradycyjnej metody spawania nosi nazwę strefy wpływu ciepła (SWC). Materiał w tym obszarze jest poddany na działanie wysokiej temperatury związanej z procesem, jednak nie występuje tam oddziaływanie mechaniczne narzędzia, stąd rozrost ziaren i znaczący spadek twardości a w konsekwencji pogorszenie właściwości wytrzymałościowych złącza.

Strona natarcia Strona spływu

Rys. 4.15 Budowa złącza wykonanego technologią FSW [2]

Pozastrefąwpływuciepłaznajdujesięmateriałrodzimy,naktóregodziałająceciepło nie wywiera zmian w mikrostrukturze i właściwościach wytrzymałościowych.

Złącze narażone jest na powstawanie nieciągłości w wyniku złego doboru narzędzia lub parametrów procesu. Przykładowo zbyt niska temperatura podczas zgrzewania powoduje, że materiał nie płynie plastycznie w wyniku oddziaływania narzędzia, czego następstwem są widoczne na licu spoiny rowki, w których nie ma materiału [2]. Natomiast najczęstszą wada, której nie można stwierdzić wizualnie jest nieciągłość określana jako pustka tworzona przez trzpień (ang. pin hole [2]). Powstaje ona po stronie spływu na styku pasm przemieszczającego się materiału wywołanych ruchem wieńca opory oraz trzpienia. Dolny obszar penetracji narzędzia jest najbardziej narażony na powstawanie nieciągłości [2], które są wynikiem nadmiernej prędkości liniowej zgrzewania Konsekwencją tego jest niewystarczające uplastycznienie materiału lub też ograniczenie samej strefy zgrzewania.

4.3 Parametry procesu FSW

Proces zgrzewania FSW jest wrażliwy na zmianę parametrów technologicznych [4], co wpływa m. in. na odkształcenie plastyczne jakie jest generowane podczas fazy penetracji materiału. Jak wyjaśniono w punkcie 4.2 mikrostruktura złącza jest ściśle powiązanaz odkształceniem plastycznym i determinujejakośćuzyskiwanegopołączenia. Dlatego też często parametry samego procesu dobiera się poprzez empiryczne testy na próbkach wykonanych z materiału docelowego. Głównymi parametrami technologicznymi pracy są:

prędkość obrotowa narzędzia (min-1) – istnieją narzędzia umożliwiające rozróżnienie prędkości obrotowej trzpienia i wieńca opory

prędkość liniowa zgrzewania (mm/min) – jej wartość zależy od rodzaju łączonych materiałów oraz od ich grubości

kąt pochylenia osi narzędzia względem płaszczyzny zgrzewanego materiału (w osi linii zgrzewania) (°)

docisk narzędzia (kN) – pozwala na ograniczenie wypływu materiału ze strefy oddziaływania narzędzia

Prędkość obrotowa i liniowa narzędzia odgrywa znacząca rolę podczas formowania się zgrzeiny i wpływa na jej jakość. W miarę zwiększania prędkości obrotowej dostarczamy do łączonych elementów większą ilość ciepła, co może spowodować

Krakowie

powstawanie miejsc gdzie materiał ulegnie przetopieniu. Natomiast zwiększanie prędkości liniowej narzędzia skutkuje obniżeniem temperatury procesu i w krytycznych sytuacjach może spowodować powstawanie nieciągłości w złączu na skutek braku uplastycznienia materiału.

Należy także wspomnieć, że przy małych prędkościach obrotowych narzędzia temperatura generowana jest głównie przez wieniec opory, natomiast przy większych prędkościach udział trzpienia w tym procesie wzrasta [2, 3, 4].

Gdyproces realizowany jest na frezarkach siła docisku jest wynikiem oddziaływania narzędzia na zgrzewane elementy poprzez zadane położenie wrzeciona. Podczas pierwszej fazygdytrzpieńzagłębiasię wmateriale,występuje wyciskanie materiałupoza obszar zgrzewania. Istotny wpływ na budowę złącza ma tu geometria samego narzędzia (rys. 4.16a). Dzięki zastosowaniu odpowiedniego wieńca opory i siły dociskowej proces ten nie ulega intensyfikacji. Standardowe narzędzie posiada cylindryczny lub stożkowy trzpień mieszający z naciętymi rowkami lub gwintem (rys. 4.1). Istnieją natomiast opatentowane kształty narzędzi, dzięki którym możemy, np. uniknąć asymetrycznej budowyzłącza[4].Dobórwłaściwegokątapochylenianarzędziawzględem zgrzewanych elementów (rys. 4.16b) pozwala na właściwe wymieszanie materiału oraz jego przepływ [23].

Rys. 4.16 Parametry procesu zgrzewania FSW: a) związane z geometrią narzędzia, b) związane z kątem pochyleniem narzędzia względem materiału zgrzewanego). Lp – wysokość trzpienia, D – średnica wieńca opory, d – średnica trzpienia, α – kąt stożka trzpienia, β – kąt pochylenia narzędzia względem materiału zgrzewanego, δ – głębokość penetracji wieńca opory [24].

Górniczo Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

Ważne jest także, aby narzędzie zgrzewające osiągnęło właściwą głębokość penetracji. W przypadku, gdy wieniec opory nie zagłębi się w materiale (parametr δ –rys. 4.16) na powierzchni lica zgrzeiny mogą pojawić się bruzdy, które dyskwalifikują złącze. Natomiast w odwrotnej sytuacji, gdy głębokość ta jest zbyt duża dochodzi do pocienienia materiału w miejscu zgrzewania. Wzrasta przy tym generowana ilość ciepła, ponieważ rosną opory przepływu materiału oraz siła tarcia.

4.4 Wykorzystanie technologii FSW

Zgrzewanie tarciowe z wymieszaniem materiału zgrzeiny zostało opracowane w celu wykonywania połączeń różnych gatunków aluminium, które nie były możliwe do spojenia tradycyjnymi metodami. Jest ono głownie stosowane w przemyśle transportowym (m. in. lotnictwo – Boeing, kolejnictwo – China FSW) lecz znajduje także coraz większe zastosowanie w pozostałych gałęziach przemysłu, np. energetyce. Przykładem wykorzystania tej technologii może być produkcja prototypowych wymienników ciepła, jak ten pokazany na rys. 4.17, których wykonanie tradycyjnymi metodami wiązałoby się z dużymi nakładami finansowymi związanymi ze specjalistycznym oprzyrządowaniem niezbędnym do uzyskania żądanego kształtu zaprojektowanego profilu.

Rys. 4.17. Prototyp aluminiowego wymiennika ciepła wykonany dzięki zastąpieniu procesu wyciskania technologią zgrzewania FSW (źródło własne)

Wraz z rozwojem technologii FSW zastępujesięniąinnetradycyjnemetodyspajania metali, jak np. lutowanie twarde (rys. 4.18) - por. p. 3.1 i 3.2. Stosując zgrzewanie tarciowe z mieszaniem materiału zgrzeiny wymagane jest jedynie posiadanie odpowiedniego oprzyrządowania (rozdział 4.1).

Rys. 4.18 Wspornik wykonany dzięki zastąpieniu technologii lutowania twardego przez zgrzewanie FSW (źródło własne)

Brak konieczności wystąpienia fazy ciekłej w łączonych materiałach umożliwia ich łączenie również gdy różnią się właściwościami fizykochemicznymi. Aby wykonać tego typu złącza należy przygotować łączone materiały w odpowiedni sposób. W przypadku zgrzewania miedzi z aluminium (rys. 4.19) wykonuje się wypusty w płycie miedzianej, które odpowiednio pasują do uprzednio wyfrezowanych rowków w płycie aluminiowej. Następnie materiał jest zgrzewany w taki sposób, że oś narzędzia zgrzewającego jest przesunięta w kierunku materiału, który przy niższej temperaturze uzyskuje większe uplastycznienie [4], czyli w tym przypadku w kierunku aluminium.

Rys. 4.19 Przykład połączenia miedzi z aluminium Grubość materiałów 30 mm (źródło własne)

Rysunek 4.20. przedstawia próbkę o grubości 30 mm, której zgrzanie było możliwe dzięki wykonaniu zgrzeiny obustronnej. Przy zastosowaniu odpowiedniego

oprzyrządowania, spełniającego kryteria wytrzymałościowe i właściwym doborze parametrów złącze to można wykonać także jednostronnie.

Zalety zgrzewania FSW przyczyniły się do zastosowania tej technologii także przy produkcji zbiorników przeznaczonych do magazynowania odpadów radioaktywnych pochodzących z elektrowni atomowych (rys. 4.21) [15, 22]. Zbiorniki te są następnie przechowywane pod powierzchnią ziemi w specjalnie do tego przygotowanych magazynach na głębokości 500 m.

Akademia Górniczo Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

Rys. 4.20 Dwustronna zgrzeina blachy miedzianej z aluminiową (źródło własne)

Rys. 4.21 Zbiorniki przeznaczone do magazynowania odpadów radioaktywnych jako przykład konstrukcji wykonanej z zastosowaniem FSW [22]

4.5 Zalety i wady zgrzewania FSW

Ponieważ proces FSW przebiega w stanie stałym, a w związku z tym nie jest obciążony wadami właściwymi dla technologii spawania, dlatego coraz więcej firm zainteresowanych jest wdrażaniem tej technologii w produkcji [2, 3, 4]. Technologia ta niejestwolnaodwadinastarczaszereguproblemówpodczaszgrzewaniajednakkorzyści wynikające z jej stosowania są bezsprzecznie większe, szczególnie w porównaniu do spawania tradycyjnego. Obecnie prowadzone są liczne badania mające na celu zrozumienie procesu powstawania i formowania się zgrzeiny. Dogłębne poznanie tego zjawiska umożliwi wyeliminowanie niektórych wad występujących w tej technologii, a także przyczyni się do projektowania złączy o żądanych parametrach wytrzymałościowych. Niewątpliwie największymi zaletami zgrzewania tarciowego z mieszaniem materiału zgrzeiny są:

przebiegprocesu w stanie stałym – poniżej temperaturytopnienia (dla materiałów jednoimiennych),

brak wad mikrostruktury związanych z krystalizacją, takich jak porowatość gazowa czy utlenianie materiału,

mniejsza niż w przypadku tradycyjnego spawania strefa wpływu ciepła,

niska wartość naprężeń resztkowych po procesie zgrzewania,

brak konieczności używania dodatkowych materiałów (gazy osłonowe, spoiwa) –proces przyjazny dla środowiska,

nie są wymagane specjalne uprawnienia pracowników,

brak konieczności specjalnego przygotowania łączonych elementów, gdyż dopuszczalne są pewne niedoskonałości powierzchni łączonych elementów,

możliwość automatyzacji produkcji,

duża wydajność procesu,

możliwość łączenia materiałów różnoimiennych i trudnospawalnych,

linia zgrzewania może przybierać skomplikowane kształty,

możliwość wykonywania zgrzein punktowych – FSSW (ang. Friction Stir Spot Welding),

niskie koszty procesu związane z wykonywaniem złączy.

Wady zgrzewania metodą FSW:

niejednorodność makro- i mikrostruktury,

różne właściwości wytrzymałościowe poszczególnych stref w złączu,

konieczność mocowania łączonych elementów w sposób gwarantujący przeniesienie znacznych sił powstających podczas procesu,

konieczność stosowania dodatkowych wkładek na rozbieg i wyjście trzpienia (powstały otwór),

duża wrażliwość na zmianę parametrów procesu,

w przypadku niektórych materiałów konieczność zastosowania materiału na narzędzie zgrzewające o bardzo dobrych właściwościach wytrzymałościowych w wysokich temperaturach,

ograniczenia możliwości zgrzewania niektórych profili zamkniętych

4.6 Metody oceny spoin FSW

Bardzo ważnym aspektem podczas wykonywania zgrzein jest jakość połączenia. Wady wynikające z niewłaściwego doboru parametrów lub uszkodzenia narzędzia mogą znacząco pogorszyć właściwości wytrzymałościowe i użytkowe złącza. Jak wspomniano w rozdziale 4.2 wady zgrzeiny często ukryte są pod powierzchnią lica zgrzeiny i wzrokowo nie są możliwe do wykrycia. W celu sprawdzenia czy dane złącze jest wolne od nieciągłości, stosuje się badania nieniszczące. Przykłady zastosowania metody rentgenograficznej (RTG) i ultradźwiękowej do oceny jakości połączeń FSW o różnych konfiguracjach, i wykonanych z użyciem różnych parametrów procesu przedstawiono w opracowaniu [24].

Dzięki badaniu przy użyciu promieni rentgenowskich w sposób łatwy można zlokalizować nieciągłość i określić jej rozmiar. Wyniki są wyświetlane na ekranie urządzenia co bardzo ułatwia ocenę jakości połączenia. Największymi wadami tej metodyjest koszt samego urządzenia oraz ograniczenia związane z gabarytami badanego elementu, które są podyktowane wymiarami komory pomiarowej detektora rentgenowskiego.

