FSW zavarivanje (pregled istrazivanja - seminarski)

UNIVERZITET U NI[U

MA[INSKI FAKULTET

SEMINARSKI RAD

DOKTORSKE STUDIJE

PREDMET: IZABRANA POGLAVQA IZ ZAVARENIH

KONSTRUKCIJA

Ni{, 2011.

Student:

MScME Marko Risti} 91/09

Profesor:

Dr Vlastimir \oki} red. prof.

Dr Goran Radenkovi} van. prof.

FSW zavarivawe (zavarivawe trewem sa

me{awem) - pregled istraìvawa

Risti} Marko1

Rezime: FSW zavarivawe trewem je relativno nov na~in spajawa

materijala u ~vrstom stawu. Ova tehnika spajawa je energetski

efikasna, ne{kodqiva po okolinu, i prilagodqiva za razli~ite

namene. Konkretno se moè koristiti za spajawe izuzetno ~vrstih

aluminijumskih legura koje se koriste u avioindustriji, kao i drugih

legura metala koje su te{ko zavarqive uz pomo} drugih

konvencionalnih metoda zavarivawa. Kao proces zavarivawa u ~vrstom

stawu, FSW zavarivawem se izbegavaju (ili smawuju) problemi koji se

javqaju kod konvencionalnog zavarivawa topqewem i time se dobijaju

{avovi bez defekata koji imaju dobre karakteristike ~ak i kod

materijala koji generalno nisu predvi|eni za zavarivawe.

U ovom radu izvr{ena je revizija trenutnog stawa tehnike FSW

zavarivawa, kao i trenutnog stawa razumevawa mikrostrukturalnih

promena koje nastaju u zoni me{awa materijala ({avu), i uticaj

parametara zavarivawa na mehani~ke karakteristike {ava.

U posledwih nekoliko godina, vr{ena su istraìvawa sa ciqem

utvr|ivawa promena mikrostrukture tokom FSW zavarivawa; tipi~no

ova istraìvawa su bila fokusirana na materijale sa povr{inski

centriranom re{etkom i zapreminski centriranom re{etkom.

Pokazano je da je razvoj zrnaste strukture u {avu kompleksan proces

koji je pra}en geometrijskom rekristalizacijom, kontinualnom

rekristalizacijom, i pod-deqewem zrna. Tako|e je demonstrirano i

obja{weno da se tok materijala tokom FSW zavarivawa moè opisati

kao prosta deformacija smicawa. Vrlo malo pa`we posve}eno

metalima sa heksagonalno gusto pakovanom re{etkom (HCP) i pored

wihove velike va`nosti u industriji. Ovi materijali obi~no imaju

ograni~en broj nezavisnih sistema klizawa koji ne mogu da obezbede

pogodan neograni~en plasti~ni tok materijala, i to ima zna~ajnog

uticaja na promene u zrnastoj strukturi. Ispitivawe

mikrostrukturalnih promena tokom FSW zavarivawa kod α-titanijuma

je naro~ito izazovno. Tu su specijalni zahtevi za materijalom alata,

visoka optere}ewa alata i visoka reaktivnost titanijuma tokom

procesa zavarivawa, FSW zavarivawe titanijuma je teè nego li FSW

zavarivawe legura aluminijuma ili magnezijuma.

Kqu~ne re~i: FSW zavaraivawe, tok materijala, me{awe materijala,

{av, mehani~ke karakteristike, aluminijum, rekristalizacija

1 Ma{inski fakultet u Ni{u

[email protected]

Izabrana poglavqa iz zavarenih konstrukcija; seminarski rad

Risti} Marko 2

Sadràj

1. Uvod ............................................................................................................................................ 4

2. Parametri procesa kod FSW zavarivawa ............................................................................ 7

2.1. Geometrija alata ............................................................................................................. 7

2.2. Parametri zavarivawa ................................................................................................ 10

2.3. Vrste {avova ................................................................................................................. 11

3. Modelirawe procesa ............................................................................................................ 12

3.1. Tok materijala .............................................................................................................. 12

3.1.1. Tehnika pra}ewa pomerawa markera ........................................................................... 12

3.1.2. Vizuelizacija toka materijala kod FSW zavarivawa primenom razli~itih

materijala .......................................................................................................................... 14

3.1.3. Modelirawe toka materijala i mehanizam spajawa ................................................. 14

3.2. Temperaturna distribucija ....................................................................................... 17

4. Mikrostrukturne promene .................................................................................................. 24

4.1. Jezgro {ava ..................................................................................................................... 24

4.1.1. Oblik jezgra {ava ............................................................................................................ 25

4.1.2. Veli~ina zrna rekristalizacije .................................................................................. 26

4.1.3. Rastvarawe i ogrubqavawe ~estica taloga ................................................................ 29

4.1.4. Struktura ........................................................................................................................... 29

4.2. Termo-mehani~ki pogo|ena zona ............................................................................... 30

4.3. Zona pogo|ena uticajem toplote ............................................................................... 31

5. Osobine FSW {avova ............................................................................................................. 32

5.1. Zaostali naponi ........................................................................................................... 32

5.2. Tvrdo}a ........................................................................................................................... 35

5.3. Mehani~ke karakteristike ........................................................................................ 36

5.3.1. ^vrsto}a i elasti~nost .................................................................................................. 37

5.3.2. Zamor materijala .............................................................................................................. 41

5.4. Mehanizam korozije kod FSW {avova ....................................................................... 42

5.4.1. Karakteristike korozije ................................................................................................ 43

5.4.2. Tretmani za poboq{awe korozione otpornosti ...................................................... 45

6. Problemi vezani za specifi~ne vrste materijala....................................................... 47

6.1. Legure bakra .................................................................................................................. 47

6.2. Legure titanijuma ........................................................................................................ 49

6.2.1. Mikrostrukturalna ispitivawa FSW {ava kod ~istog titanijuma ...................... 50

6.2.2. Ispitivawe uticaja parametara zavarivawa na mikrostrukturu i mehani~ke

karakteristike FSW {avova kod ~istog titanijuma ............................................... 54

6.2.3. Mikrostruktura zone me{awa materijala i weno formirawe kod FSW {avova

legure Ti-6Al-4V ................................................................................................................. 58

6.3. êlici ............................................................................................................................. 61

6.4. Legure magnezijuma ...................................................................................................... 63

6.5. Kompoziti sa metalnom matricom ........................................................................... 66

6.6. Razli~iti metali i wihove legure .......................................................................... 68


Risti} Marko 3

7. Primene FSW zavarivawa .................................................................................................... 72

7.1. Avioindustrija ............................................................................................................. 72

7.2. Oklop .............................................................................................................................. 72

8. Daqa istraìvawa vezana za FSW zavarivawe ................................................................ 73

8.1. Tok materijala .............................................................................................................. 73

8.2. Oblik i materijal alata ............................................................................................. 73

9. Zakqu~ak .................................................................................................................................. 74

Literatura ............................................................................................................................... 76


Risti} Marko 4

1. Uvod

Te{ko}a pravqewa ~vrstih {avova otpornih na lomove i zamor materijala kod

aluminijumskih legura u avioindustriji kao {to su visokolegirane legure iz serija 2XXX i

7XXX, dugo vremena je onemogu}avala {iroku upotrebu zavarivawa u pravqewu

konstrukcija za avioindustriju. Ove aluminijumske legure su generalno klasifikovane

kao nezavarqive zbog lo{eg o~vr{}avawa mikrostrukture i pojave poroznosti u zoni

spajawa. Tako|e, i smawewe mehani~kih sposobnosti u zoni {ava je tako|e veoma veliko u

odnosu na osnovni materijal. Ovi faktori ~ine spajawe ovih legura konvencionalnim

procesima zavarivawa neatraktivnim. Neke aluminijumske legure se mogu zavarivati

otporom, ali je pri tome potrebna veoma zahtevna predhodna priprema povr{ina, jer

oksidi na povr{ini predstavqaju glavni problem.

FSW zavarivawe je prona|eno na Institutu za zavarivawe (TWI – The Welding Institute)

u Velikoj Britaniji 1991. kao tehnika spajawa u ~vrstom stawu, i u po~etku je

primewivano na aluminijumske legure [1, 2]. Osnovni koncept FSW-a je veoma jednostavan.

Netopqivi rotiraju}i alat sa specijalno konstruisanim vrhom i rukavcem, ume}e se

izme|u limova ili plo~a koje treba spojiti, i zatim se pomera du` linije spajawa (slika

1.1). Alat ima dve glavne funkcije: (a) zagrevawe radnih delova, i (b) pomerawe i me{awe

materijala kako bi se napravio spoj. Zagrevawe se postiè uz pomo} trewa izme|u alata i

radnog dela i plasti~ne deformacije radnog dela. Lokalizovano zagrevawe omek{ava

materijal u okolini alata, a zatim kombinacija obrtawa alata i translatornog pomerawa

dovodi do pomerawa materijala od po~etka vrha alata do wegovog zadweg dela. Kao

rezultat ovog procesa dobija se spoj u ~vrstom stawu. Zbog razli~itih geometrijskih

oblika alata, pomerawe i me{awe materijala oko alata moè biti veoma sloèno [3]. Tokom FSW procesa, materijal doìvqava intenzivnu plasti~nu deformaciju na povi{enoj

temperaturi, {to dovodi do formirawa finih i jednakih rekristalizovanih zrna [4-7]. Fina mikrostruktura kod FSW varova omogu}ava i dobre mehani~ke karakteristike.

Sl. 1.1, [ematski prikaz zavarivawa trewem


Risti} Marko 5

Sl. 1.2, (a) FSW {av izme|u dve aluminijumske plo~e, (b) alat za FSW zavarivawe

FSW se smatra najve}im pronalaskom u spajawu materijala u deceniji, po{to se radi

o ekolo{koj tehnoligiji zbog wegove visoke energetske efikasnosti, ne{kodqivosti po

okolinu, i prilagodqivosti. U pore|ewu sa konvencionalnim metodama zavarivawa

topqewem, FSW tro{i zna~ajno mawe energije. Tako|e se ni ne koristi atmosfera

za{titnog gasa, {to proces ~ini ne{kodqivim po okolinu. Spajawe se ostvaruje bez

kori{}ewa dodatnog materijala, i zbog toga se moè ostvariti spajawe bilo koje legure

aluminijuma, bez bojazni da li }e se pojaviti problem nekopatibilnosti kompozicije, koji

se ~esto javqa kod konvencionalnog zavarivawa. Kada je potrebno mogu}e je izvr{iti i

spajawe razli~itih aluminijumskih legura [8-10]. U pore|ewu sa konvencionalnim

frikcionim zavarivawem, koje se obi~no izvodi na malim asimetri~nim delovima koji se

mogu obrtati i biti pritiskivani me|usobno kako bi se formirao spoj [11], FSW

zavarivawe se moè primeniti na razli~ite tipove spojeva kao {to su su~eoni spojevi,

preklopni spojevi, ugaoni spojevi [12]. Glavne prednosti FSW zavarivawa prikazane su u

tabeli 1.1.

Glavne prednosti FSW zavarivawa

Tabela 1.1

Metalur{ke prednosti Prednosti po ìvotnu

okolinu

Energetske prednosti

Proces spajawa u ~vrstoj

fazi

Nije potreban gas za dobijawe

za{titne atmosfere

Poboq{ana upotreba

materijala ( npr. spajawe

razli~itih debqina)

dovodi do smawewa teìne

Mala deformacija delova

koji se spajaju

Nije potrebno predhodno

~i{}ewe povr{ina

Smawena potro{wa goriva

kod lakih aviona,

automobila i brodova

Dobra dimenziona

stabilnost i pouzdanost

Elimini{e otpad koji bi se

dobio naknadnim bru{ewem

Nema gubitaka legiraju}ih

elemenata

Elimini{e upotrebu

razre|iva~a koji se koriste za

odma{}ivawe

Odli~ne metalur{ke

osobine u zoni spoja

Zna~ajna u{teda u materijalu,

kao {to su elektrode, ìca

ili gasovi

Fina mikrostruktura

Odsustvo pukotina

Zamewuje ve}i broj delova

koji bi bili spojeni

zavrtwevima


Risti} Marko 6

Nedavno je razvijeno i procesirawe trewem (FSP – Friction Stir Processing) od strane

Mishra-ea u elaboratu [13, 14], kao generi~kog alata za mikrostrukturalnu modifikaciju

baziranu na osnovnim principima FSW-a. U ovom slu~aju rotiraju}i alat se utiskuje u

monoliti~ki radni deo radi lokalizovane mikrostrukturalne modifikacije i

poboq{awa specifi~nih osobina. Na primer, dobijena je visoka vrednost

superplasti~nosti u komercijalnoj leguri 7075Al uz pomo} FSP-a [13-15]. Osim toga FSP se

koristi i za dobijawe i dodavawe specijalnih povr{inskih legura na aluminijumskoj

osnovi [16], homogenizaciju praha i dobijawe homogenih aluminijumskih legura [17], mikrostrukturalnu modifikaciju kompozita sa metalnom matricom [18] i promeni

osobina livenih aluminijumskih legura [19]. FSW/FSP je veoma efektivna tehnika spajawa/procesirawa koja je u usponu. U

relativno kratkom vremenu nakon pronalaska, demonstriran je zna~ajan broj uspe{nih

primena FSW-a [20-23].


Risti} Marko 7

2. Parametri procesa

FSW/FSP ukqu~uje sloèno pomerawe materijala i plasti~nu deformaciju.

Parametri zavarivawa, geometrija alata i oblik spoja zna~ajno uti~u na tok i

deformaciju materijala i distribuciju temperature, {to na kraju uti~e na

mikrostrukturalne promene u materijalu. U ovom odeqku, bi}e razmatrani neki glavni

faktori koji uti~u na FSW/FSP proces kao {to su geometrija alata, parametri zavarivawa,

i oblik spojeva.

2.1. Geometrija alata

Geometrija alata je najuticajniji faktor u procesy. Geometrija alata igra glavnu

ulogu u te~ewu materijala i odre|uje brzinu pri kojoj se moè ostvariti FSW proces. Alat

za FSW se sastoji od vrha i rukavca kao {to je prikazano na slici 2.1. Kao {to je predhodno

nagla{eno alat ima dve glavne funkcije: (a) lokalizovano zagrevawe, i (b) te~ewe

materijala. U po~etnoj fazi ulaza alata, zagrevawe je rezultat trewa izme|u vrha alata i

radnog dela. Dodatno zagrevawe je rezultat deformacije materijala. Alat nastavqa sa

ulaskom u materijal sve dok rukavac alata ne dodirne radni deo. Trewe izme|u rakavca i

radnog dela najve}im delom doprinosi generisawu toplote. Sa aspekta zagrevawa, va`na je

relativna veli~ina izme|u pre~nika vrha alata i pre~nika rukavca, dok ostale

konstrukcione veli~ine nisu toliko bitne. êlo rukavaca tako|e obezbe|uje poravwawe

zagrejanog materijala. Druga funkcija alata je “me{awe” i “pomerawe” omek{alog

materijala. Uniformnost mikrostrukture, karakteristike spoja i sile otopra prilikom

zavarivawa trewem tako|e zavise od konstrukcije alata. Generalno se koriste konkavno

~elo rukavaca, i cilindri~ni vrh alata sa navojem.

Sl. 2.1, [ematski prikaz FSW alata


Risti} Marko 8

Sa pove}awem iskustva, i poboq{awima u razumevawu toka materijala, do{lo je i

do zna~ajne evolucije u konstrukciji alata. Dodate su kompleksne osobine radi promene

toka materijala, me{awa i smawewa otpora prilikom procesa. Na primer, razvijeni su

alati WhorlTM i MX TrfluteTM od strane TWI-a (slika 2.2). Thomas [24] naglasio da vrhovi oba

alata koji su oblikovani sa zarubqewem na vrhu dislociraju mawe materijala nego li

cilindri~ni alat sa istim pre~nikom u korenu. Obi~no, WhorlTM alat smawuje koli~inu

dislociranog materijala za 60 %, dok MX TrfluteTM alat smawuje koli~inu dislociranog

materijala prilikom zavarivawa za 70 %. Konstrukcione karakteristike WhorlTM i MX

TrfluteTM alata omogu}avaju (a) smawewe sile potrebne za zavarivawe, (b) omogu}avaju lak{e

te~ewe omek{anog materijala, (c) usmeravaju te~ewe materijala u smeru nadole, (d)

pove}avaju efektivnu povr{inu izme|u vrha alata i omek{alog materijala, i zbog toga

pove}avaju generaciju toplote. Demonstrirano je da se aluminijumske plo~e debqine do 50

mogu efektivno zavariti pomo}u FSW-a kori{}ewem jednog od ovih dva alata. Plo~e

debqine 75 od 6082A1-T6 mogu se zavariti iz dva prolaza uz pomo} WhorlTM alata, pri

~emu jedan prolaz moè zavariti debqinu od 38 . Thomas je u elaboratu [24] sugerisao

da je glavni faktor koji doprinosi superiornosti alata sa zavojnim `lebovima i navojem u

odnosu na klasi~an alat sa cilindri~nim vrhom i navojem, predstavqa odnos zapremine

dislociranog materijala tokom obrtawa prema zapremini samog vrha alata, tj. odnos

“dinami~ke zapremine prema stati~noj zapremini”. Obi~no je ovaj odnos za vrhove sa

jednakim pre~nikom u korenu i duìne vrha 1,1:1 za konvencionalni alat sa cilindri~nim

vrhom, 1,8:1 za WhorlTM alat, i 2,6:1 za MX TrfluteTM

alat (prilikom zavarivawa plo~a od 25

).

Sl. 2.2, WhorlTM

i MX TrfluteTM

alati razvijeni od strane instituta za zavarivawe (TWI – The Welding Institute) u VB (Thomas [24])

Prilikom preklopnog zavarivawa i kombinovanog ~eonog i preklopnog

zavarivawa, konvencionalni cilindri~ni alat sa navojem dovdi do intenzivnog stawivawa

gorwe plo~e, {to dovodi do znatnog smawewa otpornosti na savijawe [25]. Nedavno su

razvijene dve nove geometrije vrhova alata Flared-TrifuteTM , kod koje su zavjoni `lebovi

izdubqeni (slika 2.3) i A-skewTM kod kojih su ose vrhova alata zna~ajno nagnute u odnosu na

osu obrtawa (slika 2.4), oba ova alata sluè za poboq{ano preklopno zavarivawe [25-27]. Konstrukcione osobine Flared-TrifuteTM

i A-skewTM alata omogu}avaju: (a) pove}awe odnosa

izme|u dislocirane zapremine i stati~ne zapremine vrha alata, {to dovodi do

poboq{awa putawe toka materijala oko i ispod vrha alata, (b) pove}awe {irine podru~ja


Risti} Marko 9

zavarivawa zbog izdubqenih `lebova kod Flared-TrifuteTM i isko{enosti A-skewTM

kod alata,

(c) dovode do poboq{anog me{awa i ujedna~avawa materijala, (d) dovode do pojave

orbitalne dinami~ke deformacije u korenu {ava zbog isko{enosti vrha alata, {to dovodi

do poboq{awa kvaliteta {ava u ovom podru~ju. U pore|ewu sa konvencionalnim vrhom sa

navojem, Flared-TrifuteTM i A-skewTM

vrhovi dovode do: (a) pove}awa brzine zavarivawa od

preko 100 %, (b) smawewa aksijalne sile za 20 %, (c) zna~ajno pove}awe {irine regije

zavarivawa (190-195 % od debqine plo~a prilikom primene Flared-TrifuteTM i A-skewTM

alata,

u pore|ewu od 110 % kod konvencionalnih alata sa navojem), i (d) smawewe stawivawa

gorwe plo~e za vi{e od 4 puta [27].

Sl. 2.3, Flared-TrifuteTM

alat razvijen od strane TWI: (a) neutralni `lebovi, (b) levi `lebovi, (c)

desni `lebovi ( Thomas [25])

Sl. 2.4, A-skewTM

alat razvijen od strane TWI: (a) pogled sa strane, (b) pogled spreda, obra|ena

zona tokom rada prikazana skicom ( Thomas [25])

Osim toga razvijeni su i razli~iti profili rukavaca alata za primenu kod

razli~itih materijala i razli~itih uslova zavarivawa (slika 2.5). Ovi profili rukavaca

poboq{avaju kontakt izme|u rukavca alata i radnog dela tako {to hvataju omek{ani

materijal i boqe ga raspore|uju.


Risti} Marko 10

Uzimaju}i u obzir zna~ajan uticaj geometrije alata na tok materijala, fundamentalne

korelacije izme|u toka materijala i rezultuju}e mikrostrukture {avova razlikuju se u

zavisnosti od primewenog alata. Kriti~na potreba je razviti sistem za konstruisawe

alata. Ra~unarski alati, ukqu~uju}i analizu kona~nih elemenata se mogu koristiti za

vizuelizaciju toka materijala i izra~unavawe aksijalnih sila.

Sl. 2.5, Geometrije rukavaca alata, pogled sa dowe strane (Thomas [24])

2.2. Parametri zavarivawa

Za FSW zavarivawe bitna su dva parametra: brzina obrtawa alata (ω, ) u

smeru obrtawa ili suprotno od smera obrtawa kazaqke na satu, i brzina bo~nog pomerawa

alata (v, ⁄ ) du` linije spajawa. Obrtawe alata dovodi do pomerawa i me{awa

materijala oko rotiraju}eg vrha alata a translacija alata pomera omek{ani materijal sa

predwe prema zadwoj strani alata i zavr{ava proces varewa. Ve}e brzine obrtawa alata

dovode do ve}eg zagrevawa usled trewa i do boqeg pomerawa i me{awa materijala.

Pored brzine obrtawa i bo~ne brzine, jo{ jedan parametar procesa koji je od

velike va`nosti je ugao nagiba ravni ~ela rukavca alata u odnosu na radnu povr{inu.

Odgovaraju}i nagib prema zadwoj strani od smera kretawa omogu}ava da rukavac alata

zadrì omek{ali materijal, kao i da omogu}i efikasno pomerawe materijala od predwe

prema zadwoj strani alata. Osim toga, dubina ulaska vrha alata u radni deo (tako|e

poznata i kao ciqana dubina) je tako|e va`na za kvalitet {ava. Dubina ulaska vrha alata u

materijal zavisi od visine vrha alata. Kada je dubina ulaska previ{e plitka, rukavac

alata ne dodiruje po~etnu povr{inu radnih delova. Zbog toga rotiraju}i rukavac ne moè

efikasno da pomera omek{ali materijal sa predwe do zadwe strane alata, {to dovodi do

stvarawa {avova sa neravninama po povr{ini. Kada je dubina prodirawa previ{e duboka,

rukavac alata zadire u materijal i dolazi do izbacivawa dela materijala iz {ava. U tom

slu~aju formira se konkavni {av {to prouzrokuje lokalno stawivawe plo~a koje se

zavaruju. Treba pomenuti da skora{wi razvoj alata sa spiralnom `lebom na rukavcu

omogu}ava zavarivawe sa uglom nagiba alata prema radnoj povr{ini od 0°. Takvi alati se

obi~no koriste kod krivudavih spojeva.

Predzagrevawe ili hla|ewe tako|e moè biti va`no kod nekih FSW procesa. Za

materijale sa visokom ta~kom topqewa kao {to su ~elik i titanijum ili visokoprovodni

materijali poput bakra, toplota dobijena trewem moè da ne bude dovoqna za omek{avawe

materijala oko rotiraju}eg alata. Otuda je nemogu}e dobiti kontinualni {av bez

defekata. U ovakvom slu~aju predzagrevawe, ili eksterni izvor toplote mogu poboq{ati

omeg{avawe materijala. Sa druge strane, kod materijala sa niskom ta~kom topqewa kao

{to su aluminijum i magnezijum, moè se koristiti hla|ewe materijala kako bi se spre~io

preveliki rast rekristalizovanih zrna.


Risti} Marko 11

2.3. Vrste {avova

Najpogodniji spojevi za ostvarivawe FSW-om su ~eoni i kombinovani ~eoni i

preklopni spojevi. Tokom po~etne faze ulaska alata u materijal, sile koje se javqaju su

dosta visoke i potrebno je preduzeti posebne mere opreza i dobro u~vrstiti radne delove.

Va`no je i napomenuti da nije potrebna nikakva specijalna priprema delova koji se

zavaruju FSW zavarivawem.

Sl. 2.6, Konfiguracije {avova kod FSW zavarivawa


Risti} Marko 12

3. Modelirawe procesa

FSW dovodi do intenzivne plasti~ne deformacije i porasta temperature unutar i u

okolini zone koja se zavaruje. Ovo dovodi do zna~ajne mikrostrukturalne promene,

uklu~uju}i promenu veli~ine kristalnih zrna, karakteristike granica zrna, i promena

teksture. Potrebno je razumevawe termi~kih i mehani~kih procesa koji se javwaju tokom

FSW zavarivawa kako bi se optimizovali parametri procesa i kontrolisala

mikrostruktura i karakteristike {avova.

3.1. Tok metala

Tok materijaja tokom FSW zavarivawa je veoma kompleksan i zavisi od geometrije

alata, parametara procesa, i materijala koji se zavaruje. Od prakti~ne je va`nosti

razumeti karakteristike toka materijala radi dobijawa optimalne konstrukcije alata i

radi dobijawa {avova visoke strukturalne efikasnosti. Ovo je dovelo do brojnih

istraìvawa u vezi pona{awa toka materijala tokom FSW zavarivawa. Neki pristupi tome

kao {to su tehnika pra}ewa pomo}u markera, zavarivawe razli~itih metala/legura, su

kori{}eni kako bi se vizualizovao obrazac toka materijala kod FSW-a. Pored toga, neke

ra~unarske metode kao {to su FEA tako|e su kori{}ene za ispitivawe toka materijala.

3.1.1. Tehnika pra}ewa pomo}u markera

Jedna tehnika pra}ewa toka materijala kod FSW zavarivawa je kori{}ewe

odre|enog materijala koji sluì kao marker, i koji se razlikuje od osnovnog materijala

koji se zavaruje. Predhodnih godina kao marker su kori{}eni razli~iti materijali, kao

{to su aluminijumske legure koje se razlikuju od osnovnog materijala [28-30], bakarna

folija [31], ~eli~ni opiqci [32, 33], Al-SiCp i Al-W sme{e [3, 34], i ìca od volframa [35], kori{}eni su kako bi se pratio tok materijala kod FSW zavarivawa.