Przykładowe próbki poddane badaniom pokazano na rys. 4.22 i 4.23, zaś odpowiadające im zdjęcia rentgenowskie na rys. 4.24 oraz 4.25.

Rys. 4.22. Złącze dwóch płaskowników wykonanych z parametrami procesu: Vg = 60 mm/min, Vn = 700 obr/min – próbka A [24]

Rys. 4.23. Złącze dwóch płaskowników wykonanych z prędkością liniową zgrzewania Vg = 100 mm/min, Vn = 700 obr/min – próbka B [24]

Jak widać na rys. 4.22, w próbce łączonej przywłaściwie dobranych parametrach procesu (prędkośćliniowa Vg=60 mm/min)niestwierdzono nieciągłości wobszarzespoiny(rys. 4.24). W połączeniu wykonanym przy wyższej prędkości liniowej (Vg = 100 mm/min) ujawniła się natomiast nieciągłość na całej niemal długości spoiny, widoczne na rentgenografie pokazanym na rys. 4.25.

Rys. 4.24. Rentgenogram próbki A: brak wad w spoinie [24]

Rys. 4.25. Rentgenogram próbki B: widoczna nieciągłość na przeważającej długości spoiny [24]

Akademia Górniczo Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

Druga metoda polegała na badaniu próbek falami ultradźwiękowymi za pomocą defektoskopu. W trakcie testów przeanalizowano możliwość zastosowania różnych głowic pomiarowych (normalnych i skośnych), które generowały fale podłużne a także poprzeczneoróżnych częstotliwościach.Zoptymalizowanotakżeparametry pomiarutak, aby otrzymane wyniki dawały jednoznaczną informacje na temat jakości złącza. Metoda ta w porównaniu do badań RTG nie posiada ograniczeń w postaci wymiarów badanego detalu, jednak jej użycie wymaga odpowiedniego szkolenia i doświadczenia w ocenie otrzymywanych rezultatów. Niewątpliwie dodatkową zaleta tej metody jest możliwość zastosowania defektoskopu o niewielkich rozmiarach, co zwiększa jego mobilność. Na rys. 4.26. przedstawiono oscylogram, z badań ultradźwiękowych próbki pozbawionej wad ( rys. 4.22), na którym ujawniłysię jedynie echa dna próbki. Pokazany na rys. 4.27. oscylogram z badania próbki w której ujawniono nieciągłości metodą rentgenograficzną, wskazuje na wyraźne echo wady na głębokości 6,73 mm.

Rys. 4.26. Badanie defektoskopem ultradźwiękowym próbki A [24]

Akademia Górniczo Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

Wykorzystanie fal ultradźwiękowych do badania złączyFSW jest metodą dająca większe możliwości analizy powstałej zgrzeiny w odniesieniu do dużych elementów lub o skomplikowanych kształtach. Jej wadą jest natomiast brak jasnej informacji na temat struktury wewnętrznej złącza. W przypadku metody rentgenowskiej problematyczne jest badanie detali o grubości powyżej 10 mm, co jest związane z gęstością badanego materiału, która dla miedzi wynosi 8,96 g/cm3. Mała moc urządzenia powoduje, że otrzymane rezultaty nie dają jednoznacznej informacji na temat występowania wady.

Rys. 4.27. Wyniki badania ultradźwiękowego próbki B [24]

5 Cel i zakres pracy

Z dokonanego przeglądu danych literaturowych wynika, że zgrzewanie FSW jest stosunkowo nową technologią (por. Rozdział 1), a równocześnie technologią perspektywiczną, coraz chętniej i coraz częściej stosowaną (por. punkt 4.4), ze względu na liczne zalety w porównaniu z dotąd stosowanymi technikami spajania metali (por. punkt 4.5) Jako technologia „nowa” wciąż wymaga jednak lepszego poznania w zakresie towarzyszących jej zjawisk fizycznych (por. punkt 4.1), możliwości wykorzystania (por. punkt 4.3), właściwości wykonanych przy jej użyciu obiektów (por. punkt 4.2) i wpływu na te właściwości parametrów procesu (por. punkt 4.4). Ponieważ technologia ta opracowana została początkowo w celu łączenia elementów ze stopów aluminium, toteż dostępne w literaturze dane na jej temat dotyczą najczęściej tej grupy materiałów. Znacznie gorzej poznany jest proces zgrzewania FSW innych metali, a w szczególności miedzi, która ze względu na swe specyficzne właściwości (por. Rozdział 2) należy do grupy tzw. materiałów trudnospawalnych tradycyjnymi metodami (por. Rozdział 3). Równocześnie miedź jest budulcem wielu konstrukcji inżynierskich o specjalnym przeznaczeniu, w których występują spoiny (por. punkt 4.4).

Jak już wyjaśniono w punkcie 4.4 właściwości mechaniczne połączeń zgrzewanych metodą FSW mocno zależą m.in. od parametrów technologicznych procesu zgrzewania, gdyż te determinują ilość ciepła generowanego w trakcie procesu. W skrajnych przypadkach niewłaściwy dobór tych parametrów skutkować może powstaniem w obrębie zgrzeiny widocznych gołym okiem, bądź ukrytych wad w postaci nieciągłości materiałowych (por. punkt 4.6).

Biorąc pod uwagę powyższe przesłanki niniejsza praca koncentruje się na badaniu właściwości wytrzymałościowych połączeń FSW blach miedzianych, a w szczególności na określeniu wpływu na te właściwości parametrów technologicznych procesu zgrzewania

Wstępnie parametryte dobrane zostałymetodą prób i błędów. W ten sposób przyjęto wartość prędkości obrotowej narzędzia i pewien, dobrany do niej dość szeroki zakres liniowej prędkości zgrzewania, przy której otrzymywano spoiny o wizualnie dobrych cechach, tj. bez znacznych karbów i widocznych nieciągłości materiałowych. Próbę wyznaczenia najbardziej korzystnej liniowej prędkości zgrzewania podjęto na podstawie obszernego programu badań eksperymentalnych porównując statyczne oraz zmęczeniowe własności wytrzymałościowe wykonywanych połączeń Oceny

właściwości mechanicznych zgrzein dokonano także porównując ich parametry wytrzymałościowe z parametrami wyznaczonymi dla rodzimego materiału oraz z dostępnymi w literaturze danymi na temat wytrzymałości próbek blach miedzianych spawanych metodą TIG.

By zrealizować powyższe cele przeprowadzono następujący zakres badań eksperymentalnych:

statyczne testy rozciągania próbek z materiału rodzimego (blach miedzianych),

statyczne testy rozciągania próbek połączeń zgrzewanych FSW wykonanych przy trzech różnych prędkościach zgrzewania,

badania zmęczeniowe próbek z materiału rodzimego,

badania zmęczeniowe próbek połączeń zgrzewanych FSW wykonanych przy trzech różnych prędkościach zgrzewania, Aby otrzymać wnioski o możliwie ogólnym charakterze, wszystkie powyższe badania statyczne i zmęczeniowe, zarówno próbek materiału rodzimego jak i próbek połączeń, wykonane zostały dla dwóch konfiguracji blach, tj. przy obciążeniu działającym wzdłużnie i prostopadle do kierunku ich walcowania. Badania statyczne blach miedzianych uzupełniono dodatkowo o serię wykonaną dla próbek poddanych wcześniejszemu wyżarzaniu, by odnieść się w ten sposób do własności wytrzymałościowych zgrzein w strefie wpływu ciepła.

Własności mechaniczne wykonanych zgrzein FSW zbadane zostały także poprzez porównanie rozkładów mikrotwardości w przekroju poprzecznym spoin wykonanych z różnymi prędkościami zgrzewania.

Wyniki badań uzupełniono o mikroskopową analizę zgładów metalograficznych próbek pobranych z różnych stref zgrzeiny oraz o analizę fraktograficzną przełomu rozdzielczego, wykonaną przy użyciu mikroskopu skaningowego, połączoną z analizą spektralną ukierunkowaną na wykrycie ewentualnych zanieczyszczeń wprowadzonych w obszar zgrzeiny w trakcie procesu FSW.

6 Przedmiot i metodyka badań

6.1 Przedmiot badań

W ramach pracy przeprowadzono badania statyczne oraz zmęczeniowe próbek materiałowych i próbek ze złączem FSW. Aby uwzględnić anizotropię we właściwościach mechanicznych blach występującą po procesie ich wytwarzania, badania próbek prowadzono na kierunku zgodnym (orientacja „L”) i poprzecznym do kierunku walcowania (orientacja „T”) co przedstawiono na rysunku 6.1. Próbki badano w stanie dostawy a kilka z nich poddano wyżarzaniu w temperaturze 600°C przez okres 10 minut. Zabieg ten miał na celu utworzenie w materiale mikrostruktury podobnej do tej, która znajduje się w strefie wpływu ciepła w złączu zgrzewanym FSW.

Próbki wycinane były z arkusza blachy o wymiarach 2000 x 1000 mm, w którym dłuższa krawędź byłą zgodna z kierunkiem walcowania. Szczegółową charakterystykę badanego materiału dostarczoną przez producenta (firmę KME) zamieszczono w załączniku pracy.

Kierunek walcowania

Rys. 6.1. Schemat wycinania próbek z arkusza blachy.

Zgrzewanie blach przeprowadzono ze stałą prędkością obrotową narzędzia (n=580 obr/min) i z różnymi wartościami linowej prędkości zgrzewania, która jest

tożsama z posuwem roboczym maszyny. Zmienne cechy badanych próbek zestawiono w tabeli 6.1.

Tabela 6 1. Parametry zgrzewania FSW blach miedzianych. Obroty wrzeciona n = 580 obr/min Oznaczenie próbki Posuw [mm/min]

Orientacja

A1 80 wzdłuż kierunku walcowania (L) A2 60 A3 40 B1 80 poprzecznie do kierunku walcowania (T) B2 60 B3 40

Proces łączenia próbek wykonano przy użyciu konwencjonalnej frezarki firmy Heckert model FSS 400/2W oraz z zastosowaniem specjalnego oprzyrządowania udostępnionego przez firmę Electris (rys. 6.2).

Akademia Górniczo Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

Rys. 6.2 Stanowisko do zgrzewania tarciowego (źródło własne)

Jak pokazano na rys. 6.3 trzpień narzędzia posiadał kształt stożka ściętego z naciętą spiralą. Spirala nacięta byłą także na wieńcu opory. Szczegółowa specyfikacja narzędzia wraz z jego wymiarami jest chroniona przez firmę Electris.

Rys. 6.3 Narzędzie wykorzystane do wykonania zgrzeiny (źródło własne).

Połączenia FSW wykonywano na większych fragmentach blach (rys. 6.4), z których później techniką WaterJet wycinano próbki do badań statycznych bądź zmęczeniowych. Po wykonaniu zgrzeiny usuwano powstałe wypływki, nie naruszając przy tym powierzchni zgrzeiny, co mogłoby mieć wpływ na otrzymywane wyniki.

Strona natarcia

Rys. 6 4. Arkusze blach zgrzewane z posuwem 60 mm/min – B2 (źródło własne)

Akademia Górniczo Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

Strona spływu

6.2 Metodyka badań własności mechanicznych

6.2.1 Pomiar mikrotwardości

Pomiar twardości złączy wykonany został zgodnie z normą PN-EN ISO 6507-1 [25] na twardościomierzu Nexus 423A firmy InovaTest z wgłębnikiem Vickersa (rys. 6.5), wyposażonego w system do obrazowania Nexus Inv-1. Siła obciążająca wynosiła 25 g a czas trwania pomiaru 10 s.

Rys. 6 5. Twardościomierz Nexus 423A (zdjęcia ze strony producenta)

Badania zostały przeprowadzone dla każdej z partii zgrzewanych próbek w 51 puntach pomiarowych przekroju poprzecznego złącza, zgodnie ze schematem pokazanym na rys. 6.6. Odległość pomiędzy punktami pomiarowymi wynosiła 1 mm.

50 mm

Strona spływu Strona natarcia

Rys. 6 6. Schemat rozmieszczenia punktów pomiarowych.

Na podstawie otrzymanych wyników stworzono profil twardości dla poszczególnych stref w złączach zgrzewanych z różnymi prędkościami.

6.2.2 Statyczna próba rozciągania

W celu wyznaczenia właściwości mechanicznych przeprowadzono próby rozciągania zgodnie z normą PN-EN 10002-1+AC1 [26]. Badaniu poddano próbki o grubości 5 mm wykonane z nieobrobionego cieplnie materiału rodzimego, próbki materiałowe poddane wyżarzaniu (por. p. 6.1) oraz próbki połączeń FSW wykonanych z różnymi parametrami (por. tabela 6.1). Geometrię próbek pokazano na rys. 6.7. Badania wykonywano na kierunku wzdłużnym i poprzecznym względem kierunku walcowania blach.