Reynolds i wegovi saradnici [28-30] prou~avali su svojstva toka materijala

prilikom FSW zavarivawa legure 2195A1-T8 koriste}i tesniku umetawa markera (MIT – Marker Insert Technique). Kod ove tehnike, marker je napravqen od 5454A1-H32 i postavqen

unutar osnovnog materijala koji se zavaruje, du` linije putawe kojom se kre}e alat (slika

3.1), a wihova kona~na pozicija nakon zavarivawa je ustanovqena sukcesivnom slojevitim

bru{ewem slojeva debqine od po 0,25 od gorwe povr{ine vara, i kori{}ewem

metalografskih ispitivawa. Pored toga, napravqena je projekcija pozicije markera na

vertikalnoj ravni u smeru zavarivawa. Ova istraìvawa su pokazala slede}e. Prvo, svi

varovi su pokazali neke zajedni~ke putawe toka materijala. Tok materijala nije bio

simetri~an oko centralne linije. Ve}i deo materijala markera je pomeren na svoju


Risti} Marko 13

kona~nu poziciju koja je bila iza wegove po~etne pozicije, a samo mali deo materijala sa

predwe nalegaju}e ivice je pomeren ispred svoje po~etne pozicije. Pomerawe materijala

unazad bilo je ograni~eno jednim pre~nikom vrha alata iza wegove po~etne pozicije.

Drugo, postoji jasno definisana granica izme|u predwe nalegaju}e ivice i zadwe

ravwaju}e ivice, i materijal nije ba{ potpuno izme{an u celom varu tokom zavarivawa,

bar ne na mikroskopskom nivou. Tre}e, materijal je gurnut na dole na strani predwe

nalegaju}e ivice, a podignut na gore na strani zadwe ravwaju}e ivice za veli~inu pre~nika

vrha alata. Ovo ukazuje na to da se “me{awe” materijala odigralo samo na vrhu {ava, na

mestu gde je pomerawe materijala bilo direktno uzrokovano rotiraju}im rukavcem alata

koji je pomerao materijal sa zadwe ravwaju}e ivice oko vrha do predwe nalegaju}e ivice.

êtvrto, koli~ina vertikalno dislociranog materijala sa dna na zadwoj ravwaju}oj ivici

bila je obrnuto proporcionalna koraku zavarivawa (brzina zavarivawa/brzina obrtawa

alata, tj. linearno pomerawe alata po jednom wegovom obrtaju). Peto, koli~ina

transportovanog materijala du` centralne linije vara pove}ava se sa pove}awem pre~nika

vrha alata, pri konstantnom broju obrtaja i konstantnoj bo~noj brzini.

Sl. 3.1, [ematski prikaz konfiguracije markera (Reynolds [29])

Guerra je u elaboratu [31] prou~avao tok materijala kod FSW zavarivawa 6061AL sa

markerom postavqenim na povr{ini osnovnog materijala. Kod ove tehnike var je

napravqen sa tankom bakarnom folijom visoke ~isto}e debqine 0,1 , postavqene uzdu`

povr{ine zavarivawa. Nakon ostvarivawa stabilnog zavarivawa, zaustavqeno je obrtawe

alata i bo~no pomerawe radnog dela. Popre~ne metalografske sekcije su ispitane nakon

slojevitog bru{ewa materijala. Na osnovu mikrostrukturalnih ispitivawa, Guerra je u

elaboratu [31] zakqu~io da se materijal pomera oko vrha alata uz pomo} dva procesa. Prvo,

materijal sa predwe nalegaju}e ivice ispred vara ulazi u zonu koja se rotira i napreduje

simultano sa obrtawem vrha alata. Materijal u ovoj zoni je visoko deformisan i

odbacivan sa zadwe strane vrha alata prave}i zatim lu~ne slojeve materijala. U ovoj zoni

je zabeleèna velika mikrotvrdo}a od 95 HV. Drugo, materijal sa nalegaju}e ivice koji se

nalazio ispred vrha alata je ekstrudiran izme|u rotacione zone i osnovnog neomek{anog

materijala u smeru brazde ispred vara, i tako uklowen iz zone rotacije ostalog

materijala. Ova zona je imala nisku mikrotvrdo}u od 35 HV. Daqe su naglasili da se

materijal u blizini vrha vara (otprilike gorwa tre}ina vara) vi{e pomerao pod uticajem

rukavca alata nego li pod uticajem navoja na vrhu alata.


Risti} Marko 14

3.1.2. Vizualizacija toka materijala kod FSW primenom razli~itih

materijala

Kao dodatak tehnici pra}ewa toka materijala uz pomo} markera, izvedeno je

nekoliko studija kod kojih je izvr{eno FSW zavarivawe dvaju razli~itih materijala kako

bi se izvr{ila vizuelizacija pojave kompleksnog toka materijala. Midling [35] je prou~avao

uticaj brzine zavarivawa na tok materijala u varovima kod razli~itih legura

aluminijuma. On je prvi koji je izneo rezultate o oblicima i strukturi izme{anog

materijala u varu koriste}i slike mikrostrukture. Ipak, ova vizuelizacija toka bila je

ograni~ena samo na spojeve napravqene od razli~itih legura.

Ouyang i Kova~evi} [36] su prou~avali pona{awe toka materijala kod su~eonog FSW

zavarivawa plo~a debqine 12,7 od legura 2024Al i 6061Al. Pri tome su otkrivene tri

razli~ite regije u okviru zone zavarivawa. Prva je regija kod koje je nastalo mehani~ko

me{awe koju karakteri{u relativno uniformno izme{ane ~estice razli~itih legura.

Druga je regija kod koje je izazvan plasti~an tok usled me{awa, koja se sastoji od

vrtlo`nih lamela dveju aluminijumskih legura. Tre}a je neizme{ana regija koja se sastoji

od finih jednakih ~estica 6061Al legure. Saop{tili su i da je u varovima kontakt izme|u

razli~itih slojeva veoma prisan, ali da je me{awe daleko od potpunog. Ipak, veza izme|u

slojeva dveju aluminijumskih legura je bila dobra.

Murr i saradnici [8, 10, 37, 38] su prou~avali vizuelizaciju te~ewa u ~vrstom stawu

kod su~eonog FSW zavarivawa izme|u legura 2024Al i 6061Al i izme|u bakra i 6061Al. Tok

materijala je opisan kao haoti~no-dinami~no me{awe mikrostrukture koje dovodi do

stvarawe vrtlo`ne strukture. Oni su daqe sugerisali da se kompleksnim me{awem

razli~itih metala kod FSW-a u su{tini dobijaju iste mikrostrukturalne karakteristike

kao i kod sistema mehani~kih ~vrstih rastvora. Sa druge strane, nedavna istraìvawa u

vezi FSW zavarivawa sa preklopom izme|u 2195Al i 6061Al legura otkrili su da dolazi do

znatnog vertikalnog pomerawa materijala u okviru zone rotacije koje je prouzrokovano

delovawem povr{ina profila navoja na vrhu alata [31]. Guerra je [31] izneo da je materijal

koji je ulazio u ovu zonu tekao po neporeme}enoj zavojnoj putawi koja je formirana usled

obrtnog kretawa, koje je prouzrokovalo vertikalni tok materijala.

3.1.3. Modelirawe toka materijala i mehanizam spajawa

Pored eksperimentalnih pristupa, izvr{en je odre|en broj ispitivawa kako bi se

modelirao tok materijala tokom FSW zavarivawa kori{}ewem razli~itih ra~unarskih

kodova [47-53], matemati~kih alata za modelirawe [54, 55], prostih geometrijskih modela

[56], kao i kori{}ewem realnih metalnih radnih modela [57]. Ciq ovih poku{aja je

razumevawe osnovnih fizi~kih principa toka materijala koje se javqa tokom FSW

zavarivawa.

Nedavne eksperimentalne i ra~unarske analize dale su uvid u nekoliko

interesantnih osobina toka materijala kod FSW zavarivawa. Ve}i deo toka materijala

odvija se na zadwoj ravnaju}oj ivici i transport omek{anog materijala iza alata

oformquje {av. Tri tipa toka materijala uti~u na sveukupni transport omek{anog

materijala tokom FSW zavarivawa. Prvi tok materijala odvija se blizu alata, gde se grumen

omek{anog materijala vrti oko alata. Drugi tok odvija se tako {to navoj na vrhu alata

gura materijal na dole, i onda taj materijal koji je gurnut na dole pod dejstvom navoja na


Risti} Marko 15

alatu istiskuje drugi materijal koji se nalazi malo daqe od navoja na gore. I kona~no

postoji relativno kretawe izme|u alata i radnog dela. Sveukupno kretawe omek{anog

materijala i formirawe {ava rezultat je simultane interakcije ova tri toka.

Modeli plasti~nog toka materijala su kori{}eni radi predvi|awa brzina

kretawa materijala oko vrha alata. Brzine toka materijala se tako|e mogu proceniti iz

brzina deformacije, koje su dobijene iz korelacije izme|u veli~ina zrna i brzine

deformacije [58]. Upore|ivawem oblika TMAZ zone koji je predvi|en iz modela toka sa

makrostrukturalnim opservacijama dobilo se zadovoqavaju}e poklapawe [60]. Dobro

slagawe izme|u vrednosti obrtnog momenta koji je izmeren pomo}u dinamometra i

izra~unatih vrednosti iz modela tokova za ner|aju}i ~elik 304L [61], ~elik 1018 Mn [62], i

Ti-6Al-4V [63] pokazuju primenqivost napravqenih ra~unarskih modela za razumevawe FSW

procesa. Po{to je obrtni moment mera napona smicawa na alatu i po{to je smicajno

naprezawe na radnom delu odgovorno i za generisawe toplote [59] i plasti~ni tok,

validacija predvi|awa iz modela uz pomo} eksperimenata, indiciraju da je pogodno

koristiti ra~unarske modele za procenu nekoliko va`nih parametara.

Izra~unate strujnice toka

materijala uz pomo}

numeri~kog modela na

horizontalnim ravnima oko

alata na tri razli~ite

elevacije prikazane su na

slici 3.2. Iz oblika strujnica

se moè videti da je prisutna

zona rotacije, koja jasno

pokazuje recirkulacioni tok

materijala oko vrha alata.

Debqina ove zone

recirkulacije materijala u

kojoj postoji recirkulacija

materijala zavisi od

karakteristika materijala,

parametara zavarivawa i

brzine transfera toplote na

alat. Ova zona zauzima ve}a

podru~je na vi{qim

elevacionim ravnima zbog

ve}eg momenta koji se prenosi

od ~ela rukavca. Oblik

strujnica ukazuje da izvan

podru~ja recirkulacionog

plasti~nog toka, tj. u

tranzicionoj zoni, transfer

materijala se uglavnom odvija

na zadwoj ravwaju}oj ivici

(slika 3.2) tako|e se vidi

vra}awe materijala na strani

predwe nalegaju}e ivici u

blizini vrha alata, po

relativno pravolinijskoj

putawi {to je vidqivo na niìm elevacijama. Velika posledica nedostatka adekvatnog

toka materijala na strani predwe nalegaju}e ivice je formirawe defekata [64]. Strujnice

pokazuju da se izvan zone rotacije materijal transportuje uglavnom du` zadwe ravnaju}e

ivice. Vizualizacija toka materijala kori{}ewem markera tako|e ukazuje na prisustvo

Sl. 3.2, Strujnice toka materijala na razli~itim

horizontalnim elevacionim ravnima: (a) 0,35 , (b) 1,59 , (c) 2,28 ispod gorwe povr{ine za

plo~e od ner|aju}eg ~elika debwine 3,18 . Brzina obrtawa alata 300 , bo~na brzina 240

⁄ , [61].


Risti} Marko 16

zone gde materijal rotira i napreduje zajedno sa alatom i tranzicione zone gde se

materijal pomera na strani zadwe ravnaju}e ivice [65-67].

Maksimalna brzina se ostvaruje u

blizini ivice ~ela rukavca na gorwoj

povr{ini radnog dela, a zatim dolazi

do naglog smawewa brzine materijala

sa udaqewem od ove zone [60-62], (slika 3.3). Na ravnima u blizini dna

radnog dela, maksimalne brzine toka

materijala su u blizini povr{ine

alata. Izra~unate konture

viskoziteta na razli~itim

elevacionim ravnima (slika 3.3)

pokazuju da se viskoznost kre}e od

do

kod FSW zavarivawa aluminijumskih legura.

Tako|e se vidi da ne dolazi do

zna~ajnog te~ewa materijala kada je

viskoznost ve}a od , i da

se regija plasti~nog te~ewa smawuje

sa dubinom. Zapaèno je da plasti~no

te~ewe nestaje iznad odre|ene

kriti~ne vrednosti viskoznosti. Ove

konture viskoziteta defini{u

geometriju termo-mehani~ki

pogo~ene zone [60].

Te~ewe materijala kod FSW

zavarivawa razlikuje se od karaktera

te~ewa materijala kod zavarivawa

topqewem. Ovo je evidentno iz

ispitivawa zavarivawa razli~itih

metala. Kod zavarivawa topqewem,

{av postaje kompoziciono homogen

nakon zavarivawa. Me|utim, kod FSW

zavarivawa razli~itih metala,

me{awe se ne doga|a na atomskom

nivou, i mogu}e je prona}i ve}e

razlike u koncentraciji u {avu, i

regija je daleko od homogene. Na

primer (slika 3.4) pokazuje

formaciju spoja izme|u gvo`|a i

nikla na odre|enim lokacijama u

zoni me{awa materijala ({ava), kada

se plo~e od ~istog gvo`|a i ~istog nikla spoje me|usobno FSW zavarivawem. Difuzioni

spoj ima veli~inu duìne od samo 2-3 . Takvi difuzioni spojevi nebi postojali da je

do{lo do topqewa i homogenizacije metala {ava.

Tokom FSW zavarivawa materijal na vrhu radnog dela me{a se pod uticajem ~ela rukavca

alata, a vertikalna komponenta pomerawa materijala se ostvaruje uglavnom zbog delovawa

Sl. 3.3, Varijacije u viskoznosti za aluminijum 6061-T6

[60] u ravnima na visinama z=1.27, 4.67, 8.07 i 11.47

kod plo~e dedqine 12,7 . Brzina obrtawa alata

637 , bo~na brzina 95,4 ⁄

Sl. 3.4, Profili koncentracija gvo`|a i nikla

na mestu zone me{awa materijala kod FSW

zavarivawa ~istiog gvo`|a i nikla. [68]


Risti} Marko 17

navoja na vrhu alata. Izme{ani materijal sa vrha se pomera na dole uz pomo} navoja na

alatu i deponuje se u jezgru {ava. Vertikalno me{awe postaje dominantno pri niskom

koraku zavarivawa, koji predstavqa odnos bo~ne brzine pomerawa alata i brzine rotacije

alata. Jedan na~in razumevawa toka materijala eksperimentalno je kori{}ewem inertnih

markera pre po~etka zavarivawa [67], a zatim utvrtiti wihovu kona~nu poziciju

paralelnim sukcesivnim se~ewem {ava i spojenih delova (paralelno sa gorwom

povr{inom spojenih delova).

3.2. Temperaturna distribucija

FSW dovodi do intenzivne plasti~ne deformacije oko rotiraju}eg alata i pojave

trewa izme|u alata i radnih delova. Oba ova faktora doprinose porastu temperature

unutar i oko zone zavarivawa. S bzirom da distribucija temperature unutar i oko zone

zavarivawa direktno uti~e na mikrostrukturu {avova, kao {to su veli~ina kristalnih

zrna, karakteristike granaica zrna, rastvarawe taloga, i rezultuju}e mehani~ke osobine

varova, va`no je obezbediti informacije u vezi temperaturne distribucije tokom FSW

zavarivawa. Ipak, merewe temperature u zoni zavarivawa je veoma te{ko izvesti zbog

intenzivne plasti~ne deformacje koju proizvodi obrtawe i translacija alata. Zbog toga,

maksimalne temperature u okviru zone zavarivawa su ili procewene na osnovu

mikrostrukture vara [4, 5, 71] ili zabeleène uz pomo} termopara usa|enog u vrhu alata

ili osnovnom materijalu [41, 72-74].

Ispitivawe mikrostrukturalnih promena u 7075Al-T651 dokom FSW zavarivawa od

strane Rhodes-a u elaboratu [4] pokazala su rastvarawe ve}ih taloga u centru {ava. Odatle

su zakqu~ili da je maksimalna temperatura procesa izme|u 400 i 480 °C kod 7075Al-T651. Sa

druge strane Murr i saradnici [5, 71] su indicirali na to da se pojedini talozi nisu

rastvorili tokom zavarivawa i ustanovili da se zbog toga temperatura povi{uje do nekih

400 °C, kod 6061Al. Nedavno, Sato je u elaboratu [72] prou~avao mikrostrukturalne promene

legure 6063Al kori{}ewem transmisionog elektronskog mikroskopa (TEM – Transmission Electron Microscopy) i uporedio ih sa simuliranim termi~kim ciklusima zavarivawa.

Prona{li su da su se talozi u okviru zone zavarivawa (0-0,85 od centra zavarivawa)

potpuno rastvorili u aluminijumskoj matrici. Upore|ivawem mikrostruktura

simuliranih termi~kih ciklusa zavarivawa na razli~itim temperaturnim pikovima,

zakqu~ili su da su se regije od 0-8.8, 10, 12.5 i 15 od centra zavarivawa zagrejale do

temperature ve}ih od 402, 353, 302 °C i niìh od 201 °C, respektivno.

Nedavno, Mahoney je u elaboratu [41] izvr{io FSW zavarivawe plo~a debqine 6,35

od legure 7075Al-T651 i izmerio distribuciju temperature oko zone zavarivawa i kao

funkciju razdaqine od zone zavarivawa i kao funkciju debqine plo~a. Na slici 3.5 je

prikazan raspored veli~ina temperatura u okviru zone zavarivawa. Slika 3.5 otkriva tri

va`na zapaàwa. Prvo, maksimalne temperature su zabeleène u blizini zone zavarivawa,

tj. na ivici zone me{awa materijala, a zatim temperatura opada sa udaqavawem od zone

zavarivawa. Drugo, temperature kod ivice zone me{awa rastu od dna plo~e prema

povr{ini plo~e. Tre}e, maksimalne temperature od 475 °C zabeleène su u blizini izme|u

ivice zone me{awa i gorwe povr{ine. Maksimalna temperatura u zoni zavarivawa-

me{awa je verovatno mawa od temperature topqewa legure 7075Al jer nisu prona|eni

dokazi topqewa materijala u posmatranom {avu [4, 41].


Risti} Marko 18

Sl. 3.5, Distribucija temperaturnih pikova kod FSW zavarivawa

7075Al T651. Linija na desnoj strani slike pokazuje granicu alata

(Mahoney [41])

Tang je u elaboratu [73] izvr{io merewe generacije toplote i distribuciju

temperature unutar {ava uz pomo} ubacivawa termoparova unutar zone koja treba da se

zavari. Kori{}ene su plo~e debqine 6,4 od 6061Al-T6. Termoparovi su umetnuti u

seriju malih rupa pre~nika 0,92 na razli~itim udaqenostima od {ava na pole|ini

plo~a koje se obra|uju. Izvr{eno je bu{ewe rupa na tri razli~ite dubine (1.59, 3.18, i 4.76

) kako bi se izmerile temperature na jednoj ~etvrtini, jednoj polovini i tri

~etvrtine od debqine plo~e. Izjavili su da termoparovi koji su se nalazili u sredini

plo~e nisu bili uni{teni tokom zavarivawa ali je do{lo do promene wihovog poloàja

usled plasti~nog deformisawa materijala [73]. Na slici 3.6 prikazane su varijacije

temperatura u zavisnosti od rastojawa od centra {ava za razli~ite dubine ispod gorwe

povr{ine. Iz ovog grafika se mogu uo~iti tri va`na zapaàwa. Prvo, Maksimalna

temperatura je zabeleèna u centru {ava, sa udaqewem od centra {ava temperatura se

smawuje. Pri rotaciji alata od 400 i bo~noj brzini od 122 ⁄ , maksimalna

temperatura od 450 °C je uo~ena u centru {ava na udaqenosti od 1/4 debqine plo~e od

gorwe povr{ine. Drugo, postoji regija koja je skoro izotermalna na udaqenosti od 4 od centra {ava. Tre}e, gradijent maksimalne temperature u pravcu debqine zavarenog

spoja je veoma mali u okviru zone zavarivawa i iznosi izme|u 25 i 40 °C, u regiji koja se

nalazi izvan zone zavarivawa. Ovo ukazuje na to da je temperatura unutar zone zavarivawa

relativno uniformna. Tang je u elaboratu [73], detaqnije prou~avao efekat pritiska

zavarivawa i uticaj brzine obrtawa alata na temperaturno poqe u zoni zavarivawa.

Zakqu~eno je da se i usled pove}awa brzine obrtawa alata i usled pove}awa pritiska

zavarivawa pove}ava temperatura u zoni zavarivawa.


Risti} Marko 19

Sl. 3.6, Zavisnost temperature od dubine u plo~i u funkciji

rastojawa od centra {ava za 6061Al, pri 400 i 120 ⁄ (Tang [73])

Na slici 3.7 prikazan je efekat pove}awa temperature u zavisnosti od pove}awa

brzine obrtawa alata u funkciji rastojawa od centra {ava. O~igledno, unutar zone

zavarivawa temperatura se pove}ala za skoro 40 °C usled pove}awa brzine obrtawa alata sa

300 na 650 , dok se pove}ala za samo 20 °C kada je brzina obrtawa pove}ana sa 650 na

1000 , tj. stepen pove}awa temperature je niì pri ve}im brzinama obrtawa alata.

Sl. 3.7, Uticaj brzine obrtawa alata na temperaturu u funkciji

rastojawa od centra {ava za 6061Al-T6, pri 120 ⁄ (Tang [73])

Osim toga, Tang [73] prou~avao uticaj rukavca alata na temperaturno poqe

koriste}i dva alata sa i bez vrha. Pokazano je da je rukavac najve}im delom doprinosio

zagrevawu tokom zavarivawa (slika 3.8). Ovo je rezultat ~iwenice da je zona kontakta i

vertikalni pritisak izme|u rukavca i radnog dela mnogo ve}i nego li pritisak izme|u

vrha alata i radnog dela, i ~iwenice da rukavac ima ve}u obimnu brzinu nego li vrh alata

zbog maweg pre~nika vrha alata [73]. Dodatno, Tang je u elaboratu [73] pokazao da su


Risti} Marko 20

termoparovi koji su postavqeni na jednakim udaqenostima od {ava ali na suprotnim

stranama od {ava pokazali zna~ajne razlike u temperaturi.

Sl. 3.8, Razlika u temperaturi u funkciji rastojawa od centra {ava za 6061Al, prilikom kori{}ewa alata sa i bez vrha (400 , 120 ⁄ ) (Tang [73])

Sli~no tome, Kwon u elaboratu [74], Sato u elaboratu [78], i Hashimoto u elaboratu

[79] su izmerili porast temperature u zoni zavarivawa uz pomo} umetnutih termoparova u

regijama koje su u blizini rotiraju}eg vrha alata. Known [74] je izneo da se kod zavarivawa

1050Al temperatura linearno pove}ala sa 190 na 310°C sa pove}awem broja obrtaja od 560 na

1840 pri konstantnoj bo~noj brzini od 155 ⁄ . Istraìvawe od strane Sato-a

[78] pokazalo je da se kod zavarivawa 6063Al, temperatura naglo pove}ala sa pove}awem

broja obrtaja alata od 800 do 2000 , pri konstantnoj bo~noj brzini od 360 ⁄ ,

a iznad 2000 , temperatura se blago pove}avala, sa pove}awem brzine od 2000 do 3600

. Hashimoto [79] je prona{ao da se maksimalne temperature u zoni zavarivawa

pove}avaju sa pove}awem odnosa brzine obrtawa alata/bo~ne brzine za 2024Al-T6, 5083Al-O i

7075Al-T6 (slika 3.9). Maksimalna temperatura >550 °C dobijena je za 5083Al-O pri visokom

odnosu brzine obrtawa/bo~ne brzine.

Sl. 3.9, Uticaj odnosa ω/v na maksimalne temperature (Hashimoto [79])


Risti} Marko 21

U jednom istraìvawu, razvijen je numeri~ki model trodimenzionalnog toka

toplote kod FSW zavarivawa od strane Frigaad-a [80], koji je baziran na metodi kona~nih

razlika. Prose~no generisana toplota u jedinici vremena prema ovom modelu je [80]:

, (3.1)

gde je generisana toplota [ ], je koeficijent trewa, je pritisak [ ], ugaona

brzina alata, polupre~nik alata. Frigaad je u elaboratu [80] sugerisao da su brzina

obrtaqa alata i pre~nik rukavca alata glavne promenwive u procesu kod FSW zavarivawa,

a da pritisak ne moè biti ve}i od maksimalnog koji moè da podnese zadati materijal u

omek{anom stawu na povi{enoj temperaturi ukoliko se èli dobiti {av bez udubqewa.

Dobijeni model procesa je upore|en sa rezultatima dobijenim merewem uz pomo}

termoparova u i oko FSW zone. FSW zavarivawe aluminijuma 6082Al-T6 i 7108Al-T79 izvr{eno

je pri konstantnom broju obrtaja od 1500 i pri konstantnoj sili zavarivawa od 7000

, i tri razli~ite bo~ne brzine : 300, 480 i 720 ⁄ . Ovo je ukazalo na tri va`ne

observacije. Prvo, zabeleèna je maksimalna temperatura od oko 500 °C u zoni zavarivawa.

Drugo, maksimalna temperatura se smawivala sa pove}awem bo~ne brzine od 300 do 720

⁄ . Tre}e, trodimenzionalni numeri~ki model toka toplote pruìo je iste

rezultate kao i rezultati koji su dobijeni eksperimentalno. Sli~no ovome, tro

dimenzionalni termi~ki model baziran na analizi uz pomo} kona~nih elemenata razvijen

je od strane Chao-a i Qi-a [81] i Khandkar-a i Khan-a [82], ovaj model je tako|e pokazao dosta

dobro poklapawe izme|u temperaturnih profila dobijenih simulacijom i

eksperimentalnim merewem kod su~eonog i priklopnog zavarivawa.

Efekat FSW parametara je ispitivan i od strane Arbegast-a i Hartley-a [83]. Oni su

izneli da za datu geometriju alata i dubinu penetracije, maksimalna temperatura je

najvi{e zavisila od brzine obrtawa alata - , dok je koli~ina generisane toplote

uglavnom zavisila od bo~ne brzine - . Treba spomenuti i to da je temperatura bila za

nijansu vi{a na predwoj nalegaju}oj ivici gde je vektor tangencijalne brzine alata imao

isti smer kao {to je bio i smer bo~nog kretawa. Oni su merili prose~nu maksimalnu

temperaturu na plo~ama aluminijuma debqine 6,35 kao funkciju pseudo- “indeksa

toplote ⁄ ”. Demonstrirano je da je za nekoliko aluminijumskih legura op{ti

odnos izme|u maksimalne temperature zavarivawa (T, °C) i FSW parametara ( ):

(

)

, (3.2)

gde je eksponent izme|u 0,04 i 0,06, konstanta je izme|u 0,65 i 0,75, a [°C] je ta~ka

topqewa legure. Maksimalna zabeleèna temperatura tokom FSW zavarivawa razli~itih

aluminijumskih legura je izme|u 0,6 i 0,9 , {to spada u regiju vru}ih radnih

temperatura za te aluminijumske legure. Osim toga, temperaturni opseg je generalno u

okviru opsega temperatura koje se koriste prilikom termi~ke obrade datih

aluminijumskih legura.