Rys. 6.7. Geometria próbki do badań statycznych zgodna z normą PN-EN 10002-1+AC1 [26]

6.2.3 Badania zmęczeniowe

Badaniom zmęczeniowym, podobnie jak w przypadku statycznej próby rozciągania, poddano próbki z materiału rodzimego oraz próbki zgrzewane. Kształt oraz wymiary próbek przedstawiono na rysunku 6.8. Grubość próbek wynosiła 5 mm. Testy prowadzono pod kontrolą obciążenia, aż do osiągnięcia zniszczenia próbki zachowując stałą wartość amplitudy naprężenia (a).

Rys. 6.8. Geometria próbki do badań zmęczeniowych.

Badania próbek litych wykonano przy maksymalnych wartościach naprężeń nominalnych Smax = 210, 220, 230 i 240 MPa. Porównawcze badania próbek ze złączem FSW prowadzono przy maksymalnych wartościach naprężenia Smax = 160 MPa. Współczynnik asymetrii cyklu we wszystkich badaniach wynosił R = 0, a częstotliwość zmian obciążenia f = 20 Hz.

6.2.4 Opis stanowiska do badań wytrzymałościowych

Badania wytrzymałościowe, tj. próby statycznego rozciągania oraz testy zmęczeniowe zostały prowadzone na serwohydraulicznej maszynie wytrzymałościowej firmy MTS 810 (rys. 6.9). Schemat układu pomiarowego przedstawiono na rys. 6.10. Maksymalna nośność maszyny wynosiła 100 kN. Sterowanie maszyną odbywało się poprzez kontroler MTS FlexTest SE (rys. 6.11) przy użyciu oprogramowania TestWorks 4 (badania statyczne) oraz Basic Test Ware (badania zmęczeniowe).

a) b)

P(t)

Sygnał sterujący

LAN

Rys.6.9. Stanowisko badawcze: a) widok ogólny, b) sposób mocowania próbki

Statyczna próba rozciągania, która polega na powolnym rozciąganiu próbki aż do zniszczenia, pozwala na określenie podstawowych właściwości mechanicznych danego materiału. Należy pamiętać, iż wraz ze wzrostem prędkości odkształcenia granice wytrzymałościowe także ulegają zwiększeniu, natomiast wartości przewężenia i odkształcenia maleją. Aby uniknąć wpływu efektów dynamicznych w trakcie przebiegu

Akademia

Rys. 6.11 Układ rejestrujący i przetwarzający dane z badań

Rys. 6.12 Sposób instalowania ekstensometrów na próbce

Górniczo Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

testu należy odpowiednio dobierać prędkość odkształcenia. Wytyczne odnośnie tego zagadnienia podają przedmiotowe normy [26] W trakcie badań wykorzystywano dwie prędkości odkształcenia. W pierwszym etapie podczas wyznaczenia parametrów sprężystych materiału, tj. modułu Younga oraz liczby Poissona, prędkość rozciągania wynosiła 0,35 mm/min. Po osiągnięciu wydłużenia próbki równej 0,3 mm następowała zmiana prędkości, która w drugim etapie wynosiła 6 mm/min.

Podczas przeprowadzanych badań w sposób ciągły rejestrowane były dane z czujników, które odpowiadają przemieszczeniu siłownika maszyny wytrzymałościowej S(t), siledziałającej napróbkę P(t),wydłużeniu osiowemu próbki e(t) oraz poprzecznemu etr(t) próbki. Sygnał S(t) pochodził z czujnika LVDT (ang. Linear Variable Displacement Transformer – poz. 1, rys. 6.10). Odkształcenie poprzeczne próbki mierzono za pomocą ekstensometru Epsilon 3575-250M-ST o zakresie pomiarowym ±2.5 mm (poz. 4, rys. 6.10). Do pomiaru odkształcenia wzdłużnego użyto ekstensometru Epsilon 3542-025M025-ST o bazie pomiarowej 25 mm i zakresie pomiarowym ±6.25 mm (poz. 4, rys. 6.10). Obydwa ekstensometry mocowane były bezpośrednio na badanej próbce w sposób pokazany na rys. 6.12. Aby uniknąć ich uszkodzenia były one zdejmowane z próbki w momencie osiągnięcia wydłużenia wzdłużnego równego 4 mm. W przypadku próbek zgrzewanych baza pomiarowa ekstensometru wzdłużnego obejmowała całą szerokość zgrzeiny Zastosowane oprogramowania (TestWorks 4) umożliwiało automatyczne wyznaczanie podstawowych parametrów materiałowych badanych próbek na podstawie rejestrowanych sygnałów oraz początkowych (A0, L0) i końcowych (Af, Lf) wymiarów próbki.

6.3 Badania mikrostrukturalne

Badania mikrostrukturalne przeprowadzono przy użyciu mikroskopii optycznej na mikroskopie steroskopowym firmy Motic, model SMZ-168 (rys. 6.13).

Rys. 6.13 Mikroskop Motic SMZ-168 (zdjęcia ze strony producenta)

W celu przeprowadzenia badań metalograficznych wykonano dwa zgłady na podstawiepróbek pobranych zezłącza.Pierwszyz nichreprezentujeprzekrój poprzeczny złącza a drugi przekrój wzdłuż linii zgrzewania. Inkludowanie próbek w termoplastycznym materiale przeprowadzono na urządzeniu Simplimet 1000. Próbki zostaływyszlifowane papierami ściernymi o uziarnieniu 600, 800, 1000, 1200, 2000 oraz 2500, a następnie wypolerowane mechanicznie z wykorzystaniem zawiesin diamentowych o wielkości cząstek 9μm, 6μm oraz 3μm. Na koniec poddano je trawieniu w odczynniku Mi17Cu o składzie chemicznym: 8g FeCl3, 25ml HCl, 100ml H2O. Czas trawienia wynosił 2÷3 sekund.

7 Wyniki badań

7.1 Badania mikrotwardości złącz

Pomiary mikrotwardości przeprowadzono dla próbek wykonanych z prędkościami liniowymi zgrzewania wynoszącymi 40, 60 i 80 mm/min. Otrzymane wyniki wskazują na niewielkie różnice w profilach twardości łączonych materiałów. Przykładowe zestawienie rozkładów twardości dla próbek o orientacji wzdłużnej (L) pokazano na rysunku 7.1.

HV 0.025

90

85

80

75

70

Strona natarcia Strona spływu

95 25 20 15 10 5 0 5 10 15 20 25

Odległość od środka zgrzeiny [mm] 80 mm/min 60 mm/min 40 mm/min

Rys. 7.1. Profile twardości dla złącz blach miedzianych wykonanych metodą FSW z różnymi prędkościami obrotowymi

Profile twardości złącz posiadają kształt litery „W”. Dla każdej z prędkości zgrzewania widoczny jest nagły spadek twardości w strefie wpływu ciepła. Minimalne wartości wynoszą76,2HV0.025i odpowiadająmiejscuprzejściazestrefySWC wobszar pracy trzpienia mieszającego. Mniejsze wartości liniowej prędkości zgrzewania powodują generowanie większej ilości ciepła co ma przełożenie na niższą twardość w strefie oddziaływania termo-mechanicznego. Dla prędkości wynoszącej 40 mm/min twardość w jądrze zgrzeiny wynosi około 77 HV0.025. Natomiast zgrzewanie z prędkością 80 mm/min powoduje zwiększenie twardości jądra do wartości około 81 HV0.025.

W sporządzonych profilach twardości można zaobserwować brak symetrii w otrzymanych wartościach dla próbki wykonanej z prędkością zgrzewania 80 mm/min. W tym przypadku strona natarcia charakteryzuje się większą rozbieżnością w wynikach i nagłym spadkiem twardości w SWC, natomiast strefa spływu posiada łagodne przejście pomiędzygranicznymi wartościami twardości. Spadek twardości w złączu w stosunku do materiału rodzimego wynosi około 15 HV0.025.

7.2 Analiza wyników badań statycznych

7.2.1

Wyniki badań próbek litych

Na podstawie danych z przeprowadzonych testów wytrzymałościowych wykonano wykresyinżynierskichkrzywychrozciągania �� =��(��) dlapróbekz materiału rodzimego (rys. 7.2. – 7.5) Wytrzymałość doraźna próbek z materiału rodzimego dla orientacji wzdłużnej wynosi 252 MPa a dla orientacji poprzecznej 261 MPa. Granica plastyczności próbek litych wynosi odpowiednio 244 MPa dla orientacji wzdłużnej i 232 MPa dla orientacji poprzecznej.Wybrane właściwości statycznedlaposzczególnych próbeklitych podano wtabeli 7.1, natomiast ichstatystycznyopis zestawiono w tab. 7.2. Narysunkach 7.2. oraz 7.3. zestawiono wykresy inżynierskich krzywych rozciągania dla orientacji wzdłużnej oraz poprzecznej. Dodatkowo dokonano porównania reprezentatywnych próbek dla obydwu konfiguracji na rysunku 7.4.

Tabela. 7.1 Właściwości statyczne próbek litych

Wzdłużna 119471 0,359 241 252 64 0,275 37,95 81,73

Wzdłużna 124193 0,430 241 252 64 0,238 31,33 60,97

Wzdłużna 120894 0,394 245 252 64 0,270 37,00 63,61 4 Wzdłużna 112043 0,322 241 252 63 0,276 38,17 65,71 5 Wzdłużna 112004 0,351 241 252 63 0,244 32,35 67,36 6 Poprzeczna 100666 0,303 232 262 66 0,247 32,88 69,38 7 Poprzeczna 104771 0,303 232 261 65 0,238 31,17 70,55 8 Poprzeczna 100205 0,294 232 261 65 0,258 34,78 69,08 9 Poprzeczna 103861 0,317 233 261 66 0,239 31,50 69,31 10 Poprzeczna 102117 0,291 231 261 66 0,252 33,75 67,52 11 Poprzeczna 102223 0,296 232 261 66 0,260 35,26 70,50

Właściwość

Tabela. 7.2 Zestawienie wyników badań statycznych próbek litych

Orientacja wzdłużna - 5 próbek

Orientacja poprzeczna - 6 próbek Wartość średnia Wartość min. Wartość max. Odchylenie standardowe Wartość średnia Wartość min. Wartość max. Odchylenie standardowe

R0 2 [MPa] 242 241 245 1,600 232 231 233 0,577 Rm [MPa] 252 252 252 1,491 261 261 262 0,373 Ru [MPa] 64 63 64 0,301 66 65 66 0,369 E [MPa] 117721 112004 124193 10546 102307 100205 104771 1615 v 0,371 0,322 0,430 0,038 0,301 0,291 0,317 0,009 A5 [%] 35,36 31,33 38,17 2,840 33,22 31,17 35,26 14,153 q [%] 67,88 60,97 81,73 6,728 69,39 67,52 70,55 1,015

Próbki o orientacji L charakteryzują się dużą rozbieżnością w otrzymywanych wartościach odkształceń (rys. 7.2). Po przejściu w zakres plastyczny zauważalne jest płyniecie materiału bez znaczącej zmiany obciążenia.

Rys. 7.2. Wykresy rozciągania dla próbek o konfiguracji wzdłużnej

Na rysunku 7.4. znajduje się porównanie reprezentatywnych krzywych rozciągania dla obydwu konfiguracji. Jak widać z tego rysunku, oraz z tabeli 7.2, odkształcenie do zniszczenia (A5 – tabela 7.2) było nieco większe w przypadku rozciągania na kierunku zgodnym z kierunkiem walcowania (L) niż w kierunku prostopadłym (T). Próbki rozciągane wzdłuż kierunku walcowania blach powyżej sprężystego zakresu odkształceń posiadały charakterystykę niemal idealnie plastyczną. Na kierunku poprzecznym względem kierunku walcowania występował niewielki efekt umocnienia i w związku z

Krakowie

nim, mimo niższej granicy plastyczności (o ok. 4% – por. tabela 7.2) obserwowano o ok. 3% wyższą wytrzymałość doraźną na rozciąganie.

Rys. 7.3. Wykresy rozciągania dla próbek o konfiguracji poprzecznej

Rys. 7.4. Porównanie inżynierskich krzywych rozciągania reprezentatywnych próbek o orientacji wzdłużnej i poprzecznej.

Na podstawie danych z ekstensometrów sporządzono wykresy rzeczywistych krzywych rozciągania ������ =��(������) dla reprezentatywnych próbek obydwu orientacji (rys. 7.5). Jak widać w zakresie odkształceń plastycznych występowały nieco większe wartości naprężeń rzeczywistych w próbkach obciążanych poparzenie do kierunku walcowania, co ma związek z niewielkim umocnieniem obserwowanym przy tej konfiguracji (por. rys. 7.4). Ogólnie jednak rzeczywiste krzywe rozciągania dla obu orientacji są zbliżone, co świadczy o niewielkiej anizotropii badanego materiału.

Rys. 7.5. Porównanie rzeczywistych krzywych rozciągania reprezentatywnych próbek o orientacji wzdłużnej i poprzecznej. Badania wytrzymałościowe próbek litych poddanych obróbce cieplnej wykazały znaczą poprawę plastyczności w stosunku do materiału ze stanu dostawy, o czym świadczy zwiększenie odkształcenia do zniszczenia A5 o ok. 57%. Wiązało się to jednak ze znacznym spadkiem granic wytrzymałościowych, a konkretnie siedmiokrotnym zmniejszeniem R0,2 a także spadkiem wytrzymałości Rm o ok. 17%.

Tabela. 7.3 Właściwości statyczne miedzi Cu-ETP po wyżarzeniu w temperaturze 600°C.

119713 0,442 33 215 55 0,355 55 70,09

Rys. 7.6 Inżynierskie krzywe rozciągania próbek wyżarzonych.

7.2.2 Wyniki badań próbek połączeń FSW

W tabelach 7.4 – 7.6 przedstawiono monotoniczne własności wytrzymałościowe próbek połączeń FSW wykonanych z prędkościami zgrzewania wynoszącymi odpowiednio 80, 60 i 40 mm/min, rozciąganych wzdłuż kierunku walcowania blach (konfiguracja L).

Tabela. 7.4 Właściwości statyczne próbek o orientacji wzdłużnej i prędkości zgrzewania 80 mm/min.

1 72 215 54 0,19 36,33 44,32 2 85 215 54 0,19 35,00 39,00 3 89 197 50 0,13 23,15 37,69

Wartość średnia 82 209 52,667 0,170 31,493 40,337

Wartość min. 72 197 50 0,13 23,15 37,69 Wartość max. 89 215 54 0,19 36,33 44,32

Odchylenie standardowe 7,257 8,485 1,886 0,028 5,925 2,87

W przypadku próbek zgrzewanych z prędkością 80 mm/min zaobserwowano, co dobrze widać na rys. 7.7, znaczne różnice w wartościach odkształcenia niszczącego. Dwie z badanych próbek uległy zniszczeniu przed osiągnięciem ekstremum na inżynierskiej krzywej statycznego rozciągania Przełożyło się to na niższe wartości odkształcenia do zniszczenia a także niższe wartości Rm. Również granica plastyczności w przypadku tej partii próbek cechuje się znacznymi różnicami w wartościach. Można

stwierdzić, że przy zastosowaniu tej prędkości zgrzewania w zestawieniu z tą konfiguracją wykonywanego złącza uzyskano zgrzeiny o niepowtarzalnych właściwościach mechanicznych.

Rys. 7.7. Wykresy rozciągania dla próbek o orientacji wzdłużnej i prędkości zgrzewania 80 mm/min. Stosując niższe prędkości zgrzewania uzyskano próbki o bardziej powtarzalnych wynikach. Jak pokazuje rys. 7.8 krzywe statycznego rozciągania na kierunku zgodnym z kierunkiem walcowania blach próbek połączeń wykonanych z prędkością 60 mm/min praktycznie się pokrywają. Próbki te odznaczały się dobrymi właściwościami plastycznymi (wysokie wartości A5 i q – por. Tabela 7.5) przy równocześnie relatywnie wysokich granicach wytrzymałościowych (R0,2 i Rm)

Tabela. 7.5 Właściwości statyczne próbek o orientacji wzdłużnej i prędkości zgrzewania 60 mm/min..

88 214 54 0,21 40,05 70,55

87 216 54 0,21 40,55 72,31 6 87 215 54 0,22 42,47 68,63 Wartość średnia 87,333 215 54,000 0,213 41,023 70,497 Wartość min. 87 214 54 0,21 40,05 68,63 Wartość max. 88 216 54 0,22 42,47 72,31 Odchylenie standardowe 0,471 0,816 0,000 0,005 1,043 1,50

Rys. 7.8. Wykresy rozciągania dla próbek o orientacji wzdłużnej i prędkości zgrzewania 60 mm/min. Ostatnia partia próbek wykonana z prędkością zgrzewania 40 mm/min posiada zbliżone średnie granice wytrzymałościowe do próbek zgrzewanych z prędkością 60 mm/min, przy czym odznacza się nieco większym rozrzutem odkształceń do zniszczenia ( f, A5, q) i mniejszą ich średnią wartością (por. tabela 7.5 i 7.6). Można dostrzec też gorszą powtarzalności krzywych rozciągania w przypadku próbek zgrzewanych z prędkością 40 mm/min (rys. 7.9) w porównaniu z prędkością 60 mm/min (rys. 7.8), a równocześnie lepszą niż przy zgrzewaniu z najwyższą z rozważanych prędkości (80 mm/min – rys. 7.7).

Tabela. 7.6 Właściwości statyczne próbek o orientacji wzdłużnej i prędkości zgrzewania 40 mm/min..

mm/mm % % 7 88 215 55 0,19 34,83 73,01 8 88 216 54 0,18 33,37 64,65 9 87 217 55 0,21 39,20 70,66 Wartość średnia 87,667 216 54,667 0,193 35,800 69,440 Wartość min. 87 215 54 0,18 33,37 64,65 Wartość max. 88 217 55 0,21 39,2 73,01 Odchylenie standardowe 0,471 0,816 0,471 0,012 2,477 3,52

DogranicyRm odpowiedźpróbeknaprzyłożoneobciążeniejestidentyczne(rys.7.9). Po pojawieniu się przewężenia odnotowujemy różnice w wartościach odkształcenia niszczącego.

Rys. 7.9. Wykresy rozciągania dla próbek o orientacji wzdłużnej i prędkości zgrzewania 40 mm/min.

Z porównania reprezentatywnych krzywych rozciągania dla trzech próbek wykonanych z różnymi wartościami liniowej prędkości zgrzewania wynika (rys. 7.10), że najlepszą plastycznością charakteryzują się próbki wykonane z prędkością 60 mm/min.Należydodać,żegraniceR0,2 iRm przyjmująpodobnewartości, asamewykresy nie różnią się znacząco. Jedynie dla próbek wykonanych z największą wartością posuwu, tj 80 mm/min dochodziło do rozerwania próbek w zakresie umacniania się materiału, tj. zanim osiągnięty został punkt ekstremalny na inżynierskiej krzywej rozciągania.

Rys. 7.10. Porównanie wykresów rozciągania reprezentatywnych próbek o orientacji wzdłużnej i różnej prędkości zgrzewania.

Kolejna badana partia obejmowała zestaw próbek rozciąganych poprzecznie do kierunku walcowania blach (konfiguracja T). Podobnie jak w przypadku próbek o

Górniczo Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

orientacji wzdłużnej zastosowane prędkości zgrzewania wynosiły 80, 60 i 40 mm/min (tab. 6.1). Jak widać z tabeli 7 7 seria próbek wykonanych z prędkością zgrzewania 80 mm/min posiada powtarzalne wartości granicy plastyczności i niewielkie rozrzuty wartości Rm oraz odkształceń do zniszczenia. Badane próbki cechują się bardzo dużą plastycznością (wysokie A5 i q – por. tabela 7.7).

Tabela. 7.7 Właściwości statyczne próbek o orientacji poprzecznej i prędkości zgrzewania 80 mm/min.

Nr próbki R0,2 Rm σf εf A5 q MPa MPa MPa mm/mm % %

1 83 218 56 0,26 52,47 59,55 2 81 217 55 0,26 52,00 64,29 3 83 214 54 0,24 46,40 59,63

Wartość średnia 82,333 216 55,000 0,253 50,290 61,157

Wartość min. 81 214 54 0,24 46,4 59,55 Wartość max. 83 218 56 0,26 52,47 64,29

Odchylenie standardowe 0,943 1,700 0,816 0,009 2,757 2,22

Rys. 7.11. Wykresy rozciągania dla próbek o orientacji poprzecznej i prędkości zgrzewania 80 mm/min. W odróżnieniu od orientacji wzdłużnej próbki poprzeczne zgrzewane z prędkością liniową60mm/minposiadająznaczniemniejszewartościodkształcenianiszczącego(tab. 7.8). Różnica ta wynosi ok. 27%. Po osiągnięciu granicy wytrzymałości doraźnej próbki ulegały zniszczeniu przy różnych wartościach εf (rys. 7.12).

Tabela. 7.8 Właściwości statyczne próbek o orientacji poprzecznej i prędkości zgrzewania 60 mm/min.

Nr próbki

R0,2 Rm σf εf A5 q MPa MPa MPa mm/mm % %

1 93 219 56 0,17 31,70 64,73 2 92 218 55 0,16 28,52 54,48

3 93 219 56 0,17 30,03 61,05

Wartość średnia 92,667 219 55,667 0,167 30,083 60,087

Wartość min. 92 218 55 0,16 28,52 54,48 Wartość max. 93 219 56 0,17 31,7 64,73

Odchylenie standardowe 0,471 0,471 0,471 0,005 1,299 4,24

Rys. 7.12. Wykresy rozciągania dla próbek o orientacji poprzecznej i prędkości zgrzewania 60 mm/min.

W przypadku próbek o konfiguracji poprzecznej zgrzewanych z prędkością 40 mm/min średnia wytrzymałość Rm wynosiła ok 221 MPa (tab. 7.9) i była o ok. 2 MPa wyższa niż przyzgrzewaniu z prędkością 60 mm/min i aż o 5 MPa wyższa w porównaniu z próbkami zgrzewanymi z posuwem 80 mm/min Próbki te odznaczały się dużą powtarzalnością krzywych rozciągania (rys. 7.13) i wysoką granicą plastyczności (tabela 7.9), która wynosiła ok. 101 MPa i była największa spośród wszystkich próbek rozciąganych poprzecznie do kierunku walcowania blach.

Tabela. 7.9 Właściwości statyczne próbek o orientacji poprzecznej i prędkości zgrzewania 40 mm/min. Nr próbki R0,2 Rm

220 55 0,21 39,88 49,79

2 102 221 56 0,22 42,67 63,20

3 101 221 56 0,22 42,40 46,45

Wartość średnia 101,333 221 55,667 0,217 41,650 53,147

Wartość min. 101 220 55 0,21 39,88 46,45

Wartość max. 102 221 56 0,22 42,67 63,2

Odchylenie standardowe 0,471 0,471 0,471 0,005 1,256 7,24

Rys. 7.13. Wykresy rozciągania dla próbek o orientacji poprzecznej i prędkości zgrzewania 40 mm/min. Przebiegi krzywych rozciągania dla poszczególnych próbek w obrębie wszystkich serii o konfiguracji T nie wykazują wyraźnych różnic. Z przedstawionego na rys. 7.14 porównania reprezentatywnych krzywych rozciągania próbek o orientacji poprzecznej wykonanych z różnymi wartościami liniowej prędkości zgrzewania wynika, że wpływ tego parametru na wartości odkształcenia niszczącego a także wartość granicy plastyczności i wytrzymałości na rozciąganie jest wyraźny (rys. 7.14). Choć różnice w odkształceniu do zniszczenia mogą mieć w pewnej mierze charakter losowy, to jednak próbki zgrzewane z najwyższą prędkością, tj. 80 mm/min, wykazywały największą ciągliwość. Obserwacja ta jest zaskakująca zważywszy, że poprawę własności plastycznych próbek należy wiązać z wielkością strefy wpływu ciepłą w obrębie zgrzeiny, która powinna być większa raczej przy mniejszych prędkościach procesu, tj. gdy większy jest czas procesu Zaobserwowany trend nie jest jednak regularny, gdyż najmniejszą z kolei ciągliwością odznaczały się próbki zgrzewane ze średnią prędkością, tj. 60 mm/min (rys. 7.14). Regularna natomiast jest zależność wytrzymałości na rozciąganie od prędkości zgrzewania; największe wartości Rm obserwowano w próbkach

Górniczo Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

zgrzewanych z najmniejszą prędkością (tj. 40 mm/min), najmniejsze zaś przy prędkości największej(80mm/min),przyczymróżnicetewynosiłyok.2,3%.Podobnie,największe wartości granic plastyczności były charakterystyczne dla próbek połączeń wykonanych z prędkością 40 mm/min a najmniejsze dla próbek zgrzewanych z posuwem 80 mm/min; tu różnice byłyjednak większe i wynosiłyok 18% W próbkach o orientacji wzdłużnej nie zaobserwowano takiej zależności.

Rys. 7.14. Porównanie wykresów rozciągania reprezentatywnych próbek o orientacji poprzecznej i różnej prędkości zgrzewania.

Porównując ze sobą własności próbek o różnej konfiguracji zgrzewanych z tą samą prędkością można zauważyć, że próbki zgrzewane z posuwem 80 mm/min o orientacji poprzecznej posiadają lepsze właściwości plastyczne (większe odkształcenie do zniszczenia) od próbek o orientacji wzdłużnej, co ilustrują reprezentatywne krzywe rozciągania zestawione na rys. 7.15.