Risti} Marko 22

Schmidt je u elaboratu [84] razvio analiti~ki model za izra~unavawe koli~ine

generisane toplote kod FSW zavarivawa. Va`na razlika izme|u ovog modela i predhodnih

modela je izbor izme|u uslova prilepqivawa i klizawa kontaktnih uslova. Izrazi za

odre|ivawe ukupne koli~ine generisane toplote kod uslova klizawa, prilepqivawa i

parcijalnog klizawa/prilepqivawa, dati su respektivno:

√ ((

)

), (3.3a)

((

)

), (3.3b)

(

√ ) ((

)

), (3.3c)

gde je:

- ukupna generisana toplota [ ],

- granica te~ewa [ ],

- ugaona brzina alata [ ⁄ ],

- radijus rukavca alata [ ],

- radijus vrha alata [ ],

- ugao konusa rukavca alata [°],

- visina vrha alata [ ],

- kontaktni pritisak [ ],

- promenqiva koja zavisi od uslova zavarivawa.

Schmidt je u elaboratu [84] verifikovao ovaj model koriste}i leguru 2024Al-T3. Ukazali su

da se izra~unata koli~ina generisane toplote slaè sa eksperimentalno izmerenom.

Moè se zakqu~iti da mnoge veli~ine uti~u na termi~ki profil kod FSW

zavarivawa. Od brojnih eksperimentalnih ispitivawa i procesnih modelirawa, moè se

zakqu~iti slede}e. Prvo, maksimalna temperatura u zoni zavarivawa je mawa od

temperature topqewa. Drugo, najve}i deo toplote se generi{e izme|u rukavca alata i

radnog dela. Tre}e, vrednost maksimalne temperature se pove}ava sa pove}awem brzine

obrtawa alata pri konstantnoj bo~noj brzini pomerawa alata ili radnog dela, a smawuje se

sa pove}awem bo~ne brzine pomerawa pri konstantnoj brzini obrtawa alata. êtvrto,

maksimalna temperatura se javqa na povr{ini zavara. Razli~iti teorijski i empirijski

modeli su do sada predloìli razli~ite pseudo-toplotne indekse. Eksperimentalno

potvr|ivawe ovih modela je veoma ograni~eno i poku{aji da se poveù razli~iti podaci

sa modelima nisu pokazali neki op{ti trend. Op{ta slika ukqu~uje frikciono zagrevawe

i adiabatsko zagrevawe. Frikciono zagrevawe zavisi od brzine izme|u dodirnih povr{ina

i koeficijenta trewa. Zbog toga se temperatura pove}ava od centra rukavca alata prema

ivici rukavca. Vrh alata tako|e doprinosi frikcionom zagrevawu i taj aspekt je

zabeleèn u Schmidt-ovom modelu [84]. Adiabatsko zagrevawe je tako|e najve}e na vrhu

alata i unutra{woj strani rukavca alata. Trenutno, teorijski modeli ne integri{u u sebi

sve ove doprinose. Sharma i Mishra [85] su prou~avali promene u zoni plasti~ne

deformacije i pseudo-toplotni indeks. (slika 3.10). Rezultati ukazuju na to da se uslovi

trewa mewaju od ‘prilepqivawa’ pri niìm brzinama obrtaqa alata do


Risti} Marko 23

‘prilepqivawa/klizawa’ pri vi{im brzinama obrtawa alata. Implikacije svega ovoga su

veoma zna~ajne i potrebno ih je uobli~iti u teorijski i ra~unarski model generisawa

toplote.

Sl. 3.10, Zavisnost povr{ine popre~nog preseka omek{ane oblasti sa

pseudo-toplotnim indeksom


Risti} Marko 24

4. Mikrostrukturalne promene

Proizvod intenzivne plasti~ne deformacije na povi{enim temperaturama u zoni

FSW zavarivawa je i rekristalizacija i promena strukture u zoni {ava [7, 8, 10, 15, 41, 73, 74, 64-102] i rastvarawe taloga i pove}awe fino}e strukture u zoni {ava [8, 10, 41, 73, 74]. Bazirano na mikrostrukturalnoj karakterizaciji zrna i taloga, mogu se videti tri

uo~qive zone: jezgro {ava, termo-mehani~ki pogo|ena zona (TMAZ - thermo-mechanically affected zone), toplotno pogo|ena zona (HAZ - heat-affected zone), ove zone prikazane su na

slici 4.1. Mikrostrukturalne promene u razli~itim zonama imaju zna~ajan uticaj na

mehani~ke karakteristike nakon zavarivawa. Zbog toga, su mikrostrukturalne promene

tokom FSW/FSP procesa obimno prou~avane.

Sl. 4.1, Tipi~ni makrograf gde su prkazane razli~ite mikrostrukturne zone 7075Al-T651 (standardni alat, 400 , 51 ⁄ )

4.1. Jezgro {ava

Intenzivna plasti~na deformacija frikciono zagrevawe tokom FSW procesa

rezultira generacijom rekristalizovane fino-zrnaste mikrostrukture u okviru zone

zavarivawa. Ova zona je obi~no poznata kao jezgro {ava ili dinami~no rekristalizovana

zona (DXZ - Dynamically Recrystallized Zone). Pod odre|enim uslovima pri FSW zavarivawu,

dobija se struktura sa koncentri~nim slojevima (slika 4.1 i 4.2).

Sl. 4.2, Efekat parametara procesa na oblik zavara kod FSP A356: (a) 300 (b) 900 , 203 ⁄ [105]


Risti} Marko 25

4.1.1. Oblik jezgra {ava

Zavisno od parametara procesa, geometrije alata, temperature radnog dela,

termi~ke provodqivosti materijala, mogu se dobiti razli~iti oblici jezgra {ava.

Generalno, oblik jezgra {ava moè se klasifikovati u dva obika, lavorasti oblik jezgra

koji se pro{iruje pri vrhu i elipti~no jezgro. Sato [72] je zabeleìo formirawe

lavorastog jezgra prilikom zavarivawa plo~a od 6063Al-T5. Prilikom formirawa ovakvog

jezgra gorwa povr{ina {ava doìvqava ekstremne deformacije i frikciono zagrevawe

prilikom kontakta sa cilindri~nim rukavcem tokom FSW-a, {to sve rezultira

formirawem lavorastog jezgra. Sa druge strane, Rhodes je u elaboratu [4] i Mahoney [41] izneli da su dobili elipti~no jezgro u zoni zavarivawa plo~a od 7075Al-T651.

Ispitivawe koje je izvr{eno za utvr|ivawe efekata parametara kod FSP

procesirawa na mikrostrukturu livene legure A356 [105], pokazalo je da se pri niìm

brzinama obrtawa alata 300-500 , javqa formirawe lavorastog jezgra, dok se

formirawe elipti~nog javqa kod >700 (slika 4.2). Ovo ukazuje da se sa istom

geometrijom alata, mogu dobiti razli~iti oblici jezgra {ava mewawem parametara

procesa.

Reynolds [29] ispitao je odnos izme|u oblika jezgra i veli~ine vrha alata.

Zabeleèno je da je zona jezgra malo ve}a od pre~nika vrha alata, osim na dnu zavara gde

konus na vrhu alata formira polusferi~ni zavr{etak (slika 4.3). Otkriveno je i da se sa

pove}awem pre~nika vrha alata, zavar dobija okrugliji oblik sa maksimalnim pre~nikom

na sredini jezgra.

Sl. 4.3, uticaj pre~nika vrha alata na veli~inu jezgra {ava

(2195Al T8, Reynolds [29])


Risti} Marko 26

4.1.2. Veli~ina zrna kristalizacije

Op{te je prihva}eno da dinami~ka rekristalizacija tokom FSW ili FSP-a rezultuje

generacijom finih i jednakih zrna kristalizacije u zoni jezgra {ava [7, 8, 10, 15, 41, 73, 74, 86-102]. FSW/FSP parametri, geometrija alata, kompozicija radnih delova, po~etna

temperatura radnih delova, vertikalni pritisak i aktivno hla|ewe dosta doprinosi na

veli~inu rekristalizovanih zrna.

U tabeli 4.1 i 4.2 date su vrednosti veli~ine zrna za razli~ite legure aluminijuma

pri razli~itim parametrima zavarivawa. Dok je tipi~na veli~ina rekristalizovanih zrna

prilikom FSW ili FSP procesa kod aluminijumskih legura u mikronskom opsegu (tabela

4.1), ultrafina mikrokristalna struktura (UFG - Ultrafine Grained) sa veli~inama zrna <1

, dobijena je uz pomo} eksternog hla|ewa i alata sa specijalnom geometrijom (tabela

4.2).

Veli~ina zrna kristalizacije u zoni zavara kod FSW/FSP-a aluminijumskih legura

Tabela 4.1

Materijal Debqina

plo~a

[ ]

Geometrija

alata

Brzina

obrtawa

alata [ ]

Bo~na brzina

pomerawa

[ ⁄ ]

Veli~ina

zrna [ ] Reference

7075Al T6 6,35 127 2 [4] 6061 Al T6 6,3 Cilindri~ni 300, 1000 90, 150 10 [5] Al Li Cu 7,6 9 [6] 7075Al T651 6,35 Cil. sa nav. 350, 400 102, 152 3,8 7,5 [15] 6063Al T4, T5 4,0 360 800, 2450 5,9 17,8 [78] 6013Al T4, T6 4,0 1400 400, 450 10 15 [86] 1100Al 6,0 Cilindri~ni 400 60 4 [87] 5054Al 6,0 6 [88] 1080Al O 4,0 20 [89] 5083Al O 6,0 4 [89] 2017Al T6 3 Cil. sa nav. 1250 60 9 10 [90] 2095Al 1,6 1000 126, 252 1,6 [91] Al Cu Mg Ag T6 4,0 850 75 5 [92] 2024Al T351 6,0 80 2 3 [93] 7010Al T7651 6,35 180, 450 95 1,7 6 [94] 7050Al T651 6,35 350 15 1 4 [95] Al 4Mg 1Zr 10 Cil. sa nav. 350 102 1,5 [96] 2024Al 6,35 Cil. sa nav. 200, 300 25,4 2 3,9 [97] 7475Al 6,35 2,2 [98] 5083Al 6,35 Cil. sa nav. 400 25,4 6 [99] 2519Al T87 25,4 275 101,6 2 12 [100]

Ultrafine mikrostrukture aluminijumskih legura dobijenih FSW-om

Tabela 4.2

Materijal Debqina

plo~a

[ ]

Geometrija

alata

Specijalno

hla|ewe

Brzina

obrtawa

[ ]

Bo~na

brzina

[ ⁄ ]

Veli~ina

zrna [ ] Reference

2024Al T4 6,5 Cil. sa nav. Te~ni azot 650 60 0,5 [7] 1050Al 5,0 Koni~ni

vrh bez

navoja

/ 560 155 0,5 [74, 101, 102]

7075Al 2 / Voda,

metanol,

suvi led

1000 120 0,1 [106]

Liveni Al Zn Mg Sc

6,7 Cil. sa nav. / 400 25,4 0,68 [107]


Risti} Marko 27

Benavides je u elaboratu [7] ispitivao efekat temperature radnog dela kod FSW-a

prilikom zavarivawa 2024Al. Oni su otkrili da se sa smawewem temperature radnog dela

od 30 na -30 °C uz pomo} te~nog azota do{lo do smawewa maksimalne radne temperature u

zavaru sa 330 na 140 °C na lokaciji od 10 udaqenosti od centralne linije {ava, {to je

tako|e dovelo do smawewa veli~ine zrna od 10 na 0,8 . Prate}i isti pristup, Su je u

elaboratu [106] dobio materijal od aluminijumske legure 7075Al sa prose~nom veli~inom

zrna uz pomo} FSP procesa, koriste}i za hla|ewe me{avinu vode, metanola i

suvog leda kojom je hladio obra|ivanu plo~u odmah iza alata. Sa druge strane, Kwon [74, 101, 102] je uz pomo} alata sa konusnim i za{iqenim vrhom, radi smawewa frikcione toplote

prilikom FSP obrade legure 1050Al ostvario maksimalnu temperaturu od samo 190 °C pri

brzini rotacije alata od 560 i bo~noj brzini od 155 ⁄ , {to je dalo

veli~inu zrna od 0,5 . Sli~no tome, Charit i Mishra [107] dobili su veli~inu zrna od 0,68

, kori{}ewem alata malog pre~nika sa navojem, kod FSP procesa legure Al-Zn-Mg-Sc pri

brzini rotacije alata od 400 i bo~noj brzini od 25,4 ⁄ . Ove observacije su

u skladu sa op{tim principima rekristalizacije [108] gde se veli~ina rekristalizovanih

zrna smawuje sa smawewem temperature koja se dobija usled generisawa toplote pod

dejstvom rada alata.

Li [10], Ma [15], Sato [78], i Kwon [74, 101, 102] prou~avali su uticaj parametara procesa

na mikrostrukturu aluminijumskih legura kod FSW/FSP postupaka. Zabele`no je da se

veli~ina rekristalizovanih zrna moè smawiti smawewem brzine obrtawa alata pri

konstantnoj bo~noj brzini [10, 74, 78, 101, 102] ili smawewem odnosa izme|u brzine

obrtawa i bo~ne brzine [15]. Na primer, Kwon [74, 101, 102] je izneo da je FSP proces doveo

do veli~ine ~estica kristala od 0.5, 1-2 i 3-4 kod 1050Al pri brzinama obrtawa alata

od 560, 980, 1840 , respektivno i konstantnoj bo~noj brzini od 155 ⁄ . Sli~no

tome, Sato [78] je zabeleìo veli~ine zrna 5.9, 9.2 i 17.8 kod FSW-a legure 6063Al pri

brzinama obrtawa 800, 1220, 2450 , respektivno, i konstantnoj bo~noj brzini od 360

⁄ . Na slici 4.4 su prikazani opti~ki mikrografi FSP procesirawa legure 7075Al-T651 koriste}i dve razli~ite kombinacije parametara procesa. Smawewem odnosa brzine

obrtawa alata/bo~ne brzine od 400 /102 ⁄ na 350 ]/152 ⁄ do{lo

je do smawewa veli~ine rekristalizovanih zrna od 7,5 na 3,8 . FSW/FSP pri ve}im

brzinama obrtawa alata ili ve}im odnosima brzina obrtawa/bo~na brzina dovodi do

pove}awa stepena deformacije i maksimalne temperature prema op{tim principima

rekristalizacije [108]. Sa druge strane, pove}awe maksimalne temperature kod FSW/FSP termi~kog ciklusa dovodi do generacije grubih zrna rekristalizacije, i dovodi do velikog

rasta zrna.

Sl. 4.4, Efekat FSP parametara na veli~inu zrna u zavaru kod 7075Al-T7651, parametri

procesa: (a) 350 ]/152 ⁄ i (b) 400 /102 ⁄


Risti} Marko 28

Veli~ina zrna u zoni zavara ima tendenciju da raste blizu povr{ine zavara, a

smawuje se sa udaqewem od centralne linije zavara, odnosno ovo grubo odgovara

temperaturnim varijacijama unutar zone zavarivawa [8, 10, 41]. Na primer, Mahoney [111] je

izneo varijaciju u veli~ini zrna sa dna do vrha vara, kao i varijaciju veli~ine od

nalegaju}e do ravnaju}e strane kod plo~e debqine 6,35 od 7050Al. Slika 4.5 pokazuje

raspored veli~ina zrna na razli~itim lokacijama zone vara [111] za 7050Al. Prose~na

veli~ina zrna se kre}e od 3,2 na dnu do 5,3 na vrhu i od 3,5 na ravwaju}oj

ivici do 5,1 na nalegaju}oj ivici. Sli~no, kod plo~e debqine 25,4 od 2519Al ,

prona|eno je da je prose~na veli~ina zrna 12, 8 i 2 respektivno, u gorwoj, sredwoj i

dowoj regiji zone jezgra [100]. Veruje se da su ovakve varijacije u veli~ini zrna povezane sa

razlikama u temperaturnim profilima i rasipawu toplote u zoni zavara. Po{to je dno

radnog komada u dodiru sa podupiraju}om plo~om maksimalna temperatura je nià i

termi~ki ciklus je kra}i upore|uju}i deo {ava koji se nalazi na vrhu. Evidentno je da se sa

pove}awem debqine plo~e, pove}ava i temperaturna razlika izme|u dna i vrha zavara, {to

uzrokuje ve}u razliku u veli~ini izme|u zrna.

Sl. 4.5, Distribucija veli~ine zrna na razli~itim lokacijama, 7075Al [111]


Risti} Marko 29

4.1.3. Rastvarawe i ogrubqivawe ~estica taloga

Kao {to je izneto u odeqku 3.2, FSW zavarivawe dovodi do pove}awa temperature

do 400-550 °C u zoni {ava zbog trewa izme|u alata i radnog dela i plasti~ne deformacije

oko rotiraju}eg vrha [4, 5, 41, 71-74, 78, 79]. Pri tako visokoj temperaturi talozi u

aluminijumskim legurama mogu se rastvoriti ili ogrubqivawe ~estica u zavisnosti od

tipa legure i maksimalne temperature.

Liu [5] je prou~avao mikrostrukturu FSW zavarenog aluminijuma 6061Al-T6. Oni su

zabeleìli da su homogeno raspore|eni talozi generalno mawi u radnom delu koji se

zavaruje nego li u jezgru {ava. Ipak, bilo je daleko mawe velikih taloga u jezgru {ava nego

li u osnovnom materijalu. Ovo ukazuje na to da se u {avu de{ava i rastvarawe i

ogrubqivawe ~estica taloga tokom FSW-a. Sato [72] je prou~avao mikrostrukturalne

promene legure 6063Al-T5 tokom FSW-a koriste}i TEM mikroskopiju. Oni nisu zapazili

taloge u jezgru {ava, {to indicira na to da su se talozi rastvorili u aluminijumskoj

matrici tokom FSW-a. Heinz i Skrotzki [86] su tako|e zabeleìli potpuno rastvarawe taloga

tokom FSW-a legure 6013Al-T4 sa brzinom obrtawa alata od 1400 i bo~nom brzinom

od 400-450 ⁄ . Sli~no, prilikom FSW zavarivawa legura 7XXX (7075Al-T7451), Jata [103] je tako|e zapazio odsustvo oja~avaju}ih taloga u jezgru {ava, {to ukazuje na wihovo

potpuno rastvarawe. Ukupno zapaàwe svih istraìvawa ukazuje da se tokom zavarivawa

doga|a kombinacija rastvarawa, ogrubqivawa i retaloèwa ~estica oja~avaju}ih taloga u

leguri.

4.1.4. Struktura

Struktura uti~e na raznorazne osobine, uklu~uju}i ~vrsto}u, elasti~nost,

formabilnost i otpornost prema koroziji. Kao {to je ranije spomenuto, kod FSW

zavarivawa javqa se nekoliko prepoznatqivh zona: jezgro {ava, termo-mehani~ki pogo|ena

zona, toplotno pogo|ena zona i osnovni materijal. Svaka zona ima druga~iju termo-

mehani~ku istoriju. Ono {to jo{ vi{e komplikuje FSW zavarivawe je da se jezgro {ava

sastoji od pod-domena. Na primer, gorwi sloj doìvqava deformaciju koju izaziva rukavac

alata nakon {to je vrh alata izazvao po~etnu deformaciju. Kao dodatak, u zavisnosti od

brzine obrtawa alata i bo~ne brzine, jezgro {ava moè sadràti strukturu sa

koncentri~nim krugovima ili druge mikrostrukturalne varijacije. Izvr{eno je

prou~avawe nekoliko struktura kod aluminijumskih legura zavarenih FSW zavarivawem

[128-131].

Sato [129] i Field [130] izvr{ili su detaqnu analizu strukture du` celih {avova

dobijenih FSW-om. Sveobuhvatno prou~avawe strukture u oblasti jezgra pokazalo je da se

struktura jezgra sastoji iz sitnozrnih kristala i velikougaonih granica zrna izme|u wih.

Rezultati mikroteksture pokazali su {ablon veoma kompleksne strukture. Tokom FSW-a

materijal doìvqava istovremeno intenzivno smicawe i dinami~ku rekristalizaciju.

Jedan od glavnih ciqeva pri ovom je razumeti kako nukleusi kristalizacije novih zrna i

kontinualna deformacija uti~u na kona~nu strukturu {ava. Uz ovo, va`no je razdvojiti

efekat finalne deformacije koju izaziva rukavac alata kroz efekat kovawa nakon

prolaska vrha alata. Deformacija koju izaziva rukavac moè veoma dosta da uti~e na

kona~nu strukturu {ava, ta deformacija dodaje komponentu deformacionog smicawa na

niìm temperaturama ve} rekristalicovanom zavaru koji je pre toga obra|en vrhom alata.


Risti} Marko 30

4.2. Termo-mehani~ki pogo|ena zona (TMAZ - thermo-mechanically affected zone)

Jedinstvenost kod FSW/FSP tehnike je stvarawe tranzicione zone - termo-

mehani~ki pogo|ene zone (TMAZ) izme|u osnovnog materijala i jezgra {ava [4, 15, 41], kao

{to je prikazano na slici 4.2. TMAZ zona je tokom obrade pogo|ena i dejstvom visoke

temperature i dejstvom mehani~kih deformacija od FSW/FSP-a. Tipi~an mikrograf TMAZ

zone prikazan je na slici 4.6. TMAZ karakteri{e visoko deformisana struktura. Izduèna

zrna osnovnog materijala su deformisana u uzdu`nom smeru oko jezgra {ava. Iako TMAZ

zona doìvqava plasti~nu deformaciju, ne dolazi do rekristalizacije u ovoj zoni.

Me|utim ipak se javqa rastvarawe taloga u odre|enoj meri kao {to je prikazano na slici

4.7 c i d zbog izloènosti visokim temperaturama tokom FSW/FSP procesa [72, 95]. Intenzitet rastvarawa zavisi od termi~kog ciklusa koji doìvi TMAZ zona. Osim toga

otkriveno je da zrna u TMAZ zoni obi~no sadrè visoku koncentraciju pod-granica [72].

Sl. 4.6, Mikrostruktura termo-mehani~ki pogo|ene zone FSP 7075Al [15]


Risti} Marko 31

Sl. 4.7, Mikrostruktura taloga izme|u kristalnih zrna i du` granica zrna u: (a) osnovnom

metalu, (b) HAZ, (c) TMAZ blizu HAZ, i (d) TMAZ u blizini zone zavara (FSW 7075Al-T651, 350

, 15 ⁄ ) Su [95]

4.3. Zona pogo|ena uticajem toplote (HAZ - heat-affected zone)

Izvan TMAZ zone nalazi se zona pogo|ena pod uticajem toplote (HAZ). Ova zona je

izloèna termi~kim uticajima, ali ne doìvqava plasti~nu deformaciju (slika 4.1).

Mahoney [72] definisao je HAZ kao zonu koja doìvqava porast temperature iznad 250°C.

HAZ zona zadràva istu strukturu zrna kao i osnovni materijal. Ipak, izloènost

temperaturi od iznad 250°C izaziva zna~ajne promena na strukturu taloga.

Jata [103] istraìvao je efekat FSW-a na mikrostrukturu legure 7075Al-T7451. Oni su

otkrili da dok je FSW imao veoma mali uticaj na pod~estice u HAZ zoni, uticaj na

ogrubqivawe oja~avaju}ih taloga i stvarawe zona bez taloga (PFZ - Precipitate-Free Zone) se

uve}ao 5 puta. Do istog zapaàwa je do{ao i Su [95] u detaqnom ispitivawu legure 7050Al-T651 (slika 4.7 b). Ogrubqivawe ~estica taloga i {irewe zone bez taloga je o~igledno.

Sli~no tome i Heinz i Skrotzki [86] su prou~avali ogrubqivawe ~estica taloga u HAZ zoni

legure 6013Al.


Risti} Marko 32

5. Osobine FSW {avova

5.1. Zaostali naponi

Tokom zavarivawa, dolazi do nastajawa kompleksnih termi~kih i mehani~kih

napona u {avu u wegovoj okolini zbog lokalizovanog zagrevawa i spajawa sa drugim delom.

Uop{teno se veruje da su zaostali naponi niski kod FSW zavarivawa, zbog niskih

temperatura u toku procesa i zbog toga {to se radi o zavarivawu u ~vrstom stawu. Ipak,

kada se upore|uju fleksibilne stezaqke koje se koriste za pritezawe delova kod

konvencionalnog zavarivawa, krute stezaqke koje se koriste kod FSW zavarivawa pruàju

mnogo ve}i otpor na radne plo~e koje se zavaruju. Ovaj otpor spre~ava {irewe i skupqawe

plo~a prilikom zagrevawaa i naknadnog hla|ewa nakog zavarivawa i u popre~nom i u

uzdu`nom smeru {to dovodi do stvarawa popre~nih i uzdu`nih napona u zavaru. Ovo

postojawe zaostalih napona zna~ajno uti~e na mehani~ke karakteristike nakon

zavarivawa, naro~ito na karekteristike vezane za zamor materijala. Zbog toga je zbog

velike prakti~ne va`nosti ispitati raspored zaostalih napona kod FSW {avova.

James i Mahoney [104] izmerili su zaostale napone kod legura 7050Al-T7451, C458 Al-Li i 2219Al uz pomo} metode difrakcije X zraka. Rezultati dobijeni za 7050Al-T7451 dati su

tabeli 5.1. Ovo istraìvawe otkrilo je slede}e rezultate. Prvo, zaostali naponi tokom

FSW zavarivawa bili su veoma niski u pore|ewu sa naponima koji se javqaju u {avovima

kod konvencionalnog zavarivawa. Drugo, u prelaznim regijama izme|u potpuno

rekristalizovanih regija i delimi~no rekristalizovanih regija, zaostali naponi su bili

ve}i nego li u ostalim regijama {ava. Tre}e, generalno, longitudinalni (paralelno sa

pravcom zavarivawa) zaostali naponi su bili zatezni, dok su transverzalni (normalni na

pravac zavarivawa) zaostali naponi bili pritisni. Niska vrednost napona kod {avova

dobijenih FSW-om je pripisana mawoj toploti koja je uloèna i rekristalizaciji koja se

prilagodila naprezawu [104].

Izmereni zaostali naponi [N/mm2] kod FSW-a 7050Al-T6541 (James i Mahoney [104]) Tabela 5.1

Lokacija

Rastojawe od

centra {ava [ ]

Longitudinalni

Transverzalni

Zadwa ivica

Predwa ivica

Zadwa ivica

Predwa ivica

Gorw. povr{. 2 22 19 -33 -41 4 39 35 -14 -27 6 55 72 -21 -24 7 64 48 -40 -47 8 101 76 -99 -43 Koren 1 13 42 28 ± 52 -12 3 36 ± 52 48 ± 54 -71 -19 5 61 ± 30 55 -55 ± 103 -48


Risti} Marko 33

Donne [132] je izmerio distribuciju zaostalih napona kod 2024Al-T3 i 6013Al-T6 koriste}i tehniku slojevitog se~ewa ispitivanog dela, difrakciju X zracima, neutronsku

difrakciju i visokoenergetsku radijaciju dobijenu pomo}u sinhrotronog ciklotrona. Iz

wihovog prou~avawa moè se do}i do {est va`nih zapaàwa. Eksperimentalni rezultati

dobijeni pomo}u ovih merewa su bili u dobroj kvalitativnoj i kvantitativnoj saglasnosti.