Rys. 7.15. Porównanie wykresów rozciągania reprezentatywnych próbek orientacji wzdłużnej i poprzecznej dla prędkości zgrzewania 80 mm/min.

W przypadku próbek zgrzewanych z prędkością 60 mm/min widzimy, że odkształcenie próbek poprzecznych jest mniejsze od odkształcenia próbek wzdłużnych ale granice R0,2 oraz Rm osiągają większe wartości (rys. 7.16).

Rys. 7.16. Porównanie wykresów rozciągania reprezentatywnych próbek orientacji wzdłużnej i poprzecznej dla prędkości zgrzewania 60 mm/min.

Także, przy prędkości zgrzewania równej 40 mm/min lepszymi właściwościami charakteryzują się próbki o orientacji poprzecznej. Posiadają one w stosunku do konfiguracji wzdłużnej (rys. 7.17) wyższe wartości granicy plastyczności oraz wytrzymałości doraźnej a także osiągano w nich większe odkształcenia do zniszczenia.

Rys. 7.17. Porównanie wykresów rozciągania reprezentatywnych próbek orientacji wzdłużnej i poprzecznej dla prędkości zgrzewania 40 mm/min.

Porównanie reprezentatywnych wykresów rozciągania dla każdej grupy badanych próbek, tj. próbek litych, ze złączem FSW oraz wyżarzanych, przedstawiono na rys. 7.18 i 7.19, odpowiednio przy obciążeniu działającym równolegle i poprzecznie do kierunku walcowania blach. Jak widać, próbki wykonane za pomocą technologii zgrzewania tarciowego z mieszaniem materiału zgrzeiny z racji oddziaływania wysokiej temperatury na materiał w trakcie przebiegu procesu łączenia, posiadają podobną wytrzymałość na rozciąganie jak próbki wyżarzone i wyraźnie niższą od wytrzymałości próbek litych nie obrobionych cieplnie. Jednak obszar oddziaływania temperatury podczas zgrzewania, który swoim zakresem obejmuje relatywnie niewielką objętość materiału, sprawia, że odkształcenie jakie może zostać osiągnięte do zniszczenia jest w przypadku próbek zgrzewanych dużo mniejsze niż próbek wyżarzonych. Wartości odkształcenia dla próbek ze złączem FSW są porównywalne do wartości odkształcenia próbek litych wykonanych z materiału ze stanu dostawy. Zastanawiające jest natomiast, iż próbki zgrzewane odznaczają się granicą plastyczności R0,2 znacznie wyższą, bo średnio aż o 170%, od próbek wyżarzonych.

Rys. 7.18 Porównanie inżynierskich krzywych rozciągania wyznaczonych dla próbki litej, wyżarzonej i ze spoiną FSW przy obciążeniu działającym zgodnie z kierunkiem walcowania blach.

Rys. 7.19. Porównanie inżynierskich krzywych rozciągania wyznaczonych dla próbki litej, wyżarzonej i ze spoiną FSW przy obciążeniu działającym równolegle do kierunku walcowania blach.

Różnice w właściwościach wytrzymałościowych próbek FSW i litych wynoszą średnio 16% dla Rm i 62% dla R0,2. Próbki ze zgrzeiną odznaczają się przy tym odkształceniem do zniszczenia średnio o 10% większym niż próbki lite.

W tabeli 7.10. zestawiono średnie wartości wybranych właściwości wytrzymałościowych wyznaczonych dla wszystkich serii próbek litych oraz próbek ze złączem FSW,a takżezaczerpnięte z literaturyanalogiczne dane odnoszące się do próbek połączeń spawanych metodą TIG. Jak widać próbki spajane charakteryzują się wytrzymałość na rozciąganie wyraźnie niższą w porównaniu z wytrzymałością Rm próbek litych. W przypadku złącza FSW różnica ta jest jednak niewielka i wynosi 16%,

zaś w przypadku spoiny TIG różnica ta wzrasta do 35%. Równocześnie w stosunku do połączeń wykonanych metodą TIG próbki zgrzewane tarciowo wykazywały wyraźnie wyższą granicę plastyczności (średnio o 67%) oraz wytrzymałość na rozciąganie (o blisko 30%). Spawanie TIG w stosunku do zgrzewania FSW wiązało się także ze znacznie niższą ciągliwością wykonanych próbek, tj. ponad trzykrotnie niższym odkształceniem A5 i ponad dziesięciokrotnie niższym przewężeniem do zniszczenia.

Tabela. 7.10. Porównanie wybranych właściwości mechanicznych dla próbek z materiału litego i ze złączami FSW oraz TIG

R0,2 Rm [MPa] A5 [%] q [%]

Lita 238 257 34,51 68,36 FSW 89 216 38,39 59,11 TIG 53 168 12,30 5,70

W tabeli 7.11 porównano jakość wykonanych złączy podając dla każdej kombinacji prędkości zgrzewania i konfiguracji próbki tzw. współczynnik nośności obliczony jako stosunek wytrzymałości doraźnej na rozciąganie próbek ze zgrzeiną FSW do wytrzymałości doraźnej próbki litej o odpowiedniej orientacji.

Z zestawienia wynika, że wszystkie wykonane złącza FSW charakteryzuje podobna wartość współczynnika nośności. Średnio maksymalna siła jaką może przenieść połączenie zgrzewane, jest o ok. 17% niższe w stosunku do nośności próbki litej. Największą nośność (85,5%) posiadała próbka o orientacji wzdłużnej, która była zgrzewana z prędkością 40 mm/min, najmniejszą zaś (82,7%) próbka o tej samej orientacji zgrzewana z prędkością 80 mm/min.

Tabela. 7.11. Porównanie nośności wykonanych złączy.

Wyżarzone 82,6 Spawanie TIG 64,3

W zestawieniu zamieszczono również w celach poglądowych wartość nośności złącza wykonanego metodą spawania TIG, a także nośność próbki wyżarzonej. W przypadku tej ostatniej siła jaką możemy obciążyć element jest porównywalna do tej dla złączy FSW. Natomiast złącza spawane mogą być obciążone o ok. 35% niższą siłą niż próbki z materiału rodzimego, które nie były poddane obróbce cieplnej.

7.2.3 Analiza przełomów próbek

W celu wyznaczenia wartości rzeczywistych naprężeń niszczących oraz wartości przewężeniapozniszczeniuwpróbkachlitych(tabele7.1 -7.3)orazwpróbkachpołączeń (tabele7.4-7.9)dlakażdejrozerwanejpróbkiwyznaczanopoleprzekrojupozniszczeniu. Jak ilustrują przykładypokazane na rys. 7.20 ÷ 7.22 pole przekroju próbki po rozerwaniu wyznaczane było każdorazowo na podstawie analizy zdjęcia przełomu próbki.

a)

b)

Rys. 7.20 Przykłady przełomów: a) próbki litej, b) próbki zgrzewanej technologią FSW.

Zdjęcia te zostały odpowiednio wykadrowane tak, aby ich wysokość (krótsza krawędź) odpowiadała zmierzonej wartości. Miało to na celu odpowiednie wyskalowanie badanego przełomu w programie graficznym. Do dalszej analizy posłużono się oprogramowaniem CAD, w którym po zaimportowaniu właściwego zdjęcie dostosowywano go do zdefiniowanej skali. Następnie za pomocą funkcji „linia” wykonano obrys przełomu , składający się z odcinków o małej długości, poprowadzony po jego zewnętrznych krawędziach co przedstawia rysunek 7.21.

Rys. 7.21. Obrys przełomu próbki poprowadzony po jego krawędziach.

Pomiaru powierzchni przełomu dokonywano za pomocą funkcji „zmierz” a otrzymywany wynik był wyświetlany bezpośrednio w oknie graficznym pod etykietą „obszar” (rys. 7.22). Tak otrzymane wyniki były podstawą określenia rzeczywistego odkształcenia i naprężenia w momencie zniszczenia próbki.

Rys. 7.22. Pomiar pola powierzchni przełomu próbki.

W przypadku rozciągania próbek zgrzewanych odkształcenie plastyczne pojawiały się tylko w SWC i samej zgrzeinie, co widać na rysunku 7.23

Rys. 7.23. Strefa odkształcenia plastycznego próbki ze zgrzeiną.

W przypadku wszystkich próbek połączeń FSW rozerwanie następowało w obrębie zgrzeiny po stronie spływu, jak ilustrują to przykładowe zdjęcia pokazane na rysunku 7.24.

Rys. 7.24 Lokalizacja pęknięć próbek po próbie rozciągania.

Na przełomie próbki nr 3 o orientacji „L” zgrzewanej metodą FSW (por. rys. 7.7) zaobserwowano przebarwienie znajdujące się na jej brzegu (rys. 7.25). Próbka ta uległa

Akademia Górniczo Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

zerwaniu przy wartości odkształcenia εf = 0,13, a granica wytrzymałości doraźnej Rm wynosiła 197 MPa czyli o ok. 8% mniej niż pozostałych próbek dla tej orientacji i prędkości zgrzewania. Z tego powodu przełom tej próbki poddano analizie fraktograficznej na mikroskopie skaningowym w połączeniu ze spektralną analizą składu chemicznego.

Rys. 7.25 Przełom próbki zgrzewanej z prędkością 80 mm/min z widocznym przebarwieniem.

Zdjęcie analizowanego fragmentu przełomu w obrębie którego znajdowało się wspomnianeprzebarwieniepokazanonarys. 7.26. Analizieskładuchemicznegopoddano obszary oznaczone numerami 1 ÷ 4. Widma EDS składu chemicznego wyznaczone w obrębie poszczególnych obszarów oraz ilościowe zestawienia zawartości wykrytych pierwiastków przedstawiono odpowiednio na rys. 7.27 – 7.30.

Rys. 7.26 Obraz z mikroskopu skaningowego obszaru z występującym przebarwieniem.

Akademia Górniczo Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

Pierwiastek Linia Intensywność (c/s) Błąd 2-sig Zawartość atomowa %

Zawartość procentowa

Jednostka

Fe Ka 12,58 0,712 4,572 4,040 wt.% Cu Ka 154,71 2,157 95,428 95,960 wt.% 100,000 100,000 wt.% Suma

Rys. 7.27 Widmo EDS składu chemicznego wyznaczone w obszarze nr 1 (rys. 7.26) oraz ilościowe zestawienie wykrytych pierwiastków

Pierwiastek Linia Intensywność (c/s) Błąd 2-sig

Zawartość atomowa %

Zawartość procentowa Jednostk a

Fe Ka 11,34 0,839 2,118 1,866 wt.% Cu Ka 306,12 3,066 97,882 98,134 wt.% 100,000 100,000 wt.% Suma

Rys. 7.28 Widmo EDS składu chemicznego wyznaczone w obszarze nr 2 (rys. 7.26) oraz ilościowe zestawienie wykrytych pierwiastków

Fe Ka 13,29 0,759 3,720 3,284 wt.%

Cu Ka 202,01 2,469 96,280 96,716 wt.% 100,000 100,000 wt.% Suma

Rys. 7.29 Widmo EDS składu chemicznego wyznaczone w obszarze nr 3 (rys. 7.26) oraz ilościowe zestawienie wykrytych pierwiastków.

Pierwiastek Linia Intensywność (c/s) Błąd 2-sig

Jednostka

Fe Ka 6,51 0,736 1,167 1,027 wt.%

Cu Ka 320,41 3,140 98,833 98,973 wt.% 100,000 100,000 wt.% Suma

Rys. 7.30 Widmo EDS składu chemicznego wyznaczone w obszarze nr 1 (rys. 7.26) oraz ilościowe zestawienie wykrytych pierwiastków.

Pierwiastek Linia Intensywność (c/s) Błąd 2-sig Zawartość atomowa %

Zawartość procentowa Jednostka

Zawartość atomowa %

Zawartość procentowa

Widmo EDS, które jest zależnością liczby zliczeń w funkcji energii promieniowania dało możliwość identyfikacji pierwiastków wchodzących w skład badanego przełomu.

Z otrzymanych wyników (rys. 7.27 ÷ 7.30) wynika, że w składzie materiału zgrzeiny występujepewnazawartośćżelaza.Możebyćto spowodowaneprzedostaniem siępewnej ilości zanieczyszczeń do obszaru zgrzewania lub zużyciem narzędzia zgrzewającego. Największą zawartość żelaza zaobserwowano w obszarach 1 i 3 (rys. 7.28 i 7.29), wynosi ona odpowiednio 4,04% i 3,284% składu badanej próbki materiału. Są to miejsca gdzie zaobserwowano charakterystyczne przebarwienie (rys. 7.26) Dwa pozostałe obszary znajdowały się na granicy przebarwienia i w nich też stwierdzono mniejszą ilość pierwiastka żelaza w składzie materiału.

Lokalne zanieczyszczenia występujące w złączu zgrzewanym FSW mogą być przyczyną inicjacji pęknięć na granicach ziaren, które pod wpływem wzrostu obciążenia propagują tworząc makro pęknięcie a w dalszym etapie prowadzą do zniszczenia danego elementu konstrukcyjnego.

7.3 Wyniki badań zmęczeniowych

Badania zmęczeniowe przeprowadzono na dwóch rodzajach próbek, tj. próbek litych z rodzimego materiału nieobrobionych cieplnie oraz próbek ze złączem FSW. Próbki te podobnie jak w przypadku badań statycznych zostały wykonane w dwóch orientacjach, wzdłużnej (L) i poprzecznej (T), tj. tak by kierunek obciążenia był odpowiednio równoległy i prostopadły względem kierunku walcowania blach W każdym przypadku wykonane zgrzeiny były prostopadłe do kierunku obciążenia.

Wyniki badań zmęczeniowych próbek litych dla obydwu orientacji zestawiono w tabeli 7.12 a porównanie w postaci krzywych S-N zamieszczono na rysunku 7.31

Tabela. 7.12. Wyniki badań zmęczeniowych próbek litych

próbki

1

Wzdłużna 0 220 110 0 22,000 11,000 11,000 431 816

2 Wzdłużna 0 240 120 0 24,000 12,000 12,000 24 863

3 Wzdłużna 0 230 115 0 23,000 11,500 11,500 124 611

4

Poprzeczna 0 230 115 0 23,069 11,535 11,535 37 323

5 Poprzeczna 0 220 110 0 22,000 11,000 11,000 219 099

6 Poprzeczna 0 210 105 0 21,252 10,626 10,626 470 832

125

120

S a [MPa] Nf (log)

115

110

105

y = 163,3497x-0,0303 R² = 0,9924 y = 165,0908x-0,0340 R² = 0,9444 100

130 10 000 100 000 1 000 000

Orientacja L Orientacja T Potęg. (Orientacja L) Potęg. (Orientacja T)

Rys. 7.31. Wykres S-N próbek litych..

Jakwidaćpróbki obciążanenakierunkupoprzecznym dokierunkuwalcowaniablach wykazują się niższą trwałością zmęczeniową przy tej samej amplitudzie naprężenia ( Sa = 110 i 115 MPa) niż próbki o orientacji wzdłużnej (rys. 7.32).

Pęknięcie z widocznymi prążkami zmęczeniowymi, które są śladem po kolejnych położeniach frontu szczelinyzmęczeniowej, zaobserwowano jedynie w przypadku jednej z badanych próbek litych z materiału rodzimego, która uległa zniszczeniu po Nf = 431 816 cykli. Pozostałe próbki pękały bez widocznych prążków.

Liczba cykli do zniszczenia

0 50 000 100 000 150 000 200 000 250 000 300 000 350 000 400 000 450 000 500 000 110 115

Wartość amplitudy naprężenia nominalnego

Orientacja L Orientacja T

Rys. 7.32 Porównanie dwóch konfiguracji w odniesieniu do wytrzymałości zmęczeniowej próbek litych Parametry obciążenia oraz wyniki badań zmęczeniowych próbek ze zgrzeiną FSW zestawiono w tabelach 7.13 i 7.14, odpowiednio dla konfiguracji wzdłużnej i poprzecznej. Badania te prowadzono przy obciążeniu odzerowo-tętniącym o poziomie naprężenia maksymalnego Smax=160 MPa. W jednym tylko przypadku wykonano wstępne badanie przy naprężeniu Smax=180 MPa. Jedna z badanych próbek (próbka nr 1 – tabela 7.13) uległa statycznemu zniszczeniu w pierwszym półcyklu obciążenia (Nf=0.5), przy naprężeniu niższym od założonego poziomu naprężenia maksymalnego (142.9 MPa).

W przypadku badań zmęczeniowych próbek ze złączem FSW o orientacji wzdłużnej najwyższe trwałości a jednocześnie najbardziej powtarzalne wyniki uzyskano w przypadku próbek zgrzewanych z prędkością 60 mm/min (tab. 7.13). W przypadku pozostałych dwóch prędkości (40 mm/min oraz 80 mm/min) wyniki te cechowały duże rozbieżności.

Tabela. 7.13. Wyniki badań zmęczeniowych próbek ze złączem FSW o orientacji wzdłużnej

1 0 142,946 - 0 12,951 - - 0.5 80 2 0 160,000 80 0 14,720 7,360 7,360 17 595 3 0 180,000 90 0 16,920 8,460 8,460 28 708 4 0 160,000 80 0 14,720 7,360 7,360 152 755 60 5 0 160,000 80 0 15,104 7,552 7,552 127 161 6 0 160,000 80 0 14,727 7,364 7,364 128 598 7 0 160,000 80 0 15,976 7,988 7,988 105 158 40 8 0 160,000 80 0 16,200 8,100 8,100 12 086 9 0 160,000 80 0 16,128 8,064 8,064 19 098

Przy amplitudzie naprężenia Sa=80 MPa, średnia trwałość zmęczeniowa próbek o orientacji wzdłużnej zgrzewanych z prędkością Vg=60 mm/min wynosiła 136171 cykli, czyli o ponad 65% więcej niż w przypadku prędkości 40 mm/min i o 89% więcej niż dla prędkości 80 mm/min (rys. 7.33).

Liczba cykli do zniszczenia

160 000

140 000

120 000

100 000

80 000

60 000

40 000

20 000

180 000 A40 A60 A80

136171 15435 0

45 447

Prędkość zgrzewania

Rys. 7.33 Wpływ liniowej prędkości zgrzewania na wytrzymałość zmęczeniową próbek ze złączem FSW o orientacji wzdłużnej.

Próbki ze spoinami FSW o orientacji poprzecznej odznaczają się bardziej powtarzalnymi wynikami dla każdej z prędkości zgrzewania (tab. 7.14). W tym przypadku różnica pomiędzy wartościami średnimi próbek o najniższej i najwyższej trwałości wynosi 22% (rys. 7.34). W odróżnieniu od próbek o orientacji wzdłużnej

Górniczo Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

najwyższą trwałością spośród próbek o orientacji poprzecznej charakteryzują się próbki zgrzewane z prędkością 80 mm/min. Z kolei prędkość 60 mm/min, która pozwalała osiągnąć najwyższą trwałość dla próbek „L”, w przypadku orientacji „T” wiąże się z najniższą trwałością. Mimo to, porównując obydwie konfiguracje, należy jednak uznać, że właśnie prędkość zgrzewania Vg=60 mm/min jest najbardziej korzystna spośród rozważanych, ze względu na największą powtarzalność wyników obserwowanych trwałości zmęczeniowych W przypadku prędkości 60 mm/min różnica średnich trwałości dla obu konfiguracji próbek wynosiła zaledwie 3%, podczas gdy dla prędkości 40 mm/min średnia trwałość przy konfiguracji poprzecznej była ponad trzykrotnie większa, a dla prędkości 80 mm/min ponad dziesięciokrotnie większa, w porównaniu z konfiguracją wzdłużną.

Tabela. 7.14. Wyniki badań zmęczeniowych próbek ze złączem FSW o orientacji poprzecznej

10 0 160,000 80 0 15,383 7,692 7,692 192719 80 11 0 160,000 80 0 15,200 7,600 7,600 180923 12 0 160,000 80 0 15,552 7,776 7,776 133776 13 0 160,000 80 0 15,560 7,780 7,780 96199 60 14 0 160,000 80 0 15,400 7,700 7,700 136201 15 0 160,000 80 0 15,264 7,632 7,632 162951 16 0 160,000 80 0 15,375 7,688 7,688 149984 40 17 0 160,000 80 0 15,528 7,764 7,764 155993 18 0 160,000 80 0 14,695 7,348 7,348 125588

Liczba cykli do zniszczenia

200000

150000

100000

50000

250000 B40 B60 B80

169139 0

143855 131784

Prędkość zgrzewania

Rys. 7.34 Wpływ liniowej prędkości zgrzewania na wytrzymałość zmęczeniową próbek ze złączem FSW o orientacji poprzecznej.

7.4 Mikrostruktura złącza

Analizie mikrostruktury złącza poddano próbkę pobraną ze zgrzeiny FSW wykonanej z prędkością zgrzewania 80 mm/min. Badania przeprowadzono w trzech wzajemnie prostopadłych kierunkach na przekrojach poprzecznych zgrzeiny i na przekroju prostopadłym do osi narzędzia zgrzewającego. Zdjęcie ma rys. 7.35. przedstawia makrostrukturę złącza w przekroju prostopadłym do kierunku zgrzewania. Widoczny jest charakterystyczny ślad zgrzeiny odpowiadający średnicy trzpienia mieszającego. Lewa część zdjęcia odpowiada strefie natarcia i charakteryzuje się wyraźną granicą pomiędzy strefą wpływu ciepła a obszarem oddziaływania termo-mechanicznego. Natomiast w przypadku strefy spływu (część prawa zdjęcia) granica pomiędzy zgrzeiną a strefą wpływu ciepła jest rozmyta.

Rys. 7.35 Mikrostruktura złącza FSW. Próbka wykonana w przekroju poprzecznym zgrzeiny. Na rys. 7.36 – 7.38 przedstawiono zdjęcia zgładów metalograficznych próbek pobranych z różnych stref zgrzeiny w płaszczyźnie jej przekroju poprzecznego. Ziarna z jakich zbudowany jest materiał rodzimy mają wielkość ok. 70 μm (rys. 7.36). Obszar strefy wpływu ciepła posiada ziarna o największych rozmiarach wynoszących ok. 90 μm (rys. 7.37). Wpływa to na zmniejszenie twardości materiału (por. rys. 7.1) oraz jego właściwości wytrzymałościowych. Wyniki badania ukazują również drobnoziarnistą budowę jądra zgrzeiny, która składa się z bardzo małych ziaren o wielkości ok. 10 μm (rys.7.38).

Akademia Górniczo Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

Rys. 7.36 Mikrostruktura materiału rodzimego obserwowana w płaszczyźnie przekroju poprzecznego zgrzeiny

Akademia Górniczo Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

Rys. 7.37 Mikrostruktura strefy wpływu ciepła obserwowana w płaszczyźnie przekroju poprzecznego zgrzeiny

Rys. 7.38 Mikrostruktura jądra zgrzeiny obserwowana w płaszczyźnie przekroju poprzecznego zgrzeiny

Na rysunkach 7.39 ÷ 7.41 zamieszczono z kolei zdjęcia zgładów metalograficznych próbek pobranych z różnych stref zgrzeiny w płaszczyźnie prostopadłej do osi narzędzia Podobnie jak w płaszczyźnie poprzecznej zgrzeiny największe ziarna zaobserwowano w strefie wpływu ciepła, natomiast najdrobniejszą mikrostrukturę posiada jądro zgrzeiny. Drobnoziarnista budowa jądra zgrzeiny odpowiada za większą twardość w tym obszarze a także za lepsze właściwości wytrzymałościowe.

Akademia Górniczo Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

Rys. 7.39 Mikrostruktura materiału rodzimego obserwowana w płaszczyźnie prostopadłej do osi narzędzia.

Akademia Górniczo Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

Rys. 7.40 Mikrostruktura strefy wpływu ciepła obserwowana w płaszczyźnie prostopadłej do osi narzędzia

Rys. 7.41 Mikrostruktura jądra zgrzeiny obserwowana w płaszczyźnie prostopadłej do osi narzędzia

Przekrójprostopadłydopowierzchni próbki i równoległydolinii zgrzewania(rys. 7.42)ukazujenamwarstwowąbudowęzłącza(rys.7.43).Obszaryciemniejszeoznaczone nr 1 posiadają mikrotwardość HV 0,01 równą 36 ± 5, natomiast obszary jaśniejsze o nr 2 mają mikrotwardość wynoszącą około 46 ± 3 HV 0,01.

Rys. 7.42 Płaszczyzna wykonania zgładu do badań mikrostruktury pokazanej na rys. 7.43

Rys. 7.43 Mikrostruktura zgrzeiny w płaszczyźnie równoległej do kierunku zgrzewania.