Drugo, longitudinalni zaostali naponi su uvek bili ve}i od transvarzalnih, nezavisno od

pre~nika vrha alata, brzine obrtawa i bo~ne brzine. Tre}e, i longitudinalni i

transverzalni zaostali naponi imali su distribuciju u obliku slova ‘M’ du` {ava.

Tipi~an oblik rasporeda longitudinalnih zaostalih napona prikazan je na slici 5.1.

Slika 5.1 pokazuje maksimalne zatezne zaostale napone koji su locirani na rastojawu od 10

od centralne linije {ava, odnosno u HAZ zoni. Tako|e su detektovani i mali

pritisni naponi u osnovnom materijalu u blizini HAZ zone. êtvrto, raspored zaostalih

napona kroz {av bio je sli~an i na vrhu i u korenu {ava. Peto, alat ve}eg pre~nika

pro{iruje M-podru~je rasporeda zaostalih napona. Sa smawewem brzine obrtawa alata

smawuje se i vrednost zaostalih napona. [esto, kod uzoraka malih dimenzija 30 x 80 i 60 x 80 , maksimalni zatezni longitudinalni zaostali naponi bili su u

opsegu od 30-60% od zatezne ~vrsto}e {ava zavarenog materijala i 20-50% od zatezne

~vrsto}e osnovnog materijala. O~igledno, zaostali naponi kod delova zavarenih FSW-om

bili su dosta niì od napona kod delova zavarenih konvencionalnim metodama zavarivawa

topqewem. Ipak, Wang [122; 133] je izneo da se ve}e vrednosti zaostalih napona mogu javiti

kod primeraka ve}ih dimenzija 200 x 200 .

Sl. 5.1, Raspored longitudinalnih zaostalih napona kod FSW-a 6013Al-T4

(2500 , 1000 ⁄ , pre~nik rukavca alata 15 ) Donne [132]

Peel [134] je prou~avao raspored zaostalih napona kod FSW-a legure 5083Al kori{}ewem difrakcije X-zraka. Na osnovu wihovih istraìvawa moè se zakqu~iti

slede}e. Prvo, dok se longitudinalni zaostali naponi raspore|uju u obliku slova ‘M’ du`

{ava, sli~no rezultatima koje je dobio Donne [110], transverzalni zaostali naponi imaju

maksimum u centru {ava. Drugo, zona jezgra {ava bila je pod naprezawem i

longitudinalnom i u transverzalnom smeru. Tre}e, maksimalni zatezni zaostali naponi su

uo~eni na rastojawu od 10 od centralne linije {ava, odnosno rastojawu koje se

poklapa sa ivicom rukavca alata. êtvrto, longitudinalni zaostali naponi se pove}avaju

sa pove}awem bo~ne brzine alata, dok transverzalni zaostali naponi nisu pokazali

zavisnost od bo~ne brzine alata. Peto, postoji blaga asimetrija u profilu

longitudinalnih zaostalih napona u zoni zavara gde su naponi za pribli`no 10% ve}i na


Risti} Marko 34

strani predwe nalegaju}e ivice. [esto, maksimalni zaostali naponi u longitudinalnom

pravcu (40-60 ) bili su ve}i od onih u transverzalnom pravcu (20-40 ).

Maksimalni zaostali napon posmatran u razli~itim {avovima dobijenih FSW-om

razli~itih aluminijumskih legura bio je negde ispod 100 [132-134]. Ove veli~ine

zaostalih napona bile su mawe od zaostalih napona koji se javqaju u {avovima dobijenih

konvencionalnim zavarivawem, i znatno niì od zatezne ~vrsto}e posmatranih legura

aluminijuma. Ovo dovodi do zna~ajno mawe deformacije komponenata sastavqenih FSW-om,

i poboq{awu mehani~kih karakteristika.

Sa druge strane, Reynolds [135] je izmerio zaostale napone ner|aju}eg ~elika 304L

zavarenog FSW-om uz pomo} neutronske difrakcije. Sredwi zaostali naponi,

longitudinalni i transverzalni prikazani su na slici 5.2, kao funkcija rastojawa od

centra {ava. Slika 5.2 prikazuje slede}e. Prvo, {eme rasporeda zaostalih napona

dobijenih kod FSW zavarivawa su karakteristi~ne i za druge procese zavarivawa, odnosno

visoke vrednosti zateznih longitudinalnih zaostalih napona i niske vrednosti

transverzalnih napona. Drugo, maksimalne vrednosti longitudinalnih napona su bliske

vrednostima zatezne ~vrsto}e osnovnog materijala, i prema tome sli~ni po veli~ini

napona koji se dobijaju kod zavarivawa topqewem austenitnih ner|aju}ih ~elika [136]. Reynolds [135] je primetio da se vrednosti longitudinalnih zaostalih napona veoma malo

razlikuju du` visine {ava, dok su se vrednosti transverzalnih napona zna~ajno

razlikovale sa promenom visine u {avu. Znak transverzalnih zaostalih napona u blizini

centralne linije je uglavnom bio pozitivan na vrhu a negativan u korenu. Uzrok ovome je

brzo hla|ewe koje je doìveo {av u korenu zbog neposrednog dodira dowe strane sa

podupiraju}om plo~om. O~igledno je da postoji razlika u rasporedu zaostalih napona

prilikom FSW-a za ~elik i aluminijum. Uzrok ovome je najverovatnije temperaturna

zavisnost zatezne ~vrsto}e i uticaj finalne deformacije koju izaziva rukavac alata.

Sl. 5.2, Sredwi zaostali naponi, longitudidalni i transverzalni u funkciji

rastojawa od sredi{ta {ava, kod FSW zavarenog ~elika 204L (Reynolds [135])


Risti} Marko 35

5.2. Tvrdo}a

Aluminijumske legure se dele na one koje se termi~ki obra|uju (otvrtwivawe

starewem), i one koje se ne obra|uju termi~kom obradom (otvrtnute pravqewem ~vrstog

rastvora). Ve}i broj ispitivawa pokazao je da se promena u tvrdo}i kod FSW {avova kod

aluminijumskih legura razlikuje u zavisnosti da li se legura otvrtwuje starewem ili

pravqewem ~vrstog rastvora. FSW stvara omek{anu regiju oko {ava kod aluminijumskih

legura koje se otvrdwuju starewem [5, 7, 10, 72, 137, 138]. Sugerisano je da do takvog

omek{avawa dolazi usled ogrubqivawa i rastvarawa ~estica oja~avaju}ih taloga tokom

termi~kog ciklusa koji se de{ava tokom FSW-a [5, 7, 10, 72, 137, 138]. Sato [72] je ispitivao

tvrdo}u povezanu sa mikrostrukturom koja se dobija tokom FSW-a legure 6063Al-T5. Oni su

izneli da tvrdo}a vi{e zavisi od rasporeda taloga nego li od veli~ine kristalizacionih

~estica u zavaru. Tipi~na kriva tvrdo}e kroz {av legure 6063Al-T5 prikazana je na slici

5.3. Prose~na tvrdo}a osnovnog materijala koji je otvrdnut pravqewem ~vrstog rastvora je

tako|e prikazana na slici 5.3 radi upore|ivawa. O~igledno, do{lo je do zna~ajnog

omek{avawa kroz zonu {ava, kada se upore|uje sa osnovnim materijalom u stawu T5. Daqe,

slika 5.3 pokazuje da se najmawa tvrdo}a ne nalazi u sredi{wem delu zone {ava, nego 10

izvan centralne linije. Sato [72] je ozna~io krive tvrdo}e sa BM (regija iste tvrdo}e kao i

osnovni materijal - Base Material), LOW (regija niè tvrdo}e od osnovnog materijala - region of lower hardness than base material), MIN (regija minimalne tvrdo}e - minimum-hardness region), i SOF (omek{ana regija - softened region) (slika 5.3), i ispitao je mikrostrukturu

ovih regija.

Sl. 5.3, Tipi~na kriva tvrdo}e kroz {av, FSW 6063Al-T5 (Sato [72])

Kao {to je prikazano na slici 5.4, posmatrane su dve vrste taloga u BM, LOW i MIN

regijama; igli~asti talozi od 40 duìne, koji su delimi~no ili kompletno

koherentni sa matricom, i {ipkasti talozi od otprilike 200 u duìni, koji imaju

nisku koherentnost sa matricom. Mehani~ke karakteristike legure 6063Al zavise uglavnom

od gustine igli~astih taloga i veoma malo od gustine {ipkastih taloga [139, 140]. Sato [72] izneo je da je mikrostruktura (tip, veli~ina i raspored ~estica) u BM zoni je u osnovi ista

kao i osnovni materijal (slika 5.4a), {to obja{wava istu tvrdo}u u BM zoni i osnovnom

materijalu. U LOW regiji, gustina igli~astih taloga je zna~ajno smawena, dok je gustina


Risti} Marko 36

{ipkastih taloga pove}ana (slika 5.4b). Ovo je dovelo do smawewa tvrdo}e u LOW zoni. Kod

MIN regije, ostala je samo mala gustina {ipkastih taloga (slika 5.4c). Dakle, ne samo da je

efekat otvdwivawa potpuno nestao zbog nestanka igli~astih taloga, ve} je smaweno i

prisustvo ~vrstih rastvora koji pove}avaju tvrdo}u, zbog postojawa {ipkastih taloga,

{to dovodi do minimalne tvrdo}e u MIN regiji. U SOF regiji nisu detektovani talozi zbog

wihovog potpunog rastvarawa (slika 5.4d). Sato [72] je sugerisao da je malo ve}a tvrdo}a SOF

regije obja{wava mawom veli~inom ~estica i ve}om gustinom sub-grani~nog podru~ja.

Sl. 5.4, TEM slike, prikaz rasporeda taloga u razli~itim mikrostrukturnim

zonama, FSW 6063Al, Sato [72]

5.3. Mehani~ke karakteristike

FSW/FSP dovodi do zna~ajnih mikrostrukturalnih promena unutar i oko jezgra {ava,

TMAZ i HAZ zone. Ovo dovodi do zna~ajnih promena mehani~kih karakteristika nakon

zavarivawa. U narednim sekcijama tipi~ne mehani~ke karakteristike kao {to su

~vrsto}a, elasti~nost, zamor i lom bi}e ukratko revidirane.


Risti} Marko 37

5.3.1. ^vrsto}a i elasti~nost

Mahoney [41] ispitivao je efekat FSW-a na zateznu ~vrsto}u pri sobnoj temperaturi

legure 7075Al-T651. Epruvete za ispitivawe su ise~ene iz {ava u dva pravca,

longitudinalnom i transverzalnom pravcu prema {avu. Epruvete iz longitudinalnog

pravca sadràle su samo potpuno rekristalizovana zrna iz jezgra {ava, dok su epruvete iz

transverzalnog pravca sadràle mikrostrukture iz svih zona, tj. osnovnog materijala, HAZ, TMAZ zone i jezgra {ava. Tabela 5.2 prikazuje zatezne karakteristike epruvete iz

longitudinalnog pravca iz jezgra {ava. Uzorci iz {ava pokazali smawewe granice te~ewa

kao i zatezne ~vrsto}e, dok je dilatacija ostala nepromewena. Mahoney [41] je pripisao

smawenu ~vrsto}u smawewu pred-postoje}ih dislokacija i eliminaciji veoma finih

taloga [4]. Da bi povratio izgubqenu zateznu ~vrsto}u u zoni {ava, Mahoney [41] izvr{io je

tretman starewa nakon zavarivawa (121°C, 24h) na uzorku. Kako je prikazano u tabeli 5.2,

tretman starewa doveo je do povra}aja ve}eg dela zatezne ~vrsto}e u {avu, ali na u{trb

zatezne ~vrsto}e uzorka i smawewu wegove elasti~nosti. Ovo pove}awe zatezne ~vrsto}e

pripisano je pove}awu zapreminskog udela fino tvrdih taloga, dok je smawewe

elasti~nosti pripisano i pove}awu udela finih taloga i razvoju zona bez taloga (PFZ - Precipitate-Free Zones) na granicama zrna [41].

Longitudinalne zatezne karakteristike FSW {ava legure 7075Al-T651 na sobnoj

temperaturi. Mahoney [41] Tabela 5.2

Stawe Zatezna ~vrsto}a [ ] Granica te~ewa [ ] Dilatacija [%]

Osnovni metal, T651 622 571 14,5 FSW {av 525 365 15 Nakon starewa 496 455 3,5

Zatezne karakteristike u transverzalnom pravcu legure 7075Al-T651 date su u

tabeli 5.3. Upore|uju}i sa nezavarenim osnovnim materijalom, epruvete iz transverzalnog

pravca pokazale su znatno smawewe ~vrsto~e i elasti~nosti. Osim toga, ~vrsto}a i

elasti~nost epruveta iz transverzalnog pravca bila je mawa od epruveta iz

longitudinalnog pravca. Naknadno starewe ovih epruveta nije povratilo ni ~vrsto}u ni

elasti~nost. Kod epruveta iz transverzalnog pravca do{lo je do pucawa usled smicawa u

HAZ zoni. Kao {to je predhodno re~eno, epruvete iz tranzverzalnog pravca pokrivaju

~etiri razli~ite mikrostrukture, tj. osnovni materijal, HAZ, TMAZ i jezgro {ava.

Posmatrana elasti~nost je sredwa vrednost izduèwa du` cele duìne epruvete kroz

razli~itih zona. Razli~ite zone imaju razli~it otpor prema deformaciji zbog razlike u

veli~ini zrna i veli~ini taloga i wegovog rasporeda kao {to je opisano u odeqku 4. HAZ

zona ima najmawu ~vrsto}u zbog znatno ogrubqenih ~estica taloga i razvoju FPZ zona.

Dakle, tokom naprezawa, izduèwe je najve}e u HAZ zoni. Kao {to je prikazano na slici 5.5,

HAZ zona koja ima malu ~vrsto}u lokalno se najvi{e izduìla (12-14 %), {to je na kraju

dovelo do prskawa i lomqewa, dok je zona {ava doìvela dilataciju od 2-5 %. Zbog toga se

pucawe uvek de{ava u HAZ zoni, {to rezultira malom ~vrsto}om i elasti~no{}u u

transverzalnom pravcu {ava.

Karakteristike u transverzalnom pravcu FSW {ava 7075Al-T651, Mahoney [41] Tabela 5.3

Stawe Zatezna ~vrsto}a [ ] Granica te~ewa [ ] Dilatacija [%]

Osnovni metal, T651 622 571 14,5 FSW {av 468 312 7,5 Nakon starewa 447 312 3,5


Risti} Marko 38

Sl. 5.5, Raspored izduèwa FSW 7075Al-T651, Mahoney [41]

Sato [89] je ispitivao zatezne osobine u transverzalnom pravcu FSW {ava kod 6063Al-T5. Da bi pokazao efekat tretmana nakon zavarivawa na karakteristike {ava, izvr{io je

wegovo starewe (175°C/12h) i wegovo kaqewe i starewe (530°C/1h + 175°C/12h). Slika 5.6

pokazuje zatezne karakteristike osnovnog materijala, {ava, {ava podvrgnutog starewu, i

{ava podvrgnutog kaqewu i starewu. Slika 5.6 pokazuje da su ja~ina i dilatacija najmawe

kod termi~ki neobra|enog {ava. [av podvrgnut starewu ima malo ve}u ja~inu od osnovnog

materijala sa istovremeno poboq{anom elasti~no{}u. Kaqewe i starewe pove}ava ja~inu

{ava i ona postaje ve}a od ja~ine osnovnog materijala uz istovremeno potpuno povra}enu

elasti~nost.

Sl. 5.6, Karakteristike materijala optere}enog na istezawe,

6063Al-T5, Sato [89]


Risti} Marko 39

Biallas [40] je prou~avao uticaj FSW parametara na zatezne karakteristike FSW {ava

kod legure 2024Al-T4. Ove karakteristike kod istezawa date su u tabeli 5.4. O~igledno je iz

tabele 5.4 da pri konstantnom odnosu ⁄ , pove}avaju su i napon na granici te~ewa i

zatezna ~vrsto}a {ava sa pove}awem brzine obrtawa , tako|e se pove}ava i elasti~nost.

Osim toga, tabela 5.4 pokazuje i pove}awu ja~inu i efikasnost spajawa kod tawih plo~a u

odnosu na debqe plo~e. Tabela 5.5 daje prikaz zatezne ~vrsto}e FSW {ava i efikasnost

spajawa za razli~ite aluminijumske legure. Ova tabela tako|e pokazuje da se efikasnost

FSW {avova nalazi u oblasti od 65 do 96 % za legure aluminijuma koje se mogu termi~ki

obra|ivati starewem i efikasnost od 95-119 % za legure aluminijuma koje se ne obra|uju

termi~kom obradom 5082Al (otvr|uju se pravqewem ~vrstog rastvora). Efikasnost spajawa

je znatno ve}a nego li kod konvencionalnog zavarivawa topqewem, naro~ito kod legura

aluminijuma koje se termi~ki obra|uju.

Karakteristike istezawa osnovnog materijala i {avova u longitudinalnom (L) i

transverzalnom (T) pravcu za 2024Al-T4 plo~e debqine od 4 i 1,6 na sobnoj

temperaturi, Biallas [40] Tabela 5.4

Materijal Brzina

obrtawa

[ ]

Bo~na

brzina

[ ⁄ ]

Granica

te~ewa (YS)

[ ]

Zatezna

~vrsto}a

(UTS) [ ]

Dilatacija

[%] UTSFSW/ UTSbase

Osnova 4 mm L 424 497 14,9 FSW 4 mm L 800 80 279 408 6,6 0,82 FSW 4 mm L 1000 100 296 423 8,1 0,85 FSW 4 mm L 1250 125 304 432 7,6 0,87 Osnova 1,6 mm L 325 472 21,0 FSW 1,6 mm L 1200 120 301 424 6,3 0,90 FSW 1,6 mm L 1800 180 315 434 6,9 0,92 FSW 1,6 mm L 2400 240 325 461 11,0 0,98

Efikasnost {ava kod FSW-a za razli~ite aluminijumske legure

Tabela 5.5

Legura Osnovni metal

UTS [ ] FSW {av UTS [ ]

Efikasnost

spajawa [%] Reference

AFC458-T8 544,7 362 66 [142] 2014-T651 (6 mm) 479 483 326 338 68 70 [142, 145] 2024-T351 (5 mm) 483 493 410 434 83 90 [142, 146] 2219-T87 475,8 310,3 65 [142] 2195-T8 593 406,8 69 [142] 5083-O (6 15 mm) 285 298 271 344 95 119 [12, 142, 143, 145] 6061-T6 (5 mm) 319 324 217 252 67 79 [142, 146] 7050-T7451 (6,4 mm) 545 558 427 441 77 81 [113, 142, 149] 7075 -T7351 472,3 455,1 96 [131, 142] 7075-T651 (6,4 mm) 622 468 75 [41] 6056-T78 (6 mm) 332 247 74 [144] 5005-H14 (3 mm) 158 118 75 [146] 7020-T6 (5 mm) 385 325 84 [146] 6063-T5 (4 mm) 216 155 72 [89] 2024-T3 (4 mm) 478 425 441 89 90 [147, 148] 7475-T76 465 92 [147] 6013-T6 (4 mm) 394 398 295 322 75 81 [86, 126] 6013-T4 (4 mm) 320 323 94 [86] 2519-T87 (25,4 mm) 480 379 79 [100]


Risti} Marko 40

Treba naglasiti da je oja~awe koje je dobijeno prilikom testirawa {ava u

transverzalnom pravcu na istezawe predstavqeno najslabijom regijom u transverzalnom

pravku, a da je data dilatacija predstavqa ukupnu dilataciju svih regija u transverzalnom

pravcu. Iako je ovakav test na istezawe koristan za inèwerske primene, on ipak ne daje

preciznu sliku mehani~kih karakteristika pojedinih regiona {ava u transverzalnom

pravcu, koji imaju razli~ite mikrostrukture. Zbog toga je potrebno razviti pogodniji test

koji bi preciznije ispitao karakteristike zasebnih regiona u {avu koji imaju razli~ite

mikrostrukture. Nedavno, su izvr{ena dva ispitivawa od strane von Strombeck-a [146] i

Mishra [150] radi utvr|ivawa zateznih karakteristika pojedinih regija {ava u

transverzalnom pravcu {ava FSW 7075Al (slika 5.7). Slika 5.7 pokazuje slede}a va`na

zapaàwa. Dok je napon na granici te~ewa materijala u zoni zavara 80 % napona na

granici te~ewa osnovnog materijala, zatezna ~vrsto}a je skoro 100 % a i elasti~nost je

zna~ajno poboq{ana.

Sl. 5.7, Varijacije zateznih karakteristika prema poziciji du` {ava u

transverzalnom pravcu FSW 7075Al [150]

Kombinacija visoke zatezne ~vrsto}e i elasti~nosti je uzrok fine sitnozrnaste

strukture u zoni zavara [150]. Drugo, u blizini grani~ne zone izmee|u zone zavara i TMAZ

zone, ~vrsto}a ostaje pribli`no ista kao i u zoni zavara, ali elasti~nost po~iwe da se

smawuje. To smawewe elasti~nosti se obja{wava ~iwenicom da TMAZ zona ima

deformisanu strukturu. Tre}e, oba i napon na granici te~ewa i zatezna ~vrsto}a po~iwu

da opadaju nakon (TMAZ/HAZ) od centra{ava. najmawa ~vrsto}a, 60 % od osnovnog

materijala, zabeleèna je u HAZ zoni (12 od centralne linije {ava na zadwoj

ravwaju}oj ivici). êtvrto, ~vrsto}a i elasti~nost predwe nalegaju}e ivice i zadwe

ravwaju}e ivice nisu iste. Zadwa ivica ima mawu ~vrsto}u. Ovo je u skladu sa predhodnim

istraìvawem da se lom uvek de{ava na ravwaju}oj ivici [89].


Risti} Marko 41

5.3.2. Zamor materijala

Za mnoge primene, kao {to su avionske konstrukcije, transportna vozila,

platforme, mostne konstrukcije karakteristike vezane za zamor materijala su veoma

va`ne. Zbog toga je va`no razumeti karakteristike vezane za zamor materijala FSW {avova

zbog {iroke inèwerske primene FSW tehnike. Ovo je dovelo do pove}anog interesovawa

za mehanizam zamora materijala kod FSW {avova, uklu~uju}i i prou~avawe potrebnog broja

ciklusa promene napona do otkaza (N-C) kriva [40, 100, 151-156] i napredovawe pukotina

iniciranih zamorom materijala (FCP - Fatigue Crack Propagation) [100, 103, 148, 149, 157, 158].

5.3.2.1. N-C pona{awe.

Posledwih godina izvr{ena su ispitivawa na utvr|ivawe N-C pona{awa FSW 6006Al-T5 [151, 152], 2024Al-T351 [153], 2024Al-T3 [40], 2024Al-T3, 6013Al-T6, 7475Al-T76 [147], 2219Al-T8751 [156], i 2419Al-T87 [100]. Ove studije su dovele do slede}ih va`nih zakqu~aka.

Prvo, ~vrsto}a na zamor materijala kod FSW {ava je ciklusa nià od osnovnog

materijala, tj. FSW {avovi su osetqiviji na pojavu inacijalnih pukatina koje dovode do

zamora materijala [40, 147, 154-157]. Osim toga, Bussu i Irving [158] su pokazali da FSW

{avovi iz transverzalnog pravca imaju niù ~vrsto}u na zamor materijala nego li FSW

{avovi iz longitudinalnog pravca. Ipak, ~vrsto}a na zamor materijala FSW {avova je

bila ve}a od {avova dobijenih MIG postupkom [152, 153]. Tipi~na N-C kriva za FSW,

laserski, MIG {av i osnovni materijal legure 6005Al-T5 data je na slici 5.8. Finije i

uniformnije strukture koje se dobijaju FSW-om daju boqe karakteristike u pore|ewu sa

{avovima koji su dobijeni topqewem materijala. Drugo, kvalitet povr{ine kod FSW

{avova imao je veliki uticaj na ~vrsto}u na zamor materijala {avova. Hori [151] je do{ao

do rezultata da se ~vrsto}a na zamor materijala FSW {avova smawuje sa pove}awem odnosa

⁄ zbog nedovoqne i lo{e zavarenosti korena {ava. Ipak, kada je nedovoqno zavareni

koren u ovom slu~aju izbru{en, ~vrsto}a na zamor materijala ostala je nepromewena sa

mewawem odnosa ⁄ .

Sl. 5.8, N-C kriva osnovnog materijala, FSW {ava, laserskog {ava, MIG {ava za

leguru 6005Al-T5, Hori [151]


Risti} Marko 42

Bussu i Irving [153] su prona{li da se bru{ewem po 0,5 debelog sloja i sa gorwe

i sa dowe strane {ava uklawaju sve nepravilnosti na {avu i pove}ava wegova ~vrsto}a na

zamor koja je skoro ista kao i ~vrsto}a osnovnog materijala. Magnusson i Kallman [147] su

tako|e do{li do sli~nih rezultata bru{ewem sloja od 0,1-0,15 sa gorwe strane {ava

dobijeno je znatno poboq{awe otpornosti na zamor materijala FSW {ava. Ova ispitivawa

su ukazala na to da je glavni uzrok zamora materijala kod FSW {avova povr{inska

hrapavost i povr{inske prskotine na {avu a ne defekti unutar {ava. Tre}e, uticaj FSW

parametara na ~vrsto}u i otpornost na zamor materijala je veoma komplikovan i do sada

nije utvr|en dosledan trend tih uticaja na zamor materijala {ava. Hori [151] je otkrio da

kod specifi~nih odnosa ⁄ otpornost na zamor FSW {avova se nije promenila sa

mewawem bo~ne brzine. Biallas [40] je primetio da kod konstantnog odnosa ⁄ , otpornost

na zamor {ava kod legure 2024Al-T3 debqina plo~a 1,6 i 4 znatno se mewala sa

pove}awem brzine obrtawa alata i bo~ne brzine. êtvrto, gla~awe {ava (LPB - Low Plasticity Burnishing) nakon zavarivawa moè znatno pove}ati broj ciklusa promene napona do otkaza

usled zamora. Jayaraman [156] zabeleìo je da je LPB obrada {ava pove}ala broj ciklusa

promene napona do otkaza za 80% kod legure 2219Al-T8751. Tako|e, povr{ina nakon LPB-a

postaje visoko polirana {to smawuje mogu}nost pojave inicijalnih pukotina. Pored ovoga,

odre|eni pritisni zaostali naponi na povr{inama visokog kvaliteta su poèqni jer

pove}avaju otpornost na zamor materijala. Peto, dok je otpornost na zamor FSW {avova na

vazduhu mawa od osnovnog materijala, Pao [100] je do{ao do rezultata da FSW {av kod 2519Al-T87 i osnovni materijal imaju sli~ne otpornosti na zamor u rastvoru od 3,5 % NaCl.