Akademia Górniczo Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

8

Dyskusja i posumowanie wyników

Podczas procesu zgrzewania FSW w materiale na skutek odkształcenia plastycznego, mieszania materiału oraz gradientu temperatury powstaje kilka różniących się od siebie stref, które mają wpływ na późniejsze właściwości mechaniczne złącza. Ich budowa jest powiązana z parametrami technologicznymi procesu oraz geometrią narzędzia. W niniejszej pracy przedstawiono zależność pomiędzy wspomnianymi właściwościami wytrzymałościowymi a jednym z parametrów procesu, którym była liniowa prędkość zgrzewania. Zgrzeiny doczołowe blach miedzi Cu-ETP wykonywane zostały z prędkościami 40, 60 oraz 80 mm/min. Prędkość obrotowa narzędzia oraz siła docisku nie zmieniały się podczas przebiegu procesu łączenia blach, a otrzymane złącza były wolne od niezgodności spawalniczych. Wykonane badania mikrostrukturalne ujawniły charakterystyczną dla tej metody zgrzewania budowę złącza. Powstała asymetria w kształcie i wielkości poszczególnych stref (rys. 7.34) spowodowana jest złożeniemruchu obrotowego oraz ruchuliniowego narzędzia.Ta asymetria widocznajest także w wynikach otrzymanych mikrotwardości, gdzie strefa wpływu ciepła występująca po stronie natarcia charakteryzuje się nagłym spadkiem twardości, w przeciwieństwie do SWC po stronie spływu, której profil twardości ma łagodniejszy przebieg. Różnice w profilachtwardości dlaposzczególnychprędkości zgrzewaniawynikajązenergiijakajest dostarczana do obszaru mieszania. I tak dla większych wartości posuwu energia ta jest mniejsza co ma odzwierciedlenie w wyższej twardości jadra zgrzeiny, a przy mniejszych posuwach energia ta wzrasta co powoduje obniżenie twardości materiału. Na zmiany w budowie mikrostrukturalnej ma wpływ historia cieplno-plastyczna poszczególnych obszarów. Mikrostruktura w strefie zmieszania charakteryzuje się budową o wielkości ziarna około 10 μm (rys. 7.37). Ponieważ w czystej miedzi w temperaturach przekraczających temperaturę rekrystalizacji ziarna ulegają rozrostowi, toteż na drobnoziarnistą budowę strefy zmieszania jedyny wpływ ma odkształcenie plastyczne. Nie wpływa to jednak znacząco na poprawę twardości, która jest niższa od twardości materiału rodzimego. Silne wymieszanie materiału i duże odkształcenie plastyczne poprawiają właściwości mechanicznestrefyzmieszanianaskutekblokowaniamożliwość swobodnego przemieszczaniasiędyslokacji wpłaszczyznach poślizgu.W obszarzegdzie oddziałuje jedynie temperatura jaka jest generowana podczas pracy narzędzia, czyli w strefie wpływu ciepła ziarna są dużo większe (ok. 90 μm) co wpływa na niższe wartość twardości w porównaniu do materiału rodzimego. Granica wytrzymałości na rozciąganie

Górniczo Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

próbekzgrzewanychjest ook. 16%niższaodwytrzymałości narozciąganie próbek litych jednak wartości te są znacznie wyższe niż w przypadku spoin otrzymanych metodą tradycyjnego spawania. Wszystkie badane zgrzeiny charakteryzują się również bardzo dobrą plastycznością, której wartości są zbliżone do wartości otrzymywanych dla próbek litych bez obróbki cieplnej.

Przeprowadzone badania na próbkach ze zgrzeiną otrzymanych przy różnych prędkościach liniowych zgrzewania wykazały pewne różnice w otrzymywanych wynikach. Uzyskane złącza zgrzewane z prędkością 40 mm/min charakteryzowały się najwyższymi wartościami Rm i R0,2 w obydwu orientacjach badanych próbek. Można także zauważyć pewną zależność właściwości wytrzymałościowych od orientacji wykonywanej zgrzeiny, gdzie dla próbek wycinanych poprzecznie do kierunku walcowania parametry te posiadają wyższe wartości. Zależność ta występuje także w przypadku próbek litych co jest związane z procesem wytwórczym blach i ich budową mikrostrukturalną.

Obciążenie jakie może zostać przeniesione przez złącze FSW wynosi 84% nośności materiału litego. Na sporządzonych porównawczych wykresach rozciągania (rys. 7.19 i 7.20) można zauważyć znaczący spadek granicy plastyczności w stosunku do próbek litych ze stanu dostawy. Jest to efekt działania wysokiej temperatury w obszarze zgrzewania i rekrystalizacją ziaren. Jak wykazano w rozdziale 7.2.1 próbki lite poddane wyżarzaniu odznaczają się podobnymi wartościami wytrzymałości doraźnej co próbki zgrzewane metodą FSW. Odkształcenie A5 próbek po obróbce cieplnej jest większe o ok. 30% od próbek FSW jest to jednak efektem zmiany struktury w całej próbce litej, natomiast w przypadku próbek zgrzewanych obszar ten jest zawężony tylko do strefy gdzie oddziaływało ciepło generowane podczas procesu (por. rys. 7.24). Zastanawiający jest także fakt, iż granica plastyczności R0,2 w przypadku próbek zgrzewanych FSW maleje wraz ze wzrostem liniowej prędkości zgrzewania. Zjawisko to powtarza się niezależnie od orientacji badanych próbek. W teorii wraz ze wzrostem prędkości zgrzewania i stałych obrotach narzędzia ilość energii jaka jest doprowadzana do układu maleje, a więc temperatura jaka oddziałuje na materiał jest także niższa, co powinno się przełożyć na wyższe wartości granicy plastyczności. W celu poznania mechanizmu powstawaniatej sprzeczności niezbędnesąkolejne badania przeprowadzone dlawiększej ilości badanych prędkości zgrzewania.

Na podstawie otrzymanych wyników dla złączy blach miedzianych o gatunku CuETP można stwierdzić, że zgrzewanie tarciowe z mieszaniem materiału zgrzeiny

Górniczo Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

charakteryzuje się lepszymi parametrami wytrzymałościowymi i plastycznymi w stosunku do spoin otrzymaną techniką TIG (por. tab. 7.10). Wytrzymałość doraźna próbek FSW jest o ok. 30% wyższa niż próbek spawanych, a w przypadku odkształcenia A5 różnica ta wynosi 68%.

Próbki zgrzewane tarciowo z mieszaniem materiału zgrzeiny z racji swojej niejednorodnej budowy mikrostrukturalnej charakteryzują się niższymi trwałościami zmęczeniowymi niż próbki lite. Nie mogą być one także poddane tak wysokim obciążeniom cyklicznym jak próbki bez zgrzeiny co sprawia, ze ich zastosowanie w konstrukcjach gdzie takie obciążenia występują jest ograniczone. Niemniej wymagane są dalsze badania, które pozwolą zaprojektować złącze o wyższych parametrach zmęczeniowych.

Bazując na wynikach badań statycznych oraz zmęczeniowych można stwierdzić, że przy zastosowanej geometrii narzędzia i jego prędkości obrotowej prędkość zgrzewania wynosząca 60 mm/min jest najkorzystniejsza pod względem właściwości mechanicznych. Wartości poszczególnych parametrów wytrzymałościowych oraz trwałości zmęczeniowej dla obydwu orientacji wycinania próbek w przypadku tej prędkości zgrzewania różnią się w minimalnym stopniu (por. pkt. 7.2.2 i 7.3), pozwalając na wykonywanie zgrzein o powtarzalnych właściwościach wytrzymałościowych w dowolnej konfiguracji względem kierunku walcowania bez utraty nośności złącza

9 Wnioski końcowe

Na podstawie dokonanego w pracy przeglądu danych literaturowych oraz przedstawionych wyników badań i analiz sformułować można następujące wnioski:

1. Zgrzewanie FSW jest stosunkowo nową, lecz coraz częściej stosowaną technologią spajania metali wykazującą liczne zalety w porównaniu z technikami dotąd stosowanymi. Wciąż wymaga ona jednak lepszego poznania w zakresie towarzyszących jej zjawisk fizycznych, możliwości wykorzystania, właściwości wykonanych przy jej użyciu obiektów i wpływu na te właściwości parametrów procesu.

2. Właściwości mechaniczne połączeń zgrzewanych metodą FSW mocno zależą m.in. od parametrów technologicznych procesu zgrzewania. Niewłaściwy dobór tych parametrów prowadzi do uzyskania gorszych parametrów wytrzymałościowych połączenia a w skrajnych przypadkach do powstania w obrębie zgrzeiny widocznych gołym okiem, bądź ukrytych wad w postaci nieciągłości materiałowych.

3. Będące przedmiotem badań blachy miedziane Cu-ETP w stanie dostawy charakteryzują się niewielką anizotropią właściwości wytrzymałościowych; doraźna wytrzymałość na rozciąganie była w kierunku poprzecznym o 3,5 % wyższa niż w kierunku zgodnym z kierunkiem walcowania blach. W tym stanie, dzięki zgniotowi na zimno materiał ten posiada granicę plastyczności blisko siedmiokrotnie wyższą w porównaniu z materiałem po wyżarzeniu.

4. Przy zastosowanej geometrii narzędzia i założonej jego prędkości obrotowej dla każdej z trzech wstępnie dobranej wartości liniowej prędkości zgrzewania (40, 60 i 80 mm/min) otrzymywano spoiny o wizualnie dobrych cechach, tj. bez znacznych karbów i widocznych nieciągłości materiałowych.

5. Charakterystyczne strefy, z których jest zbudowane złącze zgrzewane FSW, posiadają różną mikrotwardość. Największą wartość tego parametru wykazuje jądro zgrzeiny próbek wykonanych z prędkością 80 mm/min i jest ona o ok. 11% niższa od mikrotwardości materiału rodzimego.

6. Próbki wykonane z prędkościami 60 i 40 mm/min odznaczają się niższą mikrotwardością jądra zgrzeiny w stosunku do próbek zgrzewanych z posuwem 80 mm/min o odpowiednio 2 HV0.025 i 3 HV0.025. Złącze zgrzewane z prędkością 80

mm/min wykazuje przy tym minimalną asymetrię w profilu twardości, czego nie zaobserwowano w profilach sporządzonych dla pozostałych prędkości.

7. Wyznaczone profile twardości dobrze korespondują z wielkościami ziaren obserwowanymi w poszczególnych strefach złącza FSW.

8. Badane próbki blach miedzianych zgrzewanych metodą FSW, bez względu na zastosowaną prędkość posuwu narzędzia a także bez względu na kierunek obciążenia, charakteryzują się niższymi parametrami wytrzymałościowymi w porównaniu z materiałem rodzimym. Próbki połączeń zgrzewanych w stosunku do próbek litych z materiału rodzimego średnio charakteryzowały się nośnością niższą o ok. 26% i granicą plastyczności niższą o ponad 60%. Tak duży spadek granicy plastyczności w próbkach zgrzewanych związany jest z rekrystalizacją miedzi w strefie wpływu ciepła wokół zgrzeiny.

9. Próbki zgrzewane metodą FSW wykazywały podobną nośność statyczną jak próbki z rodzimego materiału poddane wcześniejszemu wyżarzaniu. W porównaniu z danymi literaturowymi na temat połączeń wykonanych metodą TIG próbki zgrzewane tarciowo wyróżniały się wyraźnie wyższą granicą plastyczności (średnio o 67%) oraz wytrzymałością na rozciąganie (o blisko 30%).

10. Pękaniepróbekpodczas statycznej próbyrozciąganiawystępowało wzgrzeinietylko po stronie spływu, co może być związane z miejscem gdzie łącza się dwie strugi przepływającego materiału, która pierwsza pochodzi od wieńca opory a druga od trzpienia mieszającego. Świadczy to o niesymetrycznych właściwościach mechanicznych zgrzeiny FSW.

11. Zaobserwowano, że próbki połączeń wykonane przy różnych prędkościach zgrzewania metodą FSW wykazują generalnie lepsze własności wytrzymałościowe przy obciążeniu prostopadłym do kierunku walcowania blach, tj. w przypadku gdy oś zgrzeiny jest zgodna z tym kierunkiem.

12. Można uznać, że przy użytej geometrii narzędzia i założonej jego prędkości obrotowej, spośród trzech rozważanych prędkości zgrzewania, prędkość wynosząca 60 mm/min jest najkorzystniejsza zarówno z punktu widzenia statycznych jak i zmęczeniowych właściwości wytrzymałościowych złącza. Przemawiają za tym, relatywnie, wysokie a przede wszystkim najbardziej powtarzalne statyczne parametry wytrzymałościowe i trwałości zmęczeniowe obserwowane dla obydwu orientacji próbek połączeń FSW zgrzewanych z tą prędkością.

10 Literatura

1. Angres J., Bryś S., Goćkowski S., i inni, Poradnik spawalniczy, praca zbiorowa S. Rudowski (red.), Warszawa, WNT 1970.

2. Ambroziak A., Zgrzewanie tarciowe materiałów o różnych właściwościach, Wrocław, Oficyna Wydawnicza Politechniki Wrocławskiej 2011

3. Mishra R. S., Mahoney M. W., Friction stir welding and processing, Ohio, ASM International 2007

4. Mroczka K., Charakterystyka mikrostruktury i właściwości zgrzein FSW wybranychstopówaluminium, Kraków, Wydawnictwo Naukowe UP 2014

5. Jau-Wen L., Hsi-Cherng C., Ming-Hsiu W., Comparsion of mechanical properties of pure copper welded using friction stir welding and tungsten inert gas welding, Journal of Manufacturing Processes, 2014, vol. 16, pp. 296-304.