5.4. Mehanizmi korozije kod FSW {avova

Kao {to je opisano u odeqku 4, FSW dovodi do formirawa razli~itih

mikrostruktura, tj. jezgro {ava, TMAZ zona i HAZ zona. Ove zone imaju razli~ite

mikrostrukutralne karakteristike poput veli~ina zrna i gustina dislokacija, zaostali

naponi i tekstura, veli~ina i raspored taloga. Zbog toga, o~ekuje se da razli~ite

mikrostrukturalne zone imaju i razli~ita koroziona pona{awa. Za prakti~ne

aplikacije, veoma je va`no razumeti koroziono pona{awe FSW {avova i protuma~iti

mehanizme korozije kod razli~itih legura i razli~ite mikrostrukturalne zone. U toku

proteklih nekoliko godina izvr{ena su razli~ita ispitivawa sa ciqem razumevawa

efekata FSW-a na koroziju i naponsko koroziono pucawe (SCC - Stress Corrosion Cracking) [40, 88, 170-178]. Legure i korozione supstance kori{}ene u razli~itim ispitivawima date su u

tabeli 5.6.

Ispitivani FSW materijali i kori{}ene korozione supstance od strane razli~itih

istraìva~a

Tabela 5.6

FSW materijal Korozioni rastvori Reference

5454Al-O, 5454Al-H34 0.1 M NaCl, 0.5 M NaCl [88] 2024Al-T4, 2195Al 0.6 M NaCl [170] 5083Al-T3 EXCO (4 M NaCl-0.5 M KNO3-0.1 M HNO3), 3.5% NaCl [171] 7075Al-T6, 2219Al-T87, 2195Al-T87 3.5% NaCl [172] 7075Al-T651 Modified EXCO (4 M NaCl-0.5 M KNO3-0.1 M HNO3) [173] 7010Al-T7651, 2024Al-T351 0.1 M NaCl, 0.1 M HCl, ASTM G85 [174] 7075Al-T651, 7050Al-T7451 NaCl + H2O2, 3.5% NaCl [175] 7075Al-T6 3.5% NaCl [176] 2024-T3 3.5% NaCl [40] 7050Al-T7651 Modified EXCO (4 M NaCl-0.5 M KNO3-0.1 M HNO3) [177] Al Li Cu AF/C458 57 g NaCl + 10 ml H2O2 + 11 H2O [178]


Risti} Marko 43

5.4.1. Karakteristike korozije

Frankel i Xia [88] bili su prvi koji su ispitali piting i naponsko koroziono pucawe

FSW {ava kod 5454Al i uporedili ga sa osnovnim materijalom i {vovima dobijenim TIG

postupkom. Wihovo ispitivawe je pokazalo slede}e va`ne opservacije. Prvo, {upqine kod

FSW {avova su se formirala u HAZ zoni, dok su se kod TIG {ava formirala unutar zone

topqewa. Drugo, FSW {avovi su pokazali ve}u otpornost prema pitingu, koja je ve}a i od

osnovnog materijala i od otpornosti TIG {ava. Tre}e, kod naponsko-korozionog pucawa

(SCC) koje je ispitivano kori{}ewem uzoraka savijenih u “U” obliku, osnovni materijal i

FSW {avovi nisu pokazali znake SCC-a nakon 20 dana dràwa u rastvoru: 0.5 M NaCl, ~ak i u

slu~aju polarizacije od +60 . Sa druge strane, “U” uzorci iz TIG {ava su pukli pod tim

istim uslovima. êtvrto, testovi pri konstantnoj brzini razva~ewa (SSRT - Slow Strain Rate Tests) su pokazali da i osnovni materijal i FSW {av i TIG {av, kada se dodatno polarizuju

doìvqavaju smawewe elasti~nosti, {to ukazuje na mogu}u pojavu naponskog korozionog

pucawa. Ipak, smawewe elasti~nosti kod FSW {avova je bilo mawe nego kod TIG {avova.

Tako|e je otkriveno da naponsko koroziono pucawe zavisi i od konstrukcije alata i od

parametara procesa FSW-a.

Eksperimentalne observacije, koje pokazuju da su FSW {avovi otporniji na piting

i naponsko koroziono pucawe od osnovnog materijala su tako|e izvr{ene od strane Corral-a

[170], Zucchi-a [171], Meletis-a [172]. Corral [170] je prou~avao efekat korozionog pona{awa

veoma ~esto kori{}ene aluminijumske legure kod aviona (2024Al-T4) i legure 2195Al. Krive

anodske polarizacije (anodic polarization curves) kod ovih legura pokazuju da je korozioni

potencijal FSW {avova kod 2024Al i 2195Al skoro indenti~an onome iz osnovnog materijala,

pri kori{}ewu rastvora 0,6 M NaCl. Osim toga, testovi kod stati~kog urawawa za 20h i 25

dana pokazali su jednaku koli~inu taloèwa materijala i u FSW zoni i na osnovnom

materijalu.

Sli~no tome, Zucchi [171] je izneo da je FSW {av kod 5083Al pokazao ve}u korozionu

otpornost u EXCO rastvoru (4 M NaCl-0.5 M KNO3-0.1 M HNO3) i niù tendenciju prema pitingu

nego li osnovni materijal. Osim toga, ispitivawa pri konstantnoj brzini razvla~ewa su

pokazala da FSW {av nije podloàn naponsko-korozionom pucawu ni u EXCO rastvoru ni u

3,5% rastvoru NaCl + 0.3 [g/l] H2O2. U pore|ewu sa time, MIG {avovi su bili podlo`ni

koroziji u oba rastvora.

Meletis [172] je ispitivao pona{awe naponsko-korozionog pucawa FSW {ava 7075Al-T6, 2219Al-T87, i 2195Al-T87 uz pomo} dva tipa eksperimenata: (a) savijawe u ~etiri ta~ke

pod razli~itim nivoima optere}ewa i u uslovima naizmeni~nog potapawa (AI - Alternate Immersion) u rastvor 3.5%-NaCl tokom 90 dana, i (b) optere}ewe pri konstantnoj brzini

razvla~ewa uzoraka koji su pre toga podvrgavani naizmeni~nom potapawu rastvor 3.5%-NaCl. Rezultati savijawa u ~etiri ta~ke su pokazali da se nisu pojavile naponsko-

korozione pukotine u ovim uzorcima, {to indicira da ni jedna legura FSW {ava od

ispitivanih nije bila podlo`na pojavi naponsko-korozionih pukotina za dati period

optere}ivawa. Rezultati optere}ewa pri konstantnoj brzini savijawa pokazani su na

slici 34. Slika 5.9 pokazuje da pod ozbiqnijim SSRT testovima, FSW {avovi od 2219Al i

2195Al nisu pokazali znake naponsko-korozionog pucawa, dok je FSW 7075Al pokazao znake

smawene elasti~nosti sa pove}awem vremena predhodne izloènosti korozionom

rastvoru. Meletis [172] je sugerisao da je zabeleèna osetqivost na okolinu FSW {ava od

7075Al rezultat difuzije atoma vodonika (hydrogen embrittlement) u {avu.


Risti} Marko 44

Sl. 5.9, Zatezna ~vrsto}a i elasti~nost pri konstantnoj brzini razvla~ewa

FSW {ava i osnovnog materijala (a, b) 7075Al, (c, d) 2219Al, i (e, f) 2195Al (PE - Pre-exposure, predhodna izloènost korozionom rastvoru), Meletis [172]

Lumsden [173, 177], Hannour [163, 174], i Paglia [175] demonstrirali su da su FSW

{avovi legura 7075Al, 7010Al, 2024Al, i 7050Al bili podlo`niji intergranularnom

nagrizawu nego wihov osnovni materijal. Slika 5.10 pokazuje tipi~an primer korozionog

nagrizawa legure 7075Al-T651 pod dugotrajnom izloèno{}u EXCO rastvora (4 M NaCl-0.5 M KNO3-0.1 M HNO3, rastvoren na 10 %). Evidentno je da nakon izloènosti u trajawu od 24h u EXCO rastvoru, korozija je bila vrlo lokalizovana u HAZ zoni, uklu~uju}i i spoqwe ivice

TMAZ zone, ali se korozija nije pojavila u osnovnom materijalu niti je jezgro {ava

pokazalo znake korozije (slika 5.10a). Tokom dugotrajnije izloènosti, intergranularno

nagrizawe postalo je ozbiqnije u inicijalnoj po~etnoj zoni, i pro{irilo se na TMAZ zonu

koja je predhodno bila nenapadnuta (slika 5.10b i 5.10c). Kona~no, intergranularno

nagrizawe se razvilo i u jezgru {ava (slika 5.10d i 5.10e). Uprkos ovome, intergranularno

nagrizawe se nije pojavilo u osnovnom materijalu. Sli~ni rezultati su objavqeni i za

{avove drugih legura 7075Al-T651, 2024Al-T351, 7010Al-T7651 [174, 175]. Paglia [176] je nakon

toga verifikovao da je HAZ zona na zadwoj ravwaju}oj ivici doìvela ve}u podlo`nost

koroziji nego predwa nalegaju}a ivica.

Treba naglasiti da pored hemijskog sastava legure, tako|e i mikrostruktura u FSW

{avu i koroziona sredina imaju znatan uticaj na koroziono pona{awe FSW {avova kod

aluminijumskih legura. Zbog ovoga su se pojavili kontradiktorni rezultati za leguru

2024Al [40, 170, 174]. Ovo zahteva dubqe istraìvawe radi utvr|ivawa dominantnih

faktora koji uti~u na korozione karakteristike FSW {avova.


Risti} Marko 45

Sl. 5.10, Koroziono nagrizawe FSW {ava kod 7075Al-T651 pod uticajem korozionog rastvora.

Lumsden [173]

5.4.2. Tretmani za poboq{awe korozione otpornosti

Sklonost prema koroziji ~vrstih FSW {avova kod aluminijumskih legura je

problem kod raznoraznih inèwerskih primena FSW zavarivawa. Dokazano je da neki

tretmani nakon zavarivawa poboq{avaju otpornost prema koroziji FSW {avova [177, 181-184]. Hannour [181] i Villiams [182] je prou~avao efekat laserskog tretmana FSW {avova nakon

zavarivawa na pove}awe wihove otpornosti prema koroziji. Koroziona ispitivawa i

elektrohemijske studije indicirali su na to da je izloènost laserskom tretmanu dovela

do zapawuju}ih poboq{awa otpornosti na koroziju FSW {avova kod 2024Al-T351 i 7010Al-T651 [181, 182]. Intergranularna korozija unutar HAZ zone je nakon laserskog tretmana

potisnuta, a do{lo je do pojavqivawa pitinga na netretiranom osnovnom materijalu [182]. Ovo je pripisano razvoju homogenijeg povr{inskog sloja od kod kojeg je smawena

koncentracija taloga, i promewena hemija na granicama zrna [181, 182].

Paglia [183] je prou~avao efekat termi~kog tretmana nakon zavarivawa na

korozionu otpornost FSW {ava kod 7075Al legure. Tretman plamenom, (izloènost obe

strane FSW {ava plamenu tokom 1 minuta na razdaqini od , a zatim brzom

hla|ewu u vodi) dovelo je do blagog nestajawa intergranularnih taloga i generalnog

nestajawa faza kod granica zrna, naro~ito kod HAZ zone, {to je na kraju dovelo do smawewa

podlo`nosti intergranularnoj koroziji i pove}awu otpornosti na pojavu naponsko-

korozionog pucawa.

Lumsden [177, 184] je prou~avao efekat termi~kog tretmana nakon zavarivawa na korozionu

sklonost FSW {ava kod 7050Al-T7651. Slika 5.11 pokazuje tipi~ne rezultate napona na

istezawe za {avove podvrgnute prirodnom i ve{ta~kom starewu testiranih u rastvoru od

3.5% NaCl. O~igledno, ve{ta~ko starewe na 100 °C tokom jedne nedeqe je povratilo


Risti} Marko 46

zna~ajan deo otpornosti prema naponsko-korozionom pucawu, ali je izazvao neo~ekivani

gubitak mehani~kih karakteristika. Sli~no tome, Merati [185] je izneo da lokalni

termi~ki tretman (termi~ki tretman stabilizacije + reorganizacija i ponovno starewe)

je bio tretman koji najvi{e obe}ava {to se ti~e povratka otpornosti na naponsko-

koroziono pucawe.

Sl. 5.11, Krive napona za FSW {av kod AA7050Al-T7651 podvrgnut prirodnom i

ve{ta~kom starewu (Lumsden [177])


Risti} Marko 47

6. Problemi vezani za specifi~ne vrste materijala

Brzi razvoj FSW zavarivawa aluminijumskih legura, kao i uspe{na implementacija

u komercijalnim aplikacijama, podstakla je aplikaciju i na ostale obojene metale (Mg, Cu, Ti) , ~elik, pa ~ak i termoplastika. Ipak, mogu}a prepreka u komercijalnom uspehu FSW

zavarivawa metala sa visokom ta~kom topqewa kao {to je titanijum i ~elik je u izboru

i/ili razvoju pogodnih materijala za izradu alata kao i prednosti nad ostalim postoje}im

metodama zavarivawa. Za razliku od aluminijumskih legura visoke ~vrsto}e koje su

nezavarqive uz pomo} ve}ine postoje}ih tehnika zavarivawa, legure titanijuma i ~elika

mogu se zavarivati razli~itim metodama zavarivawa uz pomo} topqewa metala, pri ~emu

se moè ostvariti visoka efikasnost u zavarivawu. U narednim poglavqima izvr{ena je

revizija razvoja FSW zavarivawa kod ostalih metala kao i problemi koji se pri tome

javqaju.

6.1. Legure bakra

Zavarivawe legura bakra je obi~no veoma komplikovano uz pomo}

konvencionalnih metoda zavarivawa topqewem, zbog wegove visoke toplotne

provodqivosti koja je 10-100 puta ve}a nego kod ~elika i legura nikla. Zbog toga, toplota

koja je potrebno da se dovede prilikom zavarivawa je mnogo ve}a, {to dovodi do veoma

malih brzina zavarivawa. U tabeli 6.1 prikazane su neke karakteristike FSW zavarivawa

plo~a od ~istog bakra i plo~a od mesinga. Bakrene plo~e debqine 1,5-50 su uspe{no

zavarene FSW metodom [186-190].

Ispitivawe FSW zavarivawa legura bakra

Tabela 6.1

Materijali Debqina

plo~a [ ] Materijal alata Brzina obrtawa

alata [ ] Bo~na brzina

[ ⁄ ] Reference

îst bakar 3 Alatni ~elik [186, 187] îst bakar 10 25 Sinterovana legura

na bazi volframa

[186, 187]

îst bakar 10 50 Materijali otporni

na visoke temperature

specifi~ne

geometrije

[186, 187]

Bakar bez

kiseonika

1,5 5 Sinterovani karbidi

ISO K40UF (WC Co), superlegure bazirane

na niklu (Inconel 718), Cr Mo V alatni ~elici

(QRO90)

375 1250 250 400 [188]

îst bakar 4 1250 61 [189] 60/40 mesing 2 250 1500 500 2000 [190]


Risti} Marko 48

Neke va`ne observacije se mogu videti iz ovih istraìvawa. Prvo, materijal

alata i geometrija alata imali su znatan uticaj na zavarqivost debelih plo~a od bakra.

Andersson i saradnici [186, 187] pokazali su da vrh alata koji je napravqen od ~elika

otpornog na visoke temperature sa paralelnim profilom moè se koristiti za spajawe

plo~a bakra debqine 3 , ali je bio nestabilan za plo~e od 10 zbog puwewa finih

ureza na alatu sa bakrom i omek{avawa materijala alata na temperaturi preko 540 °C.

Sinterovana legura na bazi volframa sa popravqenom geometrijom je bila mnogo

efikasnija za FSW zavarivawe plo~a bakra debqine 10-25 . Sa novim konstrukcijama

vrha alata i legurama izdr`qivijim na visokim temperaturama uspeli su da zavare

bakarne plo~e debqine >30 . Ipak, Andersson i Andrews [186] nisu dali detaqe o

materijalu i geometriji alata koji su koristili. Hautala i Tiainen [188] su izneli da je ~elik

QRO90 i Inconel bili veoma pogodni za FSW alate za zavarivawe bakra, ali da je sinterovani

karbid K40UF bio previ{e krt za zavarivawe bakra.

Drugo, parametri zavarivawa imali su zna~ajan uticaj na FSW {avove kod bakra.

Park [190] je izneo da iako se potpuno neprekidan {av kod mesinga 60/40 moè dobiti sa

relativno velikim opsegom FSW parametara, prona|eno je ipak da se u~estanost

pojavqivawa defekata u {avu u obliku praznina pove}ava sa pove}awem bo~ne brzine pri

konstantnoj brzini obrtawa alata od 500 ili sa smawewem brzine obrtawa alata

od 500 na 250 pri konstantnoj bo~noj brzini.

Tre}e, observacije u vezi tipova i broja mikrostrukturalnih zona se razlikuju.

Andersson i Andrews [186] i Hautala i Tiainen [188] utvrdili su postojawe triju

mikrostrukturalnih zona u {avu kod ~istog bakra, tj. jezgro {ava sa rekristalizovanim

zrnima, TMAZ zona sa deformisanim velikim zrnima, i HAZ zona sa spojenim zrnima ve}ih

od zrna u osnovnom materijalu, Lee i Jung [189] nisu primetili jasnu TMAZ zonu u {avovima

bakra. Osim toga, kod mesinga 60/40, Park [190] nije mogao da identifikuje jasnu HAZ zonu.

êtvrto, FSW {avovi kod bakarnih legura, podneli su sile na istezawe koje je

podneo i osnovni materijal. Kod FSW {avova od ~istog bakra, zabeleèno je da je napon na

granici te~ewa u transverzalnom pravcu malo niì od granice te~ewa osnovnog

materijala [186-189]. Ipak FSW {avovi kod bakra pokazali su ve}u ~vrsto}u od {avova

dobijenih zavarivawem elektronskim snopom [191]. Tako|e se i ~vrsto}a FSW {avova

pove}ala sa smawewem pre~nika rukavca alata i smawewem brzine obrtawa alata ili

pove}awem bo~ne brzine [188]. Za mesing 60/40, Park [190] je zabeleìo pove}awe zatezne

~vrsto}e {avova upore|uju}i to sa osnovnim materijalom. Sa pove}awem brzine

zavarivawa, granica te~ewa {avova se pove}ala, a dilatacija smawila.

Peto, neke karakteristike {avova dobijenih FSW i TIG metodom su sli~ne [188]. Na

primer, koli~ina rastvorenih gasova (O2 i H2) je sli~na kod FSW i TIG {avova, iako je kod

TIG-a kori{}en za{titni gas a kod FSW nije [188]. I FSW i TIG su smawili provodqivost za

.

Iz ovakvih ograni~enih istraìvawa, jasno je da FSW ima potencijala za upotrebu

prilikom zavarivawa bakra.


Risti} Marko 49

6.2. Legure titanijuma

Iz perspektive istraìvawa i primene, mikrostruktutralne promene kod FSW

{avova su najpopularnija tema za istraìvawe, ali je ve}ina istraìvawa usmerena na

aluminijumske legure. Do sada je bilo vrlo malo istraìvawa vezanih za

mikrostrukturalne promene u FSW {avu kod titanijumskih legura, i sobzirom na to

mikrostrukturalne promene u zoni FSW me{awa kod titanijumskih legura jo{ nisu sasvim

poznate [209-220].

Titanijum i legure titanijuma se {iroko koriste u avionskoj industriji zbog

wihove velike specifi~ne ~vrsto}e, otpornosti na povi{ene temperature i otpornosti

na koroziju. Titanijum i wegove legure imaju visoku ~vrsto}u i dobru otpornost prema

eroziji, zbog toga se {iroko koriste u avionskoj industriji, hemijskoj i nuklearnoj

industriji [193]. Kada se koriste kao konstrukcioni materijal, titanijum i titanijumske

legure su generalno odba~ene kao zavarqive uz pomo} zavarivawa topqewem kao {to je

elektrolu~no zavarivawe, lasersko zavarivawe, itd. Osim toga titanijum i wegove legure

su visoko reaktivni u te~nom stawu, i formacija titanijum oksida i poroznosti u jezgru

{ava }e dovesti do veoma slabih mehani~kih osobina.

Sa pove}anom upotrebom titanijuma, spajawe titanijuma i wegovih legura je

postalo va`nije. Primena konvencionalnih tehnika zavarivawa topqewem kod titanijuma

dovodi do stvarawa krte strukture, velikih deformacija i velikih zaostalih napona. Zbog

toga tehnike spajawa u ~vrstom stawu pogodne su radi izbegavawa problema vezanih sa

topqewem materijala koji se zavaruje.

Titanijum poseduje stabilnu heksagonalnu re{etku na sobnoj temperaturi, koja se

transformi{e u zapreminski centriranu kubnu re{etku na povi{enoj temperaturi ve}oj

od 880 . Transformacija alotropske faze se moè javiti tokom kontinualne

deformacije, zagrevawa i hla|ewa tokom procesa FSW zavarivawa, {to ceo postupak

dobijawa ~vrstih {avova ~ini teìm. Kod FSW zavarivawa metala koji se tope na vi{im

temperaturama je te{ko dobiti ~vrste i kontinualne {avove uz pomo} alata napravqenih

od alatnih ~elika zbog erozije alata. Zbog toga se za zavarivawe ovakvih materijala

moraju koristiti alati napravqeni od ja~ih metala. Neka ispitivawa FSW zavarivawa

titanijumskih legura (naro~ito Ti-6Al-4V legure i β-Ti legura) su uspe{no izvr{ena

kori{}ewem alata od ~istog volframa i legura volframa [194-196].

Juhas [197, 198] i Lienet [199] su ispitali uticaj FSW zavarivawa na

mikrostrukturne promene i karakteristike legure Ti-6Al-4V. Juhas [197, 198] je izvr{io FSW

zavarivawe legure Ti-6Al-4V na TWI institutu i EWI (Edison Welding Institute), i saop{tio

rezultate bez detaqa vezanih za materijal i geometriju alata ili o uslovima zavarivawa,

dok je Lienert [199] samo saop{tio vrednost bo~ne brzine od 101,6 ⁄ . Ova

ispitivawa dala su slede}e va`ne podatke. Prvo, dobijeni su {avovi bez defekata. Drugo,

generalno, postoji odsustvo TMAZ zone [197-199], koja obi~no postoji kod {avova

aluminijumskih legura [4, 41, 72], mada su Ramirez i Juhas [200] identifikovali postojawe

veoma uske TMAZ zone od . Tre}e, termopar zaka~en oko alata na 3,2 iznad

rukavca zabeleìo je najve}u temperaturu od 990 °C [199]. Ovo dovodi do zakqu~ka da

temperatura u jezgru {ava najverovatnije prema{uje 1000 °C, {to je iznad temperature

prelaska u alotropsku modifikaciju (880 °C). Mikrostrukturalne karakteristike jezgra

{ava tako|e sugeri{u da je prema{ena temperatura modifikacije [197-200]. Ipak, veruje

se da je maksimalna temperatura u HAZ zoni ispod temperature prelaska u modifikaciju

[197-200]. êtvrto, alotropska transformacija kod titanijumskih legura u kombinaciji sa

deformacijom i kontinualnih hla|ewem proizvodi kompleksnu mikrostrukturu {ava u


Risti} Marko 50

pore|ewu sa mikrostrukturom {ava aluminijumskih legura. Peto, najve}i deo habawa

alata se odigrao tokom ulaska alata u materijal [201].

U tabeli 6.2 prikazane su mehani~ke karakteristike FSW {ava legure Ti-6Al-4V i

osnovnog materijala [199]. O~igledno je da su spojevi ostvarili 100% efikasnosti spajawa

i {to se ti~e napona na granici te~ewa i zatezne ~vrsto}e. Osim toga i elasti~nost

{avova ne odstupa mnogo od elasti~nosti osnovnog materijala. Standardne devijacije su

bile relativno male za ~vrsto}u i dilataciju. U jednom istraìvawu Trap [201] je izneo da

je ~vrsto}a FSW {ava od Ti 17/Ti 6-4 bila kao i ja~ina osnovnog materijala ili ve}a i na

sobnoj i na povi{enoj temperaturi od 316 °C.

Preliminarna ispitivawa pokazuju da je FSW potencijalno vrlo efektivna metoda

zavarivawa titanijumskih legura, ali je o~igledno potrebno jo{ dosta istraìvawa kako

bi se razumele mikrostrukturalne promene titanijumskih legura tokom FSW zavarivawa.

Na dve stvari posebno treba obratiti pa`wu. Prvo, kontrola procesnih temperatura i

utvr|ivawe reìma hla|ewa ⁄ titanijumskih legura radi dobijawa optimalne

mikrostrukture. Drugo, potrebno je izabrati odgovaraju}e materijale za izradu alata koji

radi na visokim temperaturama od i optimizovati wegovu geometriju.

Istezne karakteristike FSW {ava legure Ti-6Al-4V u transverzalnom pravcu na sobnoj

temperaturi, Lienert [199] Tabela 6.2

Materijal Granica

te~ewa [ ] Zatezna

~vrsto}a [ ] Dilatacija [%] Lokacija pukotine

Osnovni materijal 897,0±0,7 957,7±3,4 12,7±0,5 /

FSW {av 912,9±8,3 1013,6±8,3 12,7±0,9 Osnovni materijal

6.2.1. Mikrostrukturalna ispitivawa FSW {ava kod ~istog titanijuma

(Won-Bae Lee, Chang-Young Lee, Woong-Seong Chang) [192]

Lee [192], je izvr{io mikrostrukturalna ispitivawa FSW {ava od ~istog

titanijuma kori{}ewem alata od titanijum-karbida koji je hla|en uz pomo} sistema za

hla|ewe vodom. Zone u FSW {avu su klasifikovane na jezgro {ava (WN - weld nugget),

prelazna granica (TB - transition boundary), i zona pogo|ena uticajem toplote (HAZ - heat affected zone). Jezgro {ava karakteri{e prisustvo zna~ajne koli~ine dislokacija velike

gustine. Prelazna granica je je bila linearna regija brze mikrostrukturalne promene od

WN do HAZ zone, i HAZ zonu karakteri{e umereni rast zrna kristalizacije. Struktura

kristalizacionih zrna je blisko povezana sa heksagonalnom kristalnom re{etkom

titanijuma, zato {to je dvojnikovawe dominantni oblik deformacije koji se javqa.

Vrednosti tvrdo}e jezgra {ava se dosta rasipaju, pri ~emu ve}e vrednosti tvrdo}e imaju

podru~ja sa gu{}om koncentracijom dvojnikovanih re{etki.