6. Wesołowski K., Metaloznawstwoiobróbkacieplna, Warszawa, WNT 1978

7. Rudnik S., Metaloznawstwo, Warszawa, PWN 1998

8. Copper Alloys Knowledge Base, dostępny: http://www.conductivity-app.org/ (odwiedzona 12.03.2016)

9. Jarzębski R., Trześniewski K., Szczepański P., Bartkiewicz Z., Kalandyk W., Budek W., Spawalnośćmiedziijejstopów;część1, Projektowanie i Konstrukcje Inżynierskie, 2014, nr 87.

10. Technologie łączenia materiałów – lutowanie, http://metale24.pl/Wiadomości/Technologie-łączenia-materiałów-lutowanie16176.html, (odwiedzona 13.03.2016)

11. Lutowanie próżniowe, lutowanie w atmosferze gazów ochronnych, lutowanie w wysokich temperaturach, http://www.listemann.com/pl/uslugi/lutowanie.html, (odwiedzona 13.03.2016)

12. Spawanie łukiem elektronowym, http://www.listemann.com/pl/uslugi/spawanielukiem-elektronowym.html, (odwiedzona 13.03.2016)

13. Proces spawania elektronowego, http://metale24.pl/Wiadomości/Processpawania-elektronowego-16177.html, (odwiedzona 13.03.2016)

14. Castner H., Dralle C. W., Fuerstenau C. E., Holliday D. B., Holsberg P. W., Medley D., et al., Welding copper and copper alloys, Miami, American Welding Society 1997

15. Schwartz M., Innovations in materials, manufacturing, fabrication and environmental safety, Boca Raton, CRC Press 2011

16. PtakW.,Tabor A., Metodyocenyjakościwyrobówmetalowych,Kraków, Oficyna Wydawnicza Politechniki Krakowskiej 2008

17. Mohan R., Rajesh N. R., Kumar S., Finite element modeling for maximum temperature in friction stir welding of AA 1100 and optimization of process parameter by Taguchi method, International Journal of Research in Engineering and Technology, 2014, Vol. 03, pp. 728-733.

18. Mijajlovic M., Milcic D., Analytical model for estimating the amount of heat generated during Friction stir Welding: application on plates made of aluminium alloy 2024 T351, Welding Processes , R. Kovacevic (Ed.), InTech, 2012, pp. 247274.

19. Pietras A., Węglowska A., Uruchomienieprodukcjiteowychszynprzewodzących zgrzewanych za pomocą nowej technologii zgrzewania elementów wysokoprądowych Sprawozdanie z pracy badawczej nr S2, Gliwice, Instytut Spawalnictwa 2013.

20. Pietras A., Węglowska A., Uruchomienieprodukcjiteowychszynprzewodzących zgrzewanych za pomocą nowej technologii zgrzewania elementów wysokoprądowych Sprawozdanie z pracy badawczej nr S1, Gliwice, Instytut Spawalnictwa 2013.

21. Asadi P., Besharati Givi M.K., Akbari M., Microstructural simulation of friction stir welding using a cellular automaton method: a microstructure prediction of AZ91 magnesium alloy, International Journal of Mechanical and Materials Engineering, 2015, 10:20, doi: 10.1186/s40712-015-0048-5

22. Ronneteg U., Bertovic M., Pavlovic M., Gryback T., Reliability Studies, a Tool in the NDT Development for the Canister for the Swedish Spent Nuclear Fuel, 11th European Conference on Non-Destructive Testing, Praga, Czechy, 2014

23. Kopyściański M., Mikrostruktura i własności mechaniczne połączeń stopu Al.Zn-Mg-Cu modyfikowanego Sc wykonanych metodą zgrzewania tarciowego z mieszaniem materiału zgrzeiny, Rozprawa doktorska, Akademia Górniczo –Hutnicza, Kraków, 2013

24. Hebda M., Analiza próbek zgrzewanych tarciowo. Weryfikacja możliwości aplikacyjnych nieniszczących metod badawczych w celu oceny jakości

Górniczo Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

wytwarzanych produktów. Sprawozdanie z projektu "Innowacyjność szansą na rozwójmałopolskichprzedsiębiorstw", Kraków 2015

25. PN-EN ISO 6507-1, Metale. Pomiar twardości sposobem Vickersa. Metoda badań, 2007.

26. PN-EN 10002-1+AC1, Metale. Próba rozciągania. Metoda badania w temperaturze otoczenia, 1998.

Akademia

Załącznik A

Charakterystyka miedzi elektrolitycznej Cu-ETP dostarczona przez firmę KME

Resistant to:

Atmospheric corrosion: formation of the a greenish protective patina due to the formation of copper basic salts (such sulphates, chlorides in marine environment, nitrates and carbonates). Cu-ETP is showing a good resistance in in natural atmosphere.

Industrial and drinking water, aqueous and alkaline solutions (excluding aqaueous solutions containing cyanides, halgens, ammonia), pure water vapour (steam), non oxidizing acids (without oxygen in solution), neutral saline solutions.

Material can be heat-treated in reducing atmosphere.

Practically resistant against stress corrosion cracking

Not resistant to:

Oxidising acids, solutions containing cyanides, ammonia or halogens, hydrosulfide, seawater. * For more details call our technical

Bending test according to EN ISO 7438 is done with 10 mm wide samples. Smaller samples in general – as well as lower thickness – allow a lower bending radius without cracks. If needed we supply bending optimized temper classes that far exceed standard quality.

Please take care when comparing with ASTM E 290 results, there the bend definition direction is contradictory.

Bending Definition

Bending of 5 mm thickness

Bending test with R240 in 5 mm thickness showed crack free bending at R/T ≥ 0.35 for 90° and 180° bending in parallel and transverse direction.

KME 100 Industrial Rolled

Sanitary and Antimicrobial Properties

Copper has been recognised as a hygienic material since the dawn of civilisation and, in the last two centuries, the anecdotal evidence has been supported by scientific research showing that copper is antimicrobial, i.e. it inhibits the growth of harmful pathogensbacteria, moulds, algae, fungi and viruses. Due to its high copper content of about 99% Cu-ETP provides the full antimicrobial properties of copper to inhibit the growth of bacteria, viruses and fungi which are in contact for a short period of time on copper containing surfaces.

Copper surfaces have sanitizing properties and self-sanitizing activity that make it attractive for hygienic and sanitary use e.g. in hospitals, nursing homes and other healthcare facilities or public buildings. The effect has been verified in recent scientific studies on a range of disease-causing organisms including MRSA, Clostridium difficile, E.coli, Listeria monocytogenes, Influenza A (H1N1) and Aspergillus niger

Picture: Copper coin (Irish penny) on an agar plate with cells of E. coli bacteria For more details please contact our technical service

R360 at 300°C R290 at 500°C R360 at 250°C

After short time heat treatment Vickers Hardness is measured. The diagram shows typical values.

Bend Fatigue (at room temperature)

The fatigue strength gives an indication about the resistance to variations in applied tension. It is measured under symmetrical alternating load. The maximum bending load for 107 load cycles without crack is measured. Dependent on the temper class it is approximately 1/3 of the tensile strength Rm

© Marc Solioz. University of Bern

KME 100 Industrial Rolled

Customized Tolerances

Our products are produced in accordance with relevant norms EN 1652 / EN 1654. Customer specific tolerances for Thickness, Width, Camber, Transverse Flatness, Evenness, Twist and Coil set can be defined. We will be happy to meet your demands. EN 1652 defines only camber.

Thickness Tolerance

Thickness

Range [mm]

EN 1652 ≤350 mm [mm]

KME Standard [mm]

KME Precision [mm]

0.10 .. 0.20 ±0.018 ±0.005 ±0.004

0.21 .. 0.30 ±0.022 ±0.007 ±0.005 0.31 .. 0.40 ±0.025 ±0.015 ±0.006 0.41 .. 0.50 ±0.030 ±0.015 ±0.008 0.51 .. 0.60 ±0.040 ±0.017 ±0.010 0.61 .. 0.70 ±0.040 ±0.020 ±0.010 0.71 .. 0.85 ±0.040 ±0.022 ±0.012

0.86 .. 1.30 ±0.050 ±0.025 ±0.015 1.31 .. 2.00 ±0.060 ±0.030 ±0.020 2.01 .. 3.00 ±0.070 ±0.045 ±0.025 3.00 .. 4.00 ±0.100 ±0.050 ±0.025 4.00 .. 6.00 ±0.120 ±0.060 ±0.030

KME 100 Rolled Products

Formats

Dimension*

Coil Strip thickness (other thicknesses on request) Strip width

Outside diameter Weight (Standard) Weight (Deep-Drawing Quality) Weight per mm

Traverse wound strip

Thickness Width Weight Drums: wood, plastic, metal, flangeless

TECSTRIP® _multicoil

Thickness Width

Inner diameter 300 mm for thickness

Inner diameter 400 mm for thickness Maximum weight Outer diameter maximum

≥ 0.1 .. 6.00 ≥ 3 .. 1,250 ≤ 1,400 ≤ 8,400 ≤ 8,000 ≤ 12.0

≥ 0.2 .. ≤ 1.50 ≥ 8 .. ≤ 60.0 300 .. 1,500

mm mm mm kg kg kg

mm mm kg

0.18 .. 0.80 15 .. 50 0.15 .. 0.80 0.41 .. 0.80 5,000 1,600

mm mm mm mm kg mm

Sheet ≤ 6.35 mm

Thickness Width Length Weight Sheets in standard dimensions e.g. 1,000 x 2,000 mm on stock

Thickness Width Length Weight Sheets in standard dimensions e.g. 1,000 x 2,000 mm

Plate

Thickness Width Length Weight

Disc

Thickness Diameter Weight

* Some combinations might not be possible

0.3 .. 6.35 50 ..1,250 200 .. 6,500 2,800 .. 8,000

mm mm mm kg Sheet > 6.35 mm

6.35 .. 9.50 50 .. 2,450 200 .. 7,500 ≤ 10,000

mm mm mm kg

9.5 .. 150 ≤ 4,500 ≤ 15,000 ≤ 8,000

mm mm mm kg

0.3 .. 150 20 .. 3,100 ≤ 10,000

mm mm kg

KME 100 Industrial Rolled

Contact (alphabetic order per country)

AUSTRIA

KME Austria Vertriebsgesellschaft m.b.H

Postfach 128 1232 Wien

Phone + 43-1-6 16 79 86-0 Fax + 43-1-6 16 79 86-36

E-Mail info-at@kme.com

BELGIUM

N.V. KME Benelux SA

Leuvenbaan 3 1820 Steenokkerzeel

Phone + 32-2-7 20 18 89 Fax + 32-2-7 20 87 80

E-Mail info-benelux@kme.com

FRANCE

KME France S.A.S. 11 bis. rue de l‘Hôtel de Ville 92411 Courbevoie Cedex

Phone + 33 1 478 96-868 Fax + 33 1 466 71-212

E-Mail info@kme.com

GERMANY

KME Germany AG & Co. KG

Klosterstrasse 29 49023 Osnabrück

Phone + 49 541 321-0 Fax + 49 541 321-1366

E-Mail info@kme.com

CHINA GERMANY

KME Metals Shanghai Trading Ltd. Hong Qiao Road 808, Rm A807 20030 Shanghai

Phone + 86 21 644 786 80 Fax + 86 21 644 786 79 E-Mail zhiming.chen@kme.com.cn

KME

SINGAPORE

KME Asia Pte. Ltd. 51 Lorong 17 Geylang #06-01 Superior Industrial Building Singapore 388571

Phone + 65-63 37 86 71 Fax + 65-67 48 22 34 E-Mail info-asia@kme.com

SPAIN

KME Spain S.A. Ctra Sabadell Mollet. km5 Sta. Pertètua de Mogado 08130 Barcelona

Phone + 34 93 547 7090 Fax + 34 93 547 7091

E-Mail info-iberica@kme.com

SWEDEN

KME

Batch C20807-2-1

mechanicaltest nominal actual min. max. min.max. thickness mm 4,83 5,17 5,015,07 width mm 1000 1008 10031005 length mm 2000 2010 20042005 tensilestrength RMN/mm²240 300 259 260 yieldstrength RP0.20N/mm²180 238 249 elongation A5% 15 36 39 hardness *HV 65 95 86,989,4 electricalconductivitym/(Omm²)57 58,158,2

KMEGermanyGmbH&Co.KG Postfach/P.O.B.3320 49023Osnabrück Klosterstrasse29 49074Osnabrück GERMANY

Telefon(0541)321-0 Telefax(0541)321-1366 www.kme.com info@kme.com

KMEGermanyGmbH&Co.KG Sitz/Registergericht: OsnabrückHRA200902 USt.-ID.-Nr.:DE257040788 St.-Nr.66/208/10059

Persönlichhaftende Gesellschafterin: KMEGermanyBet.GmbH Sitz/Registergericht: OsnabrückHRB19014

Geschäftsführer: UlrichBecker(Vors.) EgonMakowiak Aufsichtsratsvorsitzender: Roelf-EvertReins