Plo~e od ~istog titanijuma debqine 5,6 spojene su zajedno uz pomo} FSW

zavarivawa koriste}i alat od sinterovanog TiC koji je u sebi imao sistem za hle|ewe

vodom. Primeweni parametri zavarivawa su bilin brzina obrtawa alata od 1000 i

bo~na brzina alata od 500 ⁄ . Slika 6.1 pokazuje gorwu i dowu povr{inu {ava.

Kori{}ewem ovih parametara zavarivawa nisu prime}eni defekti na povr{ini.


Risti} Marko 51

Sl. 6.1, Slike FSW {ava kod zavarivawa titanijuma gorwa i dowa povr{ina [192]

Slika 6.2 pokazuje opti~ku makrostrukturu i mikrostrukture zone {ava. Opti~ko

posmatrawe makrostrukture pokazuje da je FSW zavarivawe titanijumskih plo~a bilo

uspe{no sude}i po tome da u zoni zavarivawa nisu prona|eni defekti. Osnovni materijal

(BM - basic material) ima ujedna~enu strukturu zrna sa pre~nikom od otprilike 25 . Jezgro {ava (WN) sadrì veliki broj dvojnikovanih kristala, nasumi~no orijentisanih,

unutar ukrupwenih i rekristalizovanih zrna. Ovi dvojnikovani kristali nastali su pod

dejstvom plasti~ne deformacije i frikcionog zagrevawa. Stepen deformacije

dvojnikovawa kristala se razlikuje u razli~itim regijama jezgra {ava. U celom gorwem

sredwem delu (c) jezgra {ava, prime}ena je ve}a gustina dvojnikovawa, i to je verovatno

rezultat velike plasti~ne deformacije zbog direktnog kontakta sa ~elom rakavca alata,

dok centralni deo (d) i ivica (b) jezgra {ava imaju mawu gustinu dvojnikovanih kristala i

ozubqenu granicu zrna. Pored jezgra {ava (WN), postoji linearna tranziciona granica

(TB) izme|u jezgra {ava (WN) i zone pogo|ene uticajem toplote (HAZ). HAZ zona ima sli~nu

strukturu zrna kao i osnovni materijal, dok su zrna malo porasla zbog frikcionog

zagrevawa. Termi~ki i mehani~ki pogo|ena zona kod FSW-a ~istog titanijuma sastavqena je

od jezgra {ava i zone pogo|ene uticajem toplote (HAZ). Jezgro {ava kod FSW zavarenog

titanijuma se ne moè podeliti na zonu koja je doìvela me{awe (SZ - stir zone) sa

dinami~ki rekristalizovanim zrnima i termo-mehani~ki pogo|enu zonu (TMAZ) sa

obnovqenom strukturom podzrna unutar izduènih zrna kao kod FSW zavarivawa

aluminijumskih legura. Ovo se moè objasniti razlogom da se HCP struktura α-Ti i

relativno nià akumulirana energija gre{aka u kristalnim zrnima (stacking fault energy)

kao {to je kod austenitnih ~elika i bakra dovodi do lak{e rekristalizacije prilikom

ozbiqne plasti~ne deformacije i dejstva toplote, otuda cela zona jezgra {ava biva

rekristalizovana [202]. Ipak materijali koji imaju ve}u akumuliranu energiju gre{aka u

kristalnim zrnima, kao kod aluminijumskih legura, nerekristalizovana zrnasta

struktura se moè zadràti u TMAZ zoni, koja predstavqa produèni oporavak materijala

nakon zagrevawa i deformisawa.


Risti} Marko 52

Sl. 6.2, Opti~ke makro i mikrostrukture: (a) HAZ zona, (b) prelazna granica na predwoj

nalegaju}oj ivici, (c) jezgro {ava u gorwem sredwem delu, (d) jezgro {ava u centralnom delu i

(e) prelazna granica na zadwoj nalegaju}oj ivici [192]

Slika 6.3 pokazuje slike dobijene TEM elektronskim mikroskopom (Transmission Electron Microscopy) osnovnog materijala (a, b) i jezgra {ava (c, d). Osnovni materijal ima

ujedna~enu veli~inu zrna sa malom gustinom dislokacija. Neke fine ~estice se mogu

videti u zrnima. Mikrostruktura jezgra {ava sadrì veliku koli~inu dvojnikovanih zrna,

i ve}ina zrna imaju ve}u gustinu dislokacija.

Sl. 6.3, TEM mikrostrukture osnovnog metala (a i b) i jezgra {ava(c i d) [192]


Risti} Marko 53

Kao i kod drugih materijala, deformacija materijala sa HCP re{etkom po~iwe sa

klizawem, ali simetrija re{etke i raspoloìvost mogu}nosti klizawa su mawi nego li

kod materijala sa povr{inski centriranom re{etkom. Pod ovim uslovima, klizawe ne

moè da se nastavi i da ostane jedina deformacija i javqa se dvojnikovawe ~ak i pri veoma

malim naprezawima. Najuo~qivija karakteristika mikrostrukture deformisanih HCP

metala je brzi razvoj obilnog niza, {irokih so~ivastih deformisanih dvojnika [203]. Formirawe velikog broja dvojnikovanih kristala u jezgru FSW {ava titanijuma, razli~ito

je nego li kod FSW {ava kod aluminijumskih legura, koji ima dinami~ki rekristalizovana

i ujedna~ena zrna i delimi~no povra}enu strukturu osnovnog materijala u zoni me{awa i

izduèna zrna koja imaju veliku koli~inu podzrnastih struktura unutar zrna TMAZ zone

[204]. Mikrostrukturu FSW zone titanijuma karakteri{e prisustvo velike koli~ine

dvojnikovanih struktura, zajedno sa debqim zidom dislokacija i dislokacionom zbrkom u

jezgru {ava i odsustvo strukture sa izduèniim zrna u TMAZ zoni. Ovi rezultati zna~e da

tokom FSW zavarivawa titanijuma deformacija je zapo~eta klizawem, i zbog toga, se

gustina dislokacija primetno pove}ala i do{lo je do pojavqivawa popre~nog klizawa na

preseku ravni klizawa. Ipak, zbog mawka sistema i mogu}nosti za klizawe, klizawe je

prestalo i do{lo je do alternativnog sistema deformacije tj. dvojnikovawa. Zbog toga

dvojnikovane strukture re{etke su dominantne u jezgru {ava kod titanijuma.

Slika 6.4 pokazuje rezultate testa na istezawe i epruvete ise~ene iz FSW {ava

titanijuma. Zatezna ~vrsto}a u transverzalnom pravcu {ava je u proseku bila 429 {to je malo niè od osnovnog materijala (440 ) titanijuma zato {to se lom desio u

HAZ zoni na strani zadwe ravwaju}e ivice. Ove mehani~ke karakteristike FSW {ava kod

titanijuma, u pore|ewu sa osnovnim materijalom pokazuju da se FSW zavarivawe titanijuma

moè uspe{no obaviti, bez pojave defekata.

Spoj 1 Spoj 2 Prose~no Osnovni metal

Zatezna ~vrsto}a

[ ] 433 426 430 440

Dilatacija [%] 21 19 20 25

Sl. 6.4, Rezultati ispitivawa na istezawe [192]

Iz mikrostrukturalnog ispitivawa i ispitivawa mehani~kih karakteristika,

zakqu~uje se da se FSW zavarivawe moè uspe{no primeniti na plo~e od titanijuma

kori{}ewem alata od titanijum-karbida i sistema za hla|ewe vodom. Mikrostrukturu

jezgra {ava karakteri{e prisustvo grubih zrna uklu~uju}i i veliku koli~inu nasumi~no

orijentisanih dvojnikovanih struktura i strukturu sa velikom koli~inom dislokacija.

Formirawe dvojnikovanih kristala kao dominantnu mikrostrukturu {avova kod

titanijuma moè se objasniti nedostatkom sistema i mehanizma klizawa materijala sa

heksagonalnom re{etkom. Mikrostruktura {avova kod titanijuma razlikuje se od {avova

kod aluminijumskih legura. Mehani~ke karakteristike FSW {avova kod titanijuma bile su

bliske mehani~kim karakteristikama osnovnog materijala.


Risti} Marko 54

6.2.2. Ispitivawe uticaja parametara zavarivawa na mikrostrukturu i

mehani~ke karakteristike FSW {avova kod ~istog titanijuma (Hidetoshi

Fujii, Yufeng Sun, Hideaki Kato, Kazuhiro Nakata) [205]

Titanijumske plo~e trgova~ki dostupne ~isto}e debqine 2 su uspe{no ~eono

zavarene FSW metodom pri bo~noj brzini kretawa alata od 50 do 300 ⁄ . Izmerena

maksimalna temperatura tokom svih procesa zavarivawa bila je ispod ta~ke fazne

transformacije. Mikrostrukturalna karakterizacija je otkrila da zona me{awa ima

ujedna~enu strukturu zrna i malu gustinu dislokacija pri mawim brzinama zavarivawa, i

veliku gustinu dislokacija pri ve}im brzinama zavarivawa. Optimalne karakteristike na

istezawe su dobijene kada je uzorak zavarivan na 200 ⁄ . Mehani~ke karakteristike

povezane sa mikrostrukturalnim promenama su ispitane i upore|ene sa aluminijumom

(koji ima povr{inski centriranu kristalnu re{etku) i niskougqeni~nim ~elikom (koji

ima zapreminski centriranu re{etku).

Titanijumske plo~e dimenzija 300 x 50 x 2 su ~eono zavarene FSW zavarivawem.

Hemijski sastav titaniujuma je bio: C=0,007, B= 0,0013, N=0,080-0,004, Fe=0,05 (zapreminskih %). Alat je bio na bazi volfram-karbida, pre~nik rukavca od 15 , pre~nik vrha 6

, i duìna vrha 1,8 . Brzina obrtawa alata je bila 200 , a bo~na brzina

alata je mewana od 50 do 300 ⁄ . Tokom zavarivawa oko alata kori{}ena je

za{titna atmosfera sa argonom kako bi se izbegla oksidacija {ava, i porast temperature

je meren termoparovima postavqenim na dowoj strani aluminijumskih plo~a.

Mikrostruktura zona {ava je analizirana opti~kim mikroskopom, uz pomo} ‘povratne

elektronske difrakcije’ (EBSD - Electronic Backscattering Diffraction), i transmisionog

elektronskog mikroskopa (TEM - Transmission Electron Microscopy). Nakon zavarivawa iz

zavarenih plo~a su ise~ene epruvete za ispitivawe u transverzalnom pravcu u odnosu na

{av.

Na slici 6.5 su prikazane slike mikrostrukture dobijene opti~kim mikroskopom

titanijuma bez ikakve obrade, koji ima ujedna~enu strukturu zrna ~ija je prose~na

veli~ina 10 . Lamelarna struktura nastala dvojnikovawem se moè na}i kod nekih

zrna i ona su ozna~ena belim strelicama na slici.

Sl. 6.5, Struktura komercijalnog

titanijuma, bez ikakve obrade (opti~ki

mikroskop) [205]

Sl. 6.6, Maksimalne temperature izmerene u zoni

zavarivawa izmerene pri razli~itim brzinama

zavarivawa [205]


Risti} Marko 55

Na slici 6.6 je prikazana izmerena maksimalna temperatura u zoni zavarivawa pri

razli~itim brzinama zavarivawa. Izmereno je da maksimalne temperature tokom

zavarivawa mogu da dosegnu 843, 694, 555, i 498 pri brzinama zavarivawa od 50, 100, 200, i

300 ⁄ , respektivno. Ovo zna~i da je u svim slu~ajevima zavarivawe obavqeno ispod

temterature fazne transformacije. Osim toga, radni delovi su bili izloèni

visokim temperaturama vrlo kratko vremena zbog brzog pomerawa alata. Zbog toga se

veruje da nije do{lo do faznih transformacija.

Na slici 6.7 su prikazane mikrostrukture jezgra {ava dobijene EBSD elektronskim

mikroskopom za brzine od 50, 100, 200 i 300 ⁄ . Generalno zona {ava je imala

ujedna~enu strukturu zrna nezavisno od brzina zavarivawa, {to ukazuje na prisustvo

dinami~ke rekristalizacije tokom procesa zavarivawa. Prose~na veli~ina zrna se

smawuje sa pove}awem brzine zavarivawa zbog mawe koli~ine generisane toplote. U jezgru

{ava koji je zavarivan pri 50 ⁄ (slika 6.7b), neka zrna imaju dosta ve}u veli~inu

{to je uo~qivo i ozna~ena su belim strelicama, ona poti~u od sekundarno

rekristalizovanih zrna zbog relativno ve}e koli~ine toplote koja je generisana pri

zavarivawu.

Sl. 6.7, (a) mesto u jezgru {ava posmatranog uzorka uz pomo} EBSD mikroskopa, (b) mikrostruktupa

pri 50 ⁄ , (c) 100 ⁄ , (d) 200 ⁄ , (e) 300 ⁄ . [205]

Mikrostrukture jezgra {ava su daqe ispitivane TEM elektronskim mikroskopom, i

tipi~ne TEM slike mikrostrukture za brzine zavarivawa od 50, 100, 200 i 300 ⁄

prikazane su na na slici 6.8(a)-(d).


Risti} Marko 56

Sl. 6.8, Slike mikrostruktura jezgra {ava kod titanijuma dobijenih TEM mikroskopom. (a)

mikrostruktupa pri 50 ⁄ , (b) 100 ⁄ , (c) 200 ⁄ , (d) 300 ⁄ . [205]

Radi upore|ivawa, tipi~ne TEM slike mikrostrukture FSW {ava ~istog

aluminijuma, ~elika sa niskim sadràjem ugqenika i titanijuma prikazane su na slici 6.9.

FSW zavarivawe aluminijuma i ~elika u ovom slu~aju izvr{eno je pri 400 , i pri

bo~noj brzini od 1000 ⁄ , {to tako|e ukazuje na malu koli~inu generisane toplote

tokom zavarivawa za ove specifi~ne metale.

Sl. 6.9, Slike mikrostrukture FSW {ava, (a) aluminijum, (b) niskougqeni~ni ~elik,

(c) titanijum. [205]

Na slici 6.10 prikazana je distribucija mikrotvrdo}e du` centralnih linija popre~nog

preseka {ava, isprekidana linija predstavqa tvrdo}u osnovnog materijala. Prime}uje se

da se tvrdo}a {ava pove}ava sa pove}awem brzine zavarivawa.


Risti} Marko 57

Tabela 6.3

Veli~ine zrna i tvrdo}a pri razli~itim

brzinama zavarivawa

Brzina

zavarivawa

[ ⁄ ]

Veli~ina zrna

[ ]

Tvrdo}a [HV]

Osnovni metal 10 146

50 6,3 150

150 4 175

200 3,8 180

300 3,5 190

Sl. 6.10, Profil tvrdo}e u zoni {ava za 50, 100,

150, 200 i 300 ⁄ , sa tvrdo}om osnovnog

metala (isprekidana) [205]

U tabeli 6.3 je sumirana prose~na veli~ina zrna i mikrotvrdo}a, u zoni {ava pri

razli~itim brzinama zavarivawa, kao osnovnog materijala. Kod FSW {ava do{lo je do

smawewa veli~ine zrna u odnosu na osnovni metal zbog pojave dinami~ke rekristalizacije.

Pove}awe fino}e zrna je dovelo i do pove}awa tvdo}e u zoni {ava.

Sl. 6.11, Zatezna ~vrsto}a uzoraka pri

razli~itim brzinama zavarivawa [205] Sl. 6.12, Odnos izme|u tvrdo}e i veli~ine zrna

kod FSW {avova razli~itih metala

Na slici 6.11 prikazana je zatezna ~vrsto}a FSW {ava kod titanijuma za razli~ite

brzine zavarivawa. Zatezna ~vrsto}a osnovnog metala je oko 420 i prikazana je

isprekidanom linijom na grafiku. Za uzorke koji su zavarivani pri brzini niòj od 200

⁄ , pucawe se dogodilo u zoni {ava. Zatezna ~vrsto}a se pove}ava sa pove}awem

brzine zavarivawa zbog pove}awa fino}e mikrostrukture. Kod uzorka koji je zavarivan

pri brzini od 200 ⁄ pucawe se dogodilo u osnovnom materijalu, {to zna~i da je u

tom slu~aju {av bio ja~i od osnovnog materijala. Ipak sa pove}awem brzine na 300

⁄ ~vrsto}a {ava se nije pove}ala i pored pove}awa fino}e mikrostrukture, uzrok

tome je pove}awe defekata u {avu prouzrokovanih neefikasnim plasti~nim te~ewem

tokom zavarivawa. Zbog toga je pri ovom ispitivawu najboqa brzina zavarivawa bila 200

⁄ .


Risti} Marko 58

Dobro je poznato da se kod polikristala, sa veli~inom zrna od nekoliko do

nekoliko stotina mikrometara, tvrdo}a u zavisnosti od veli~ine zrna moè predstaviti

Hall-Petch-ovim odnosom, ⁄ , gde je tvrdo}a polikristalnog metala, je

veli~ina zrna, i su konstante. Hall-Petch-ov odnosos predvi|a pove}awe tvrdo}e sa

smawewem veli~ine zrna. Na slici 6.12 je prikazana zavisnost tvrdo}e u zavisnosti od

veli~ine zrna kod titanijuma. Radi upore|ivawa na slici je tako|e data ista zavisnost i

za aluminijum i niskougqeni~ni ~elik [206]. Prona|eno je da tvrdo}e aluminijuma i

niskougqeni~nog ~elika odgovaraju Hall-Petch-ovom odnosu. Me|utim za titanijum,

eksperimentalni podaci se slaù sa Hall-Petch-ovim odnosom kada je veli~ina zrna ve}a od

6,4 . Ipak kada je veli~ina zrna mawa od 6,4 , izmerena veli~ina tvrdo}e je ve}a od

predvi|ene Hall-Petch-ovim odnosom.

Predhodna ispitivawa pokazuju da se FSW zavarivawe titanijuma moè posti}i

ispod temperature fazne transformacije. Prema nekim predhodnim publikacijama u

vezi FSW zavarivawa ~istog titanijuma, porast temperature uzrokovan trewem, je obi~no

iznad ta~ke fazne transformacije [207]. Kao rezultat toga, javqa je ozubqena granica zrna

u zoni {ava zbog fazne transformacije tokom hla|ewa nakon zavarivawa. U ovom

ispitivawu nije prona|ena takva nazubqena granica zrna. Ovo pokazuje da se FSW

zavarivawe titanijuma moè izvr{iti ispod temperature fazne transformacije, {to je

tako|e potvr|eno i merewem termoparovima. Mali porast temperature tokom FSW

zavarivawa ima barem dve prednosti za ostvarivawe ~vrstih {avova. Niska temperatura

moè onesposobiti brzi rast rekristalizovanih zrna i prema tome poboq{ati mehani~ke

karakteristike {ava. Sa druge strane, prevencija fazne transformacije pomaè u glatkom

ostvarivawu FSW zavarivawa, po{to struktura ima zapreminski centriranu re{etku i

mnogo mawu ~vrsto}u nego li faza, {to moè dovesti do iznenadnog ponirawa alata u

materijal prilikom zavarivawa.

6.2.3. Mikrostruktura zone me{awa materijala i weno formirawe kod FSW

{avova legure Ti-6Al-4V (L. Zhou, H.J. Liu, P. Liu and Q.W. Liu) [208]

Kod ispitivawa zavarqivosti koje je izvr{io Zohy i saradnici [208], dvo-fazna

titanijumska legura, Ti-6Al-4V, zavarena je FSW zavarivawem uz pomo} alata od W-Re

(volfram-renijum), i dobijeni su {avovi bez defekata, sa odgovaraju}im parametrima

zavarivawa. U zoni me{awa materijala je formirana struktura koja se sastoji od dve faze,

{to je rezultat dinami~ke rekristalizacije fazne transformacije. Dinami~ka

rekristalizacija je bila glavni mehanizam pove}awa fino}e mikrostrukture u zoni

me{awa materijala.

Materijal koji je kori{}en u ovom istraìvawu je plo~a debqine 2 od

vaqanog i àrenog Ti-6Al-4V sa slede}im hemijskim sastavom: Al=6,15, V=4, Fe=0,3, C=0,1, H=0,015, O=0,2 i Ti kao osnovni materijal (maseni %). FSW zavarivawe je izvr{eno

kori{}ewem alata od W-Re. Hemijski sastav materijala alata se sastojao od volframa sa 3

zap.% renijuma. Pre~nik alata je bio 11 , duìna vrha 1,8 . [avovi su

napravqeni u longitudinalnom pravcu lima (transverzalno od pravca namotavawa lima)

pri brzini obrtawa alata od 400 i bo~noj brzini od 50 ⁄ . Tokom

zavarivawa ugao nagiba ravni ~ela alata prema gorwoj povr{ini radnog dela bio je 2,5°, a

dubina ponirawa rukavca u materijal bila je 0,2 . Za za{titu od oksidacije

kori{}ena je atmosfera argona.


Risti} Marko 59

Mikrostrukturalne promene su posmatrane opti~kim mikroskopom, uz pomo}

‘povratne elektronske difrakcije’ (EBSD - Electronic Backscattering Diffraction), i

transmisionog elektronskog mikroskopa (TEM - Transmission Electron Microscopy).

Mikrostruktura osnovnog materijala dobijena opti~kim mikroskopom je

prikazana na slici 6.13a. Osnovni materijal ima po~etnu mikrostrukturu koja se sastoji

od izduènih α + transformisanih β kristalnih re{etki. Bele i sive regije na slici

predstavqaju primarne α i transformisane β faze, respektivno. Primarne α re{etke u

osnovnom materijalu su debqine 1-6 (prose~no 3 ) i 8-22 duga~ke (prose~no

14 ). U ve}ini uslova tokom FSW zavarivawa titanijumske legure, temperatura u

zoni me{awa materijala prema{uje temperaturu β-fazne transformacije i zbog toga se

formira potpuno lamelarna mikrostruktura [217-220]. Kako god, zona me{awa metala

(slika 6.13c) u ovom ispitivawu sastoji se od primarne α, i transformisane β faze. Ovo

dovodi do zakqu~ka da je temperatura u zoni me{awa ispod temperature β-fazne

transformacije. Sli~an rezultat je dobio i Pilchak [211-213]. Upore|uju}i sa osnovnim

metalom, mikrostruktura u zoni me{awa je finija sa prose~nom veli~inom α ~estica od 5

.

Sl. 6.13, Mikrostruktura (a) osnovnog materijala, (b) zone me{awa materijala

(dobijeno opti~kim mikroskopom) [208]

Detaqna promena mikrostrukture legure Ti-6Al-4V u {avu je daqe analizirana TEM

elektronskim mikroskopom, {to je prikazano na slici 50. Vidi se prisustvo velikog broja

α zrna u osnovnom materijalu (slika 6.14a). Zonu me{awa metala karakteri{e ujedna~ena α

faza bez dislokacija i transformisana β faza koju karakteri{u lamelarna zrna

(slika 6.14b), i zbog toga se mikrostruktura {ava moè definisati kao dvofazna.

Sl. 6.14, Slike dobijene TEM elektronskim mikroskopom: (a) osnovni materijal, (b) zona

me{awa materijala. [208]


Risti} Marko 60

Materijal u zoni me{awa dostiè najve}e temperature i doìvqava najve}a

naprezawa tokom FSW zavarivawa. Bazirano na dinami~koj rekristalizaciji predloèno

je nekoliko mehanizama za obja{wewe dobijawa sitnozrnaste strukture u {avu

aluminijumskih legura [221]. [to se ti~e dvofaznih titanijumskih legura, materijal moè

doìveti rekristalizaciju kao i faznu transformaciju kada se obra|uje u dvofaznoj

regiji. U tom stawu, zona u kojoj dolazi do me{awa materijala doìvqava veliki porast

temperature i ozbiqnu plasti~nu deformaciju, {to moè da dovede do pojave dinami~ke

rekristalizacije. Postojawe velike koli~ine jednakih α zrna bez dislokacija potvr|uje

da se u jezgru {ava dogodila dinami~ka rekristalizacija. Dodatno pored dinami~ke

rekristalizacije, moè se dogoditi transformacija zbog visoke temperature tokom

FSW zavarivawa. Ipak, transformacija se ne doga|a u potpunosti zato {to je

temperatura uglavnom ispod granice fazne transformacije, a vreme kada je temperatura

iznad granice fazne transformacije je previ{e kratko. Tokom stadijuma hla|ewa, dolazi

do transformacije, {to dovodi do formirawa lamelarne strukture. Kao

rezultat svega toga, formira se dvofazna mikrostruktura u jezgru {ava zbog dinami~ke

rekristalizacije i fazne transformacije.

Udeo primarne α faze u dvofaznoj strukturi jezgra {ava nakon zavarivawa zavisi

od temperature i deformacione istorije. U ovoj konkretnoj studiji, α faza zauzima oko

90% mikrostrukturalne kompozicije (slika 6.13b). Ovo ukazuje da je dinami~ka

rekristalizacija glavni mehanizam formirawa sitnozrne strukture u jezgru {ava.

Sl. 6.15, [ematska ilustracija mehanizma formirawa mikrostrukture u zoni jezgra {ava (a)

osnovni materijal bez ikakve obrade, (b) lokacija temperature u {avu u faznom diagramu, (c)

dinami~ka rekristalizacija i fazna transformacija, (d) formirawe dvofazne strukture [208]

Mehanizam formirawa mikrostrukture u jezgru {ava kod legure Ti-6Al-4V

ilustrovan je na slici 6.15. Osnovni materijal, bez ikakve obrade sastoji se ve}im delom

od α faze kao {to je prikazano na slici 6.15a. Tokom faze zagrevawa prilikom FSW

zavarivawa, materijal u zoni me{awa se zagreva do temperature koja se pribliàva

temperaturi β fazne transformacije (slika 6.15b), i zbog toga dolazi do nastavka procesa

dinami~ke rekristalizacije zbog kombinovanog efekta frikcionog zagrevawa i plasti~ne

deformacije (slika 6.15c). U me|uvremenu transformacija se doga|a na faznoj

granici zbog efekta frikcionog zagrevawa. Ipak, ova transformacija se ne razvija u

potpunosti zato {to je temperatura uglavnom ispod granice fazne transformacije, a

vreme kada je temperatura iznad granice fazne transformacije je previ{e kratko. Tokom

faze hla|ewa, β faza se transformi{e u finu dvofaznu lamelarnu me{avinu zbog

relativno velike brzine hla|ewa. Kona~no se dobije dvofazna mikrostruktura u jezgru

{ava zbog kombinovanog efekta dinami~ke rekristalizacije i fazne transformacije

(slika 6.15d).


Risti} Marko 61

6.3. êlici

Dok je ve}i deo istraìvawa FSW zavarivawa do danas usmeren na istraìvawe

zavarivawa legura aluminijuma, postoji i odre|eno interesovawe za zavarivawe ~elika.

Od mawe koli~ine dovedene toplote kod FSW-a (u pore|ewu sa zavarivawem topqewem)

o~ekuje se da dovede do mawih metalur{kih promena u HAZ zoni i da minimizuje

deformaciju i zaostale napone kod ~elika, {to je veoma va`no kod zavarivawa debelih

plo~a, kao u brodogradwi ili u te{koj ma{inskoj industriji. Osim toga, problem sa

difuzijom vodonika kod ~eli~nih {avova bio bi eliminisan zato {to se FSW ostvaruje na

niòj temperaturi u ~vrstom stawu. Dodatno, zavarivawe ~elika FSW-om bi eliminisalo

pojavu dima prilikom zavarivawa i eliminisawe {tetnih i opasnih isparewa koji se

nalaze u dimu kao {to je heksavalentni hrom, i time bi bili zadovoqeni odre|eni

ekolo{ki standardi [222]. Ove prednosti }e verovatno u~initi da FSW metoda postane

atraktivnija kod spajawa ~elika i u mnogim drugim aplikacijama.

FSW parametri i materijali alata kod FSW zavarivawa ~elika

Tabela 6.4

Materijal koji

se zavaruje

Debqina

plo~a [ ] Brzina obrtawa

alata [ ] Bo~na brzina

[ ⁄ ] Materijal

alata

Reference

êlik sa 12% Cr 12 240 [223] Niskougq. ~elik 12 15 102 [223] AISI 1010 6,4 450 650 25 102 Mo i W legure [224, 225] 304L 3,2 6,4 300 500 102 W legura [115, 226, 227] 304 6 550 78 PCBN [228] 304L, 316L 5 10 300 700 150 180 [229] Al 6XN 6,4 12,7 102 W legura [226, 230] HSLA-65 6,4 12,7 400 450 99 120 W [231] DH-36 6,4 102 457 W legura [230, 232] C-Mn 6,4 PCBN [233]

Neke od studija koje su izvr{ene na niskougqeni~nom ~eliku i legiranom ~eliku

sa 12% hroma [223], mekom ~eliku AISI 1010 [224, 225], austenitni ner|aju}i ~elik 304L [116, 226-229] i 316L [229], superaustenitni ner|aju}i ~elik A1 6XN [226, 230], HSLA-65 (ASTM A945)

[231], DH-36 [230, 232], i manganski ~elik [233]. Debqina plo~a, FSW parametri i materijal

alata dati su u tabeli 6.4. Ova istraìvawa dovela su do slede}ih va`nih observacija.

Prvo, generalno je argon kori{}en kao za{titni gas koji je {titio alat i zonu

zavarivawa od oksidacije tokom FSW zavarivawa ~elika [118, 225, 228-231]. Ipak, kod nekih

istraìvawa nije navedeno da li je kori{}en za{titni gas [223, 224, 226, 230, 233]. Tako|e

naàlost ni u jednoj od ovih studija nije ispitan uticaj za{titnog gasa na kvalitet FSW

{avova. Drugo, Thomas [223] je zabeleìo da je temperatura na rukavcu alata preko 1000 °C a

da je temperatura {ava odmah iza alata nakon obrade 900-1000 °C. Tako|e je i Lianert [225] zabeleìo temperaturu od >1000 °C odmah iznad rukavca alata i uz pomo} termopara i uz

pomo} infracrvene kamere. Bazirano na izmerenoj temperaturi i mikrostrukturalnim

analizama, Lienert [225] je sugerisao da je temperatura u jezgru {ava najverovatnije

prema{ila 1100 °C a da je najverovatnije pre{la i 1200 °C. Osim toga, termi~ki model

Lienert- a i Gould-a [224] je tako|e predvideo temperature u jezgru koje prema{uju 1000 °C. Tre}e, dok su ve}ina plo~a debqine 3,2-6,4 mogle biti uspe{no zavarene u jednom

prolazu, plo~e od ~elika 304L debqine 6,4 , i ~eli~ne plo~e debqe ve}e od 6,4 su


Risti} Marko 62

obi~no zavarivane iz dva prolaza sa obe strane, iz razloga {to je razdaqina uticaja alata

kod ~elika relativno mala u pore|ewu sa aluminijumskim legurama [118, 223-229]. Predzagrevawe i alata i plo~a na temperaturi od omogu}ilo je zavarivawe plo~a o

~elika HSLA-65 debqine 6,4 u jednom prolazu [230]. êtvrto, generalno, TMAZ zona koja

postoji u {avovima kod aluminijumskih legura nije jasno prisutna kod ~elika zbog pojave

transformacije tokom FSW termi~kog ciklusa [225, 231, 233]. Ipak, Park [228] i Johnson i

Threadgill [229] su identifikovali postojawe TMAZ zone kod 304L i 316L. Peto,

mikrostrukturalne promene ~elika tokom FSW-a su mnogo komplikovanije nego li kod

aluminijumskih legura zbog pojave transformacije, rekristalizacije, kao i rasta zrna pri

temperaturama ve}im od 1000 ili vi{im. Ove promene dosta zavise i od hemijskog

sastava legure. Za austenitne ner|aju}e ~elike [226], zabeleèno je da je do{lo do

formirawa ujedna~ene zrnaste strukture kod jezgra {ava sa zna~ajnim poboq{awem

oblika zrna. Ipak, za meke ~elike, i ~elike sa 12 % hroma, i HSLA-65 ~elike, u zavisnosti

od FSW temperature i kompozicije legure, zabeleène su razli~ite mikrostrukture u {avu

[223, 224, 231, 232]. Na primer, Konkol [231] je saop{tio da je FSW dovelo do

mikrostrukturalnih promena od finog ferita sa malom koli~inom perlita kod HSLA-65 ~elika, do velikih blokova ferita, Widmanstatten-ovog ferita, i gnezda ferita/cementita

u zoni {ava. Pored toga je u HAZ zoni zabeleèna zrnasta struktura sa finim i jednako

raspore|enim gnezdima perlita [231]. Sa druge strane Reynolds [232] je zabeleìo da je

jezgro {ava kod ~elika DH-36 sastavweno od martenzita i beinita. Unutra{wa HAZ zona,

koja je u dodiru sa jezgrom {ava, imala je zrnastu feritnu strukturu sa malom koli~inom

perlita i martenzita. Spoqna HAZ zona, koja je u dodiru sa osnovnim delom, imala je

nejednaku zrnastu strukturu sa veli~inom zrna koja su znatno ve}a nego li u unutra{woj

HAZ zoni i malo ve}a od zrna kod osnovnog materijala. [esto, generalno, FSW {avovi imaju

zadovoqavaju}u tvrdo}u, zateznu ~vrsto}u u transverzalnom pravcu, zadovoqavaju}a

svojstva na savijawe, i dobru {arpijevu ìlavost [223-225, 227, 230-232]. Testovi na

istezawe epruveta iz transverzalnog pravca pokazali su da je granica te~ewa i zatezna

~vrsto}a {avova generalno ve}i od ~vrsto}e osnovnog materijala, jer se pucawe de{avalo

na delu gde se nalazi osnovni metal, dok je elasti~nost {ava i osnovnog materijala sli~na

(tabela 6.5). Tvrdo}a {avova je mnogo ve}a od tvro}e osnovnog materijala [223-227, 230]. Osim toga i savijawe u transverzalnoj ravni se tako|e moè veoma lako posti}i {to

ukazuje na veoma dobru savitwivost [223-225]. Sa druge strane, Sterling [233] je otkrio da se

kaqewem C-Mn manganskog ~elika smawuje tvrdo}a jezgra {ava i napon na granici te~ewa,

a dolazi i do pojave pukotina u HAZ zoni. Ipak, ja~ina FSW {ava kod ~elika C-Mn ostavqenog takav kakav jeste nakon zavarivawa je ve}a osd ja~ine {ava dobijenog uz pomo}

MAG ili MIG zavarivawa koriste}i ER100S-1 kao dodatni materijal.

Rana ispitivawa ostvarqivosti FSW zavarivawa ~elika su se pokazala kao

obe}avaju}a za zavarivawe razli~itih tipova ~elika. Vaàn zadatak pri tome je

definisati konstrukciju i materijale za izradu alata za FSW zavarivawe ~elika. Iz

razloga {to ~elici imaju mnogo ve}u tvrdo}u na povi{enim temperaturama, veoma je

va`no izabrati odgovaraju}e materijale za izradu alata koji }e imati dobre radne

karakteristike na temperaturama vi{im od 1000 . Dok Thomas [223], Lienert i Gould [224], Johnson i Threadgill [229] nisu precizirali koje su materijale za alat koristili u svojim

istraìvawima. U drugim istraìvawima alat je uglavnom izra|ivan od legura volframa,

legura molibdena, polikristalnog kubnog nitrida bora (PCBN) [118, 225-228, 230-232]. Lienert i Gould [224] i Lienert [225] su izjavili da se najve}i deo habawa alata odigrao tokom

ulaska alata u materijal na po~etku svakog {ava. Kao {to je ranije spomenuto, predhodno

zagrevawe radnih delova moè biti veoma korisno za smawewe habawa alata i pove}awe

brzine zavarivawa. Verovatno bi bilo prakti~nije i jednostavnije zagrejatu samo ulaznu

zonu alata u materijal pre po~etka zavarivawa zato {to do habawa najve}im delom dolazi

prilikom ulaska alata u materijal [224, 225].


Risti} Marko 63

^vrsto}a epruveta ia FSW {ava u transverzalnom pravcu ~elika, na sobnoj temperaturi

Tabela 6.5

Materijali Uslovi Zatezna

~vrsto}a [ ] Granica

te~ewa [ ] Dilatacija

[%] Reference

12% Cr ~elik Osn. mat. [223] FSW {av 539 541 Niskougqeni~ni

~elik

Osn. mat. [223]

FSW {av 453 457 AISI 1010 Osn. mat. 463 310 33,9 [224, 225] FSW {av 476 331 22 304L Osn. mat. 483 172 [230] FSW {av 621 340 HD-36 Osn. mat. 579 428 [230] FSW {av 624 566 HSLA-65 Osn. mat. 537 448 20 [230] FSW (12,7 ) 569 493 30 FSW (6,4 ) 569 483 18,5 Manganski ~elik Osn. mat. 248 204 9,5 [233] FSW {av 179 151 2,6 MIG {av 136 126 5,5

6.4. Legure magnezijuma

Po{to magnezijumske legure uop{teno imaju slabu formabilnost, limovi od

magnezijumskih legura se komercijalno izra|uju livewem i livewem u kalupu pod

pritiskom. Obi~no je te{ko zavariti ovakve izlivene magnezijumske legura zbog pojave

poroznosti u {avu [324]. Osim toga relativno veliki koeficijent {irewa magnezijumskih

legura izaziva velike deformacije i izobli~ewa u i oko {ava. Zbog toga, tehnika

zavarivawa u ~vrstom stawu bi trebala da bude optimalni izbor prilikom zavarivawa

magnezijumskih legura.

Ispitivawa FSW zavarivawa izvr{ena su na legurama AM50, AM60, AZ91, AZ61, AZ31.

Parametri i debwina plo~a dati su u tabeli 6.6. Ova ispitivawa dovela su do slede}ih

zakqu~aka. Prvo, kvalitet FSW {avova kod magnezijumskih legura je veoma osetqiv na

brzinu rotacije alata i bo~nu brzinu. Nakata [237] je prona{ao da se optimalni parametri

za FSW zavarivawe plo~a od AZ91D nalaze u veoma uskom podru~ju, tj. visoka brzina obrtawa

alata i nià bo~na brzina.

Ve}e bo~ne brzine ili mawe brzine obrtawa alata od optimalnih parametara

izazivaju formirawe unutra{wih {upqina ili dolazi do formirawa veoma slabih

spojeva u {avu, a uzrok tome je slaba formabilnost livene legure AZ91D koja sadrì dosta

intermetalnih jediwewa β-Al12Mg17 na granicama zrna. Sli~no, Lee [238] je tako|e izneo da

su se ~vrsti i potpuni kontinualni spojevi formirali pri ve}im brzinama obrtawa alata

i niìm bo~nim brzinama toplo vaqane legure AZ31B-H24. Sa druge strane ispitivawa Lee-

a [239] i Park-a [240] ukazala su da se potpuni kontinualni spojevi kod AZ91D mogu dobiti

pri relativno velikim brzinama obrtawa od 800-1600 u {irokom podru~ju bo~nih

brzina. Na primer, Park [240] je pokazao da pri brzini obrtawa alata od 800 , dobar

{av je dobijen kod brizgane legure AZ91D za bo~nu brzinu od ~ak 750 ⁄ . Lee [239] i


Risti} Marko 64

Park [240] su do{li do rezultata da pri veoma visokim brzinama obrtawa alata dolazi do

formacije unutra{wih {upqina i povr{inskih pukotina kao i dobijawe slabog spoja kod

livene legura AZ91D i brizgane AZ91D.

FSW parametri i geometrija alata za FSW zavarivawe magnezijumskih legura i sredwa

veli~ina zrna u zoni {ava

Tabela 6.6

Materijal/debqina

plo~a

Geometrija

alata

Brzina

obrtawa

alata [ ]

Bo~na brzina

alata

[ ⁄ ]

Veli~ina zrna

[ ]

Reference

Liveni AM50, AM60, AZ91 / 6

MX TrfluteTM

250 500 160 450 [236]

Kovan AZ31 / 6,4 MX TrfluteTM

250 500 160 450 [236] Brizgan AZ91D / 2 Cil. sa navojem 880 1750 50 500 2 5 [237] Kovan AZ31B-H24 / 4 1250 2500 87 507 90 [238] Liven AZ91D / 4 1098 3600 32 187 7 19 [239] Brizgan AZ91D / 2 800 2450 90 750 0,9 5,4 [240] Kovan AZ31B / 6,4 Cil. sa navojem 800 1000 60 25 [241] Brizgan AM60 / 2 Cil. sa navojem 2000 120 10 15 [242] Liven AZ91D / 5 55 [243] Kovan AZ61 / 6,3 1220 90 <14 [244]

Drugo, FSW zavarivawe magnezijumskih legura, generalno nije dovelo do stvarawa

te~ne faze [235-242]. Na primer, Nagasawa [244] je zabeleìo maksimalnu temperaturu u

zoni zavarivawa od 460 °C kod legure AZ31. Sli~no, bazirano na mikrostrukturalnim

karakteristikama u zoni {ava, maksimalna temperatura je procewena na izme|u 370 i 500°C

[239, 240]. Ipak Kohn [243] je zabeleìo javqawe topqewa usled FSW zavarivawa legure

AZ91D i nastajawe kompleksne mikrostrukture u {avu. Istopqena regija u centru veoma

izme{ane zone i tankim istopqenim slojem na vrhy {ava je zabeleèn, ipak Kohn u ovom

istraìvawu nije izneo koja je bila brzina obrtawa alata.

Tre}e, generalno kao i kod FSW-a aluminijumskih legura, identifikovane su tri

mikrostrukturalne zone u FSW {avu kod magnezijumskih legura, tj. jezgro {ava (SZ - Stirred Zone), zona pogo|ena uticajem toplote - HAZ, i termo-mehani~ki pogo|ena zona - TMAZ [237, 239, 240]. Jezgro {ava sa osnovnim elipti~nim oblikom ima fina rekristalizovana zrna.

Ipak, Lee [238] je izneo da se jezgro moè podeliti na dve podzone, SZ I i SZ II, kod toplo

vaqane legure AZ31B-H24. Zona SZ I, je locirana u centru i gorwoj strani {ava, i

karakteri{e je delimi~na dinami~ka rekristalizacija, i deformacioni slojevi prolaze

kroz zrna. U SZ II zoni do{lo je do potpune dinami~ke rekristalizacije i rasta zrna, ali

nije prime}ena deformisana struktura.

êtvrto, generalno, FSW zavarivawe je dovelo do formirawa finih

rekristalizovanih zrna u jezgru {ava magnezijumskih legura [237, 239, 240]. Kod livenih

legura magnezijuma gruba α-Mg faza i β-Al12Mg17 intermetalno jediwewe nestali su posle

FSW-a [237-239]. Nakata [237], Lee [239] i Park [240] su saop{tili da je veli~ina zrna u jezgru

{ava postala ve}a sa pove}awem brzine obrtawa alata i smawewem bo~ne brzine zbog

pove}awa generisane toplote, koja je potstakla rast rekristalizovanih zrna. Ovo

zapaàwe se poklapa sa opaàwem vezanim za aluminijumske legure [10, 15, 74, 78, 101, 102]. Zrna grubog oblika koja su zapaèna kod nekih magnezijumskih legura nakon FSW-a

rezultat su rasta zrna zbog ve}e koli~ine generisane toplote tokom procesa FSW-a [238, 241].

Peto, tvrdo}a {ava je generalno ve}a od tvrdo}e osnovnog materijala zbog

sitnozrne strukture u {avu. Varijacija u tvrdo}i sa veli~inom zrna je identifikovana da

prati Hall-Petch-ov odnos (slika 6.16). tj. tvrdo}a se pove}ava sa smawewem veli~ine zrna


Risti} Marko 65

[239, 240]. Smawewe tvrdo}e je prona|eno u zoni FSW {ava toplo vaqane legure AZ21B-H24

zbog pove}awa veli~ine i ogrubqavawa oblika zrna [238].

Sl. 6.16, Varijacija tvrdo}e sa veli~inom zrna kod FSW {ava magnezijumske

legure AZ91D (1220 , 90 ⁄ ), Park [240]

[esto, FSW je dovelo do poboq{awa zateznih karakteristika livenih legura

magnezijuma kao {to su AZ91 [237, 239, 240], dok je smawewe zatezne ~vrsto}e zabeleèno

kod kovanog magnezijuma AZ31B-H24 i AZ61 [238, 245]. Slika 6.17 pokazuje pore|ewe zateznih

karakteristika izme|u osnovnog materijala, {ava kod brizgane legure AZ91D u

transverzalnom pravcu, i jezgra {ava u longitudinalnom pravcu (1220 , 90

⁄ ) [240]. U slu~aju transverzalnog testa {ava, sve ispitivane epruvete su pukle u

zoni osnovnog metala [237, 239, 240]. Ovo ukazuje da je efikasnost FSW {ava bila 100%.

Testovi u longitudinalnom pravcu su tako|e pokazali poboq{awe ~vrsto}e i

elasti~nosti u pore|ewu sa osnovnim materijalom [237, 239, 240].

Sl. 6.17, Upore|ivawe karakteristika na istezawe osnovnog metala, FSW {ava u

transverzalnom pravcu, i jezgra {ava u longitudinalnom pravcu za brizganu

leguru AZ91D (1220 , 90 ⁄ ), Park [240]


Risti} Marko 66

6.5. Kompoziti sa metalnom matricom

Kompoziti sa metalnom matricom imaju ve}u krutost, ~vrsto}u i otpornost prema

habawu u odnosu na monoliti~ke materijale. Ipak, zavarqivost kompozita je zna~ajno

smawena zbog dodavawa kerami~kog oja~awa. Mada se TIG postupkom mogu dobiti ~vrsti i

kontinualni {avovi kod kompozita, wihov kvalitet dosta zavisi od ume{nosti

zavariva~a, pri ~emu se ne moè potpuno izbe}i hemijska reakcija izme|u matrice i

oja~awa. Ostali nedostaci vezani za zavarivawe topqewem su: (a) nepotpuno me{awe

osnovnog materijala i dodatnog materijala, (b) prisutnost poroznosti veli~ine do 100

u zoni {ava, (c) prevelika eutekti~ka formacija, (d) formirawe neèqenih i

{tetnih faza kao {to su Al4C3. Zbog toga tehnika zavarivawa u ~vrstom stawu je veoma

poèqna za spajawe kompozita sa metalnom matricom. Obi~no zavarivawe trewem je

primewivano za zavarivawe kompozita sa metalnom matricom u posledwih 10 godina. Ova

tehnika se oslawa na relativnom kretawu izme|u delova koji se spajaju radi generisawa

toplote uz prisutnu pritisnu silu izme|u delova. Pokazano je da zavarivawe trewem daje

dobre i ~vrste zavare sa dobrim mehani~kim karakteristikama. Ipak, ono je ograni~eno na

delove sa relativno jednostavnom geometrijom, obi~no konfiguracije sa {ipkom ili

cevkom. Upore|ewa radi, FSW zavarivawe ima veliki potencijal za spajawe kompozita sa

metalnom matricom, zbog wegove uspe{ne primene kod aluminijumskih legura.

Izvr{eno je nekoliko istraìvawa radi utvr|ivawa pogodnosti primene FSW

zavarivawa kod spajawa kompozita sa aluminijumskom matricom kao {to su 6092Al-SiC [247], 6061Al-B4C [248], A339-SiC [249], 6061Al-Al2O3 [249-251], i 7093Al-SiC [252, 253]. Parametri

procesa i materijali alata kori{}eni kod ovih ispitivawa zajedno sa zapreminskim

udelom oja~avaju}eg materijala dati su u tabeli 6.7.

FSW parametri i materijali alata kod zavarivawa kompozita sa aliminijumskom matricom

Tabela 6.7

Materijali Oja~awe

Vf [%] Debqina

plo~a [ ] Brzina ob.

alata

[ ]

Bo~na

brzina

[ ⁄ ]

Materijal alata Reference

6092-SiC 17 102 [247] 6061-B4C 15 30 670 114 138 H13 alatni ~. (Rc>52) [248] A339-SiC 10 650 60 20- ugq. ~elik [249] 6061-Al2O3 20 650 60 20-ugq. ~elik [249, 250] 6061-Al2O3 10 20 2, 4 500 3000 100 2500 [251] 7093-SiC 25 [252] 7093-SiC 25 150 [253]

Iz ovih istraìvawa dobijeni su slede}i va`ni rezultati. Prvo,

visokokvalitetni {avovi bez vidqivih defekata mogu se dobiti FSW-om u kompozitima sa

aluminijumskom matricom koja je oja~ana kerami~kim ~esticama u koli~ini od 10-30

zapr.%. Nije prona|en ni jedan trag hemijske reakcije izme|u oja~iva~a i aluminijumske

matrice. Ipak, kada se upore|uje sa neoja~anim aluminijumskim legurama, optimalni FSW

parametri za dobijawe ~vrstih i kontinualnih {avova ograni~eni su na uè podru~je

bo~nih brzina [251].


Risti} Marko 67

Sl. 6.18, Opti~ki mikrograf koji pokazuje raspored SiC ~estica u (a) osnovnom materijalu i (b)

jezgru {ava za 7093Al sa 15 zap.% SiC kompozit

Drugo, raspored kerami~kih ~estica u FSW {avu je bio uniforman (slika 6.18).

Ipak, neki istraìva~i [248-250, 253] su prijavili da je raspored oja~avaju}ih ~estica u

{avu bio indenti~an rasporedu u osnovnom materijalu, drugi istraìva~i [247, 251, 252] su

otkrili zna~ajno lomqewe oja~avaju}ih ~estica u jezgru {ava u pore|ewu sa osnovnim

materijalom. Na primer, Baxter i Reynolds [252] su izneli da je broj oja~avaju}ih ~estica od

SiC u {avu kompozita 7093Al-SiC vi{e od dva puta ve}i nego li u wegovom osnovnom

materijalu, dok je wihov zapreminski udeo i u {avu i osnovnom materijalu isti. Ovo

ukazuje na lomqewe oja~avaju}ih ~estica tokom FSW zavarivawa. Tre}e, kompozitni

{avovi dobijeni uz pomo} FSW-a imali su boqe mehani~ke karakteristike od {avova

dobijenih TIG postupkom. U tabeli 6.8 prikazane su zatezne karakteristike baze od 6061Al-B4C i {ava dobijenog FSW i TIG postupkom. Zatezne karakteristike FSW {ava su vidqivo

boqe od TIG {ava. Napon na granici te~ewa FSW {ava je ~ak i ve}i od napona na granici

te~ewa osnovnog materijala kompozita, {to ukazuje da je FSW zavarivawe veoma efikasna

tehnika spajawa kompozita sa metalnom matricom.

Upore|ewe izme|u mehani~kih karakteristika na istezawe osnovnog materijala,

FSW {ava i TIG {ava kompozita 6061Al-B4C kompozita, Nelson [248] Tabela 6.8

Materijal Zatezna ~vrsto}a [ ] Granica te~ewa [ ] Dilatacija [%] Osnovni materijal 248 124 12 FSW (114 ⁄ ) 202,5 134,3 5 FSW (138 ⁄ ) 209,4 136,4 4 TIG 157,7 119,9 4

Ozbiqan problem me|utim koji se javqa kod FSW zavarivawa kompozitnih

materijala sa metalnom matricom je ozbiqno habawe alata za zavarivawe zbog prisustva

tvrdih kerami~kih oja~awa [247, 248, 250]. Nelson [248] je to prou~avao za alat napravqen od

alatnog ~elika H13, termi~ki obra|enog sa tvrdo}om Rc>52, prilikom FSW zavarivawa

kompozita 6061Al-B4C pri brzini obrtawa 670 , i bo~noj brzini od 114-138 ⁄ ,

na alatu su svi navoji nestali i oko 2 materijala je skinuto sa ~ela rukavca na {avu

duìne od 254 . SEM mikroskopom je otkriveno da da su se krhotine od alata

rasporedile po celoj debqini {ava na kompozitu, a najve}im delom po povr{ini {ava.

Moè se predpostaviti da ti fragmenti od istro{enog alata uti~u na smawewe

mehani~kih karakteristika {ava. Prado [250] je ispitivao pona{awe habawa alata

prilikom FSW-a kompozita 6061Al-20%Al2O3. Za alat od alatnog ~elika sa termi~ki


Risti} Marko 68

obra|enim vrhom na Rc=62, i pri brzini obrtawa alata od 500-2000 i pri bo~noj

brzini od 60 ⁄ , do{lo je do ozbiqnog habawa prilikom zavarivawa 6061Al-20%Al2O3. Stepen habawa se linearno pove}avao sa pove}awem duìne zavarivawa.

Najintenzivnije habawe zabeleweno je pri 1000 . Ovo zna~i da se stepen habawa

alata nije pove}ao sa pove}awem brzine obrtawa iznad 1000 . Mogu}i razlog ovoga

je poboq{awe karakteristika te~ewa kompozita pri visokim brzinama obrtawa alata

zato {to je velika brzina obrtawa alata dovela do ve}ih temperatura kao {to je opisano u

odeqku 3.2.

Habawe alata tokom FSW-a se de{ava na visokim temperaturama. Zbog toga, alate

treba praviti od legura koje imaju veliku otpornost na habawe pri povi{enim

temperaturama. Tako|e je i konstrukciona geometrija alata veoma va`na za smawewe

habawa. Aktivno zagrevawe radnog dela kompozita pre zavarivawa moè tako|e doprineti

smawewu habawa alata je poboq{ava karakteristike wegovog te~ewa.

6.6. Razli~iti metali i legure

FSW se generalno smatra kao nova tehnilogija zavarivawa koja se moè koristiti i

za zavarivawe razli~itih metala i legura. Isvr{ena su brojna istraìvawa FSW

zavarivawa razli~itih legura aluminijuma, legura bakra i aluminijuma sa drugim

metalima [9, 10, 36-38, 90, 249, 254-259]. U tabeli 6.9 prikazani su materijali i FSW

parametri za razli~ite metale/legure. Ipak, ve}ine od ovih studija su predhodno bile

fokusirane na vizuelizaciju toka materijala [10, 36-38, 90, 249, 254, 255] i pri tome nisu

prona|eni optimalni parametri i geometrija alata. Dobijeni {avovi su obi~no bili sa

nezavarenim mestima, prekidima u {avu, oksidne ukqu~ke u korenu {ava [10, 36-38, 90, 249, 254, 255]. Efikasnost {ava je bila mawa ukoliko su se zavarivali delovi od veoma tvrdih

legura aluminijuma sa veoma mekim legurama aluminijuma [90]. Osim toga je i uo~eno od

lokacije dve razli~ite legure zavisi tok materijala i kona~ni kvalitet {ava. Na primer,

prilikom zavarivawa 5083Al sa 6082Al i 6061Al sa bakrom do{lo se do rezultata da bi

materijal mawe ~vrsto}e trebao ba stoji na strani predwe nalegaju}e ivice kako bi se

dobili kvalitetniji {avovi [254, 256], dok je Lederich [257] demonstrirao da su superiorniji

{avovi kod 2024Al/D357 dobijeni kada je ~vr{}i 2024Al postavqen na strani predwe

nalegaju}e ivice. U ovim slu~ajevima {av izme|u 2024Al/D357 imao je smawenu ~vrsto}u i

elasti~nost [257]. Wert [258] da je kod zavarivawa 2024Al sa 2014Al-20%Al2O3, kada je tvr|i

kompozit bio na strani predwe nalegaju}e ivice, mikro{upqine su bile ve}e. Wert [258] je

prou~avao eutekti~ko topqewe koje je obi~no bilo rezultat velike brzine obrtawa alata

od 1120 i ve}eg otpora te~ewu kompozita. Va`no je napomenuti da dok je u nekoliko

studija zabeleèno ‘lokalno’ i ‘po~etno’ topqewe tokom FSW-a aluminijumskih legura,

fundamentalni zakoni procesa indiciraju da se zna~ajnije topqewe ne moè ostvariti.

Alat prebacuje smicajna naprezawa na radni deo. Kao {to je poznato te~na povr{ina se ne

odupire smicajnim naprezawima. Prema tome FSW proces se samoreguli{e tako {to ve}e

brzine obrtawa alata izazivaju ve}e zagrevawe, i obra|ivana povr{ina doìvqava

parcijalno topqewe, i nakon toga }e do}i do sniàvawa temperature zato {to smicajni

otpor obradi opada. Ipak, parcijalno topqewe se moè dogoditi kod razli~itih metala,

{to je nepoèqno jer postavqa gorwu granicu brzine obrtawa alata. Ovo je naro~ito

kriti~no prilikom spajawa razli~itih metala i legura.


Risti} Marko 69

Zavarivawerazli~itih metala/legura FSW-om

Tabela 6.9 Materijal Debqina

plo~a [ ] Brzina obrtawa [ ]

Bo~na brzina

[ ⁄ ] Reference

2024Al sa 6061Al 6 400-1200 60 [10, 38, 254] 6061Al sa 2024Al 12,7 637 133 [36] 2024Al sa 1100Al 0,65 650 60 [249] 5052Al sa 2017Al 5,3 3 1000, 1250 60 [90, 255] 7075Al sa 2017Al 5,3 3 1000, 1250 60 [90, 255] 7x1xAl (Sc) sa 7x5xAl (Sc) 5,3 1000 60 [255] 7075Al sa 2017Al 3 1250 60 [90] 7075Al sa 1100Al 3 1250 60 [90] 5083Al sa 6082Al 5 / 170-500 [256] 2024Al sa D357 / / / [257] 6061Al sa A356 4 1600 87-267 [259, 260, 262] 2024Al sa 7075Al 25,4 150-200 76,2-127 [261] 20 zap% Al2O3/6061Al sa 10 zap%SiC/A339

6,5 800 60 [249]

20 zap% Al2O3/2014Al sa 2024Al

4 1120 120 [258]

6061Al za Cu 6 400-1200 60-180 [37, 254] 2024Al sa Cu 6,5 650 60 [249] 2024Al sa Ag 6 650 60 [9] Cu sa mesingom 6,2 1000 60 [255] 1050Al sa AZ31 6 2450 75 [263] 6061Al sa AZ31B 800 75 [264] 6061Al sa AZ91D 800 75 [264] AZ91D sa AM60B 2000 75 [264] 5083Al sa mekim ~elikom 2 100-1250 25 [265] 6061Al sa AISI 1018 6 914 140 [265]

Dva ispitivawa FSW zavarivawa na legurama A356/6061Al i 2024Al/7075Al su se pokazala kao

obe}avaju}a kod spajawa razli~itih legura [259-261]. Lee [259, 260] je izvr{io FSW

zavarivawe izme|u legura A356 i 6061Al pri 1600 i bo~noj brzini od 87-267

⁄ , pri uglu nagiba ravni ~ela rukavca alata prema radnoj povr{ini od 3°. Dobijeni su {avovi bez defekata. Mikrostrukturalna ispitivawa otkrila su slede}e.

Prvo, mikrostruktura jezgra {ava je ve}im delom sadràla materijal sa zadwe ravnaju}e

ivice. Drugo, tvrdo}a jezgra {ava je bila nià od tvrdo}e 6061Al zbog rastvarawa i

ogrubqivawa ~estica taloga, i bila je ve}a od tvrdo}e A356 zbog rastvarawa silicijumskih

~estica. Napon na granici te~ewa FSW {ava u transverzalnom pravcu bio je identi~n

granici te~ewa A356 i lom se dogodio na mestu osnovnog metala A356 bez obzira na uslove

zavarivawa. Ipak, kada je ispitana ~vrsto}a jezgra {ava u longitudidalnom pravcu

~vrsto}a me{avine A356/6061Al bila je zna~ajno ve}a od A356 (slika 6.19).


Risti} Marko 70

Sl. 6.19, ^vrsto}a FSW {ava A356/6061Al u longitudinalnom

pravcu , Lee [259]

Ve}e ja~ine jezgra {ava su dobijene kada je 6061Al postavqen na zadwoj ravnaju}oj

ivici, mada je i onda ~vrsto}a bila nià od ~vrsto}e 6061Al zbog rastvarawa i

ogrubqivawa ~estica taloga u zoni jezgra. Baumann [261] je ispitao i ocenio

karakteristike spoja izme|u 2024Al/7075Al. Uspe{no je dobijen {av bez defekata debqine

25,4 pri brzini obrtawa 150-200 i bo~noj brzini od 76,2-127 ⁄ .

Mehani~ke karakteristike na istezawe {ava 2024Al/7075Al i osnovnih materijala dati su u

tabeli 6.10. Ja~ina 2024Al/7075Al bila je 76-82% od 2024Al. Lom se uvek de{avao u HAZ zoni.

Smawena elasti~nost {ava pripisana je lokalnoj deformaciji u HAZ zoni. U tabeli 6.10 se

vidi da je ~vrsto}a i elasti~nost {ava 2024Al/7075Al uporediva sa {avom kod 7075Al.

Iako predhodna istraìvawa nisu rezultirala dobijawem ~vrstih {avova

prilikom FSW zavarivawa razli~itih metala [37, 249, 254], neki nedavni poku{aji su se

pokazali uspe{nim prilikom spajawa aluminijuma i ~elika, aluminijuma i magnezijuma

[262-264]. Na primer, Kimapong i Watanbe [265] su ispitivali fleksibilnost spajawa 6061Al sa mekim ~elikom uz pomo} FSW-a, sa aluminijumskom plo~om na strani zadwe ravwaju}e

ivice i alatom koji se okre}e suprotno od kazaqke na satu. Oni su izneli da su i brzina

obrtawa alata i pozicija vrha alata u odnosu na liniju spajawa imali zna~ajan uticaj na

mikrostrukturu i zatezne karakteristike {avova. Brzina obrtawa alata od 250 .

Brzina obrtawa alata koja je bila ispod ili iznad 250 dovela je do zna~ajnog pada

mehani~kih karakteristika, brzina od 250 se pokazala kao optimalna. Tako|e je

prime}eno da pozicija vrha alata u odnosu na liniju spajawa ima zna~ajnog udela na

kvalitet {ava. Za razliku FSW-a kod aluminijumskih legura, pozicija ose obrtawa alata

ta~no na liniji spajawa dva dela nije proizvela dobar kvalitet {ava kod zavarivawa

razli~itih legura. Pomerawem vrha alata prema aluminijumskoj plo~i napon na granici

te~ewa {avova se zna~ajno pove}ao. Kada je 90% pre~nika vrha bio na aluminijumskoj

strani, {av je imao maksimalnu zateznu ~vrsto}u od , {to je bilo 86 % od

zatezne ~vrsto}e aluminujumske legure. Kada je vrh alata potpuno pomeren na stranu

aluminijuma, napon na granici te~ewa {ava je naglo opao. Sli~no ovome, Chen i Kova~evi}

[266] su pokazali da pomerawe vrha alata 68 % od pre~nika prema aluminijumskoj strani,

dovelo do poboq{awa kvaliteta {ava.


Risti} Marko 71

Zatezne karakteristike FSW {ava 2024Al/7075Al (podvrgnut starewu pre testirawa) i

osnovnog materijala, Baumann [261] Tabela 6.10

Legura Brzina

obrtawa [ ]

Bo~na

brzina [ ⁄ ]

Lokacija

uzorka

Granica

te~ewa

[ ]

Zatezna

~vrsto}a

[ ]

Dilatacija

[%] Efikasnost

spoja [%]c

2024Al-T351 348,9 488,2 17,5

7075Al-T7351 422 509,5 10,8 7050Al-7451 470 533,7 13,5 FSW 7050Al

a 150 114,3 Po~etak 265,5 388,2 5,6 72,7

Kraj 270,3 394,4 5 73,9 FSW 2024Al/7075Al

a 150 114,3 Po~etak 262 391,6 6,7 80,2

Kraj 257,9 388,9 6,7 79,7 FSW 2024Al/7075Al

a 200 76,2 Po~etak 246,2 371,6 5,7 76,1

Kraj 251,7 379,2 5,6 77,7 200 Po~etak 268,2 391,9 5,3 79,2 Kraj 262,7 391,2 5,9 79,1 200 Po~etak 278,7 397,8 5,8 81,5 Kraj 277,2 405,1 5,6 81,9 aDobijeno na EWI - Edison Welding Institute, Columbus OH USA

bDobijeno na Boeing Phantom Works (HB) Huntington Beach CA USA

cEfikasnost spajawa za 2024Al/7075Al FSW {ava ra~unata je relativno prema 2024Al-T351


Risti} Marko 72

7. Primene FSW zavarivawa

7.1. Avioindustrija

Dobro je poznato da se aluminijumske legure visoke ~vrsto}e, poput legura iz

grupe 2XXX i 7XXX {iroko koriste za avionske konstrukcije, avionske trupove, krila itd.

Na àlost spajawe aluminijumskih legura visoke ~vrsto}e je vrlo te{ko konvencionalnim

metodama zavarivawa topqewem zbog pojave pukotina prilikom zagrevawa. Zbog toga je

veliki deo spajawa aluminijumskih legura kod aviona ostvarivan zakivawem. Zakivawe

dovodi do pove}ane kompleksnosti u proizvodwi i pove}ava tro{kove. Pronalazak FSW

zavarivawa pruà priliku promene tradicionalnog pristupa proizvodwe lakih sklopova

i smawewe tro{kova proizvodwe.

7.2. Oklop kod borbenih vozila

Aluminijumske legure visoke ~vrsto}e koriste se za pravqewe oklopa zbog

kombinacije visokih balisti~kih performansi i stati~ke ~vrsto}e. Na primer u

Britaniji aluminijumska legura Def Stan 95-22 Clas I, bazirana na 7017 Al-7.5Zn-2Mg,

kori{}ena je od strane ministarstva odbrane jo{ od ranih 70-tih. Ta legura je

konvencionalno zavarivana MIG metotom uz Al-Mg kao dodatni materijal. Ipak, glavni

problemi povezani sa MIG {avovima su: (a) naponska korozija koja napada koren {ava, (b)

qu{tewe koje se javqa prilikom tretirawa u rastvoru ili tokom starewa u HAZ zoni. Sa

pojavom nove metode FSW zavarivawa, agencija za istraìvawe u Britaniji je zapo~ela

program za evaluaciju FSW-a za aluminijumske oklope 1995-te. Preliminarni rezultati na

koroziu koja se javqa usled qu{tewa i naponsko-koroziono pucawe potvrdili su

prednosti FSW-a nad MIG zavarivawem u smislu kvaliteta {ava [267]. Daqa istraìvawa su

usmerena na razvoj konstrukcije realnih {avova radi propisne verifikacije i

usavr{avawe procesa kako bi se pove}ala brzina zavarivawa i pove}ala debqina plo~a

koje se mogu zavariti [267].

U SAD, aluminijumska legura 2519-T87 je kori{}ena kao glavna konstrukciona

legura za AAAV - Advanced Amphibious Assault Vehicle (napredno amfibijsko juri{no vozilo)

zato {to pruà ve}u balisti~ku za{titu i stati~ku ~vrsto}u od naj~e{}e kori{}ene

aluminijumske legure za oklope, 5083Al-H131. Zavarena aluminijumska konstrukcija

omogu}ava AAAV-u da transportuje 18 vojnika sa punom opremom pri velikoj brzini preko

kopna ili mora. Ranije je za zavarivawe ove konstrukcije kori{}en MIG i TIG postupak.

Me|utim MIG i TIG zavarivawe proizvodi su~eone {avove male elasti~nosti, {to dovodi

do toga da {avovi ne mogu da pro|u balisti~ke udarne testove koji su propisani za borbena

oklopna vozila. Ovo onemogu}ava mnoge jednostavne su~eone spojeve da budu kori{}eni za

ovu namenu, odnosnu zahteva upotrebu kompleksniih {avova {to pove}ava tro{kove. FSW,

kao proces zavarivawa u ~vrstom stawu, daje superiornije mehani~ke karakteristike kod

zavarivawa legura 5083Al, 6061Al, 2219Al u odnosu na druge tehnike zavarivawa.


Risti} Marko 73

8. Daqa va`na istraìvawa vezana za FSW

8.1. Tok materijala

Kao {to je razmatrano u sekciji 3.1, tok materijala koji proizvodi FSW je veoma

komplikovan i veoma malo shva}en. O~igledno, potpuno razumevawe toka materijala oko

rotiraju}eg alata je bitno za optimizaciju FSW parametara i konstrukciju alata.

Optimizacija FSW parametara i konstrukcije alata je va`na za poboq{awe kvaliteta

{ava i produktivnosti. Nove eksperimentalne tehnike, teorijski i ra~unarski modeli

potrebni su za razumevawe toka materijala tokom FSW-a.

8.2. Oblik i materijal alata

Habawe alata se generalno ne smatra kao glavni problem tokom FSW zavarivawa

aluminijumskih legura [250, 270]. Za FSW zavarivawe materijala sa visokom temperaturom

topqewa (~elik i titanijum), habawe alata predstavqa ozbiqan problem [224, 225, 250]. Ipak, veoma mali broj studija je izvr{en na temu habawa alata tokom FSW-a. Ve}ina

konstrukcija geometrije alata su zasnovane na intuitivnim konceptima. Primena i

integracija ra~unarskih alata je va`na za vizuelizaciju i optimizaciju. Osim geometrije

alata, izbor materijala alata se smatra veoma va`nim kod FSW zavarivawa ~elika,

titanijuma i kompozita, ali ni jedno sistemati~no ispitivawe uticaja materijala alata do

sada nije izvr{eno. Veoma je veroovatno da su habawe alata i optimizacija oblika

povezani sa materijalom alata. O~igledno da je potrebno daqe istraìvawe radi

razumevawa mehanizma habawa alata, optimizacije geometrije alata i izbora materijala

alata.


Risti} Marko 74

9. Zakqu~ak

Geomertija alata je veoma bitna za dobijawe ~vrstih i kontinualnih {avova.

Ipak, konstrukcije alata su generalno vlasni{tvo individualnih istraìva~a, i samo je

odre|ena koli~ina podataka dostupna u slobodnoj literaturi. Iz slobodne literature se

zna da je alat sa cilindri~nim vrhom sa navojem i konkavnim rukavcem alat koji se

naj~e{}e koristi kod FSW zavarivawa.

Parametri zavarivawa, uklu~uju}i brzinu obrtawa alata, bo~nu brzinu kretawa,

ugao nagiba ravni ~ela rukavca alata prema povr{ini radnog dela, i ciqana dubina su

va`ni za dobijawe ~vrstih kontinualnih {avova bez defekata.

Kao i kod tradicionalnog zavarivawa sa topqewem, su~eoni i kombinovani

su~eoni i preklopni spojevi su naj~e{}e vrste spojeva kod FSW-a. Ipak, nije potrebna

nikakva specijalna priprema za su~eone i preklopne spojeve prilikom FSW zavarivawa.

Dve ~iste metalne plo~e mogu se lako spojiti zajedno u formi su~eonog ili preklopnog

spoja bez brige o stawu povr{ine ili predhodne obrade ivica.

[iroko je prihva}eno da je tok materijala kod FSW-a veoma kompleksan i jo{ uvek

slabo shva}en.

FSW dovodi do znatnog porasta temperature u i oko {ava. Rast temperature od

400-500 je zabeleèn u {avu kod aluminijumskih legura. Intenzivna plasti~na

deformacija i porast temperature dovode do zna~ajnih mikrostrukturalnih promena u

{avu, dolazi do fine rekristalizacije zrna, promene teksture, rastvarawa i ogrubqivawa

~estica taloga, i dobijaju se zaostali naponi koji su po veli~ini znatno niì od zaostalih

napona dobijenih kod tradicionalnog zavarivawa topqewem.

Tri razli~ite mikrostrukturalne zone su identifikovane u {avu dobijenog FSW-

om, tj. jezgro {ava koje doìvqava intenzivnu plasti~nu deformaciju pri izloènosti

visokoj temperaturi, i karakteri{u ga fina i ujedna~ena rekristalizovana zrna. Zatim

zona pogo|ena termo-mehani~kim uticajem koja je izloèna sredwim temperaturama i

deformaciji koju karakteri{u deformisana i ne-rekristalizovana zrna, i zona pogo|ena

uticajem toplote koja doìvqava samo uticaj povi{ene temperature i karakteri{e je

ogrubqivawe ~estica taloga.

U pore|ewu sa tredicionalnim zavarivawem uz pomo} topqewa, FSW zavarivawe

daje zna~ajno pove}awe u ~vrsto}e {ava, wegove elasti~nosti, dobija se pove}ana

otpornost {ava na zamor materijala i otpornost prema lomu. Vi{e od 80% zatezne

~vrsto}e od osnovnog materijala je postignuta u {avu kod FSW zavarivawa aluminijuma,

pri ~emu se lom obi~no de{avao u zoni koja je pogo|ena uticajem toplote, dok je se kod

~elika lom obi~no de{avao u zoni osnovnog materijala. Broj ciklusa promene napona do

zamora materijala i loma usled zamora kod FSW {ava je mawi nego li kod osnovnog

materijala, ali je zna~ajno ve}i nego li kod {avova dobijenih MIG postupkom ili

laserskim zavarivawem. Nakon uklawawa svih neregularnosti sa povr{ine {ava,

otpornost {ava na zamor materijala se poboq{ala i postala skoro ista kao i otpornost

osnovnog materijala. [to se ti~e korozionih karakteristika FSW {avova, prijavqena su

kontradiktorna opaàwa. Dok su neka ispitivawa pokazala da su piting i otpornost na

naponsko-koroziono pucawe FSW {avova isti ili boqi od osnovnog materijala, druga


Risti} Marko 75

istraìvawa pokazuju da su FSW {avovi kod nekih aluminijumskih legura visoke ~vrsto}e

podlo`niji intergranularnom nagrizawu nego li osnovni materijal, sa sklono{}u da se

intergranularna korozija javi na onom delu HAZ zone koja se dodiruje sa TMAZ zonom.

Pored aluminijumskih legura, FSW zavarivawe je uspe{no iskori{}eno i za

zavarivawe drugih metalnih materijala kao {to su bakar, titanijum, ~elik, magnezijum i

kompozitni materijali. Zbog visoke ta~ke topqewa i/ili niske ìlavosti, uspe{no FSW

zavarivawe metala sa visokom ta~kom topqewa bilo je ograni~eno na veoma usko podru~je

FSW parametara. U takvim situacijama predhodno zagrevawe je zna~ajno radi dobijawa

kvalitetnih {avova.

I pored zna~ajnog interesovawa za FSW tehnologiju u pro{loj dekadi, osnove

fizi~kog procesa FSW zavarivawa nisu do kraja prou~ene. Neki va`ni aspekti kao {to su

tok materijala, konstrukcija geometrije alata, habawe alata za zavarivawe,

mikrostrukturalna stabilnost, zavarivawe razli~itih metala i legura, zahtevaju

detaqnije prou~avawe i razumevawe.


Risti} Marko 76

LITERATURA

R. S. Mishra, Z. Y. Ma, Friction stir welding and processing, Reports: A Review Journal, Materials

Science and Engineering R 50 (2005) p. 1–78, doi:10.1016/j.mser.2005.07.001

R. Nandan, T. DebRoy, H.K.D.H. Bhadeshia, Recent advances in friction-stir welding – Process,

weldment structure and properties, Progress in Materials Science 53 (2008) 980–1023,

doi:10.1016/j.pmatsci.2008.05.001

Won-Bae Lee, Chang-Young Lee, Woong-Seong Chang, Yun-Mo Yeon, Seung-Boo Jung ,

Microstructural investigation of friction stir welded pure titanium, Materials Letters 59 (2005)

3315 – 3318, doi:10.1016/j.matlet.2005.05.064

S. Mironov , Y.S. Sato, H. Kokawa, Development of grain structure during friction stir welding of

pure titanium, Acta Materialia 57 (2009) 4519–4528, doi:10.1016/j.actamat.2009.06.020

Hidetoshi Fujii, Yufeng Sun, Hideaki Kato, Kazuhiro Nakata, Investigation of welding parameter

dependent microstructure and mechanical properties in friction stir welded pure Ti joints,

Materials Science and Engineering A 527 (2010) 3386–3391, doi:10.1016/j.msea.2010.02.023

L. Zhou, H.J. Liu, P. Liu and Q.W. Liu, The stir zone microstructure and its formation mechanism

in Ti–6Al–4V friction stir welds, Scripta Materialia 61 (2009) 596–599,

doi:10.1016/j.scriptamat.2009.05.029

REFERENCE

1

2 3

4 5 6 7 8 9

10 11 12 13 14 15 16 17 18

19 20 21 22

W.M. Thomas, E.D. Nicholas, J.C. Needham, M.G. Murch, P. Templesmith, C.J. Dawes, G.B. Patent Application No. 9125978.8 (December 1991). C. Dawes, W. Thomas, TWI Bulletin 6, November/December 1995, p. 124. B. London, M. Mahoney, B. Bingel, M. Calabrese, D.Waldron, in: Proceedings of the Third International Symposium on Friction Stir Welding, Kobe, Japan, 27–28 September, 2001. C.G. Rhodes, M.W. Mahoney, W.H. Bingel, R.A. Spurling, C.C. Bampton, Scripta Mater. 36 (1997) 69. G. Liu, L.E. Murr, C.S. Niou, J.C. McClure, F.R. Vega, Scripta Mater. 37 (1997) 355. K.V. Jata, S.L. Semiatin, Scripta Mater. 43 (2000) 743. S. Benavides, Y. Li, L.E. Murr, D. Brown, J.C. McClure, Scripta Mater. 41 (1999) 809. L.E. Murr, Y. Li, R.D. Flores, E.A. Trillo, Mater. Res. Innovat. 2 (1998) 150. Y. Li, E.A. Trillo, L.E. Murr, J. Mater. Sci. Lett. 19 (2000) 1047. Y. Li, L.E. Murr, J.C. McClure, Mater. Sci. Eng. A 271 (1999) 213. H.B. Cary, Modern Welding Technology, Prentice-Hall, New Jersey, 2002. C.J. Dawes, W.M. Thomas, Weld. J. 75 (1996) 41. R.S. Mishra, M.W. Mahoney, S.X. McFadden, N.A. Mara, A.K. Mukherjee, Scripta Mater. 42 (2000) 163. R.S. Mishra, M.W. Mahoney, Mater. Sci. Forum 357–359 (2001) 507. Z.Y. Ma, R.S. Mishra, M.W. Mahoney, Acta Mater. 50 (2002) 4419. R.S. Mishra, Z.Y. Ma, I. Charit, Mater. Sci. Eng. A 341 (2002) 307. P.B. Berbon, W.H. Bingel, R.S. Mishra, C.C. Bampton, M.W. Mahoney, Scripta Mater. 44 (2001) 61. J.E. Spowart, Z.Y. Ma, R.S. Mishra, in: K.V. Jata, M.W. Mahoney, R.S. Mishra, S.L. Semiatin, T. Lienert (Eds.), Friction Stir Welding and Processing II, TMS, 2003, pp. 243–252. Z.Y. Ma, S.R. Sharma, R.S. Mishra, M.W. Manohey, Mater. Sci. Forum 426–432 (2003) 2891. M.R. Johnsen, Weld. J. 78 (2) (1999) 35. E.D. Nicholas, W.M. Thomas, Int. J. Mater. Prod. Technol. 13 (1998) 45. S.W. Kallee, J. Davenport, E.D. Nicholas, Weld. J. 81 (10) (2002) 47.


Risti} Marko 77

23

24

25 26

27

28

29 30 31

32

33 34

35

36 37 38 39 40

41 42 43 44 45 46 47 48 49

50

51

52

53

54

55 56

57

58 59

60

61

62

S. Kallee, A. Mistry, in: Proceedings of the First International Symposium on Friction Stir Welding, Thousand Oaks, CA, USA, June 14–16, 1999. W.M. Thomas, E.D. Nicholas, S.D. Smith, in: S.K. Das, J.G. Kaufman, T.J. Lienert (Eds.), Aluminum 2001— Proceedings of the TMS 2001 Aluminum Automotive and Joining Sessions, TMS, 2001, p. 213. W.M. Thomas, K.I. Johnson, C.S. Wiesner, Adv. Eng. Mater. 5 (2003) 485. W.M. Thomas, A.B.M. Braithwaite, R. John, in: Proceedings of the Third International Symposium on Friction Stir Welding, Kobe, Japan, September 27–28, 2001. W.M. Thomas, R.E. Dolby, in: S.A. David, T. DebRoy, J.C. Lippold, H.B. Smartt, J.M. Vitek (Eds.), Proceedings of the Sixth International Conference on Trends inWelding Research, Pine Mountain, GA, ASM International, 2003, pp. 203–211. A.P. Reynolds, T.U. Seidel, M. Simonsen, in: Proceedings of the First International Symposium on Friction Stir Welding, Thousand Oaks, CA, USA, June 14–16, 1999. A.P. Reynolds, Sci. Technol. Weld. Joining 5 (2000) 120. T.U. Seidel, A.P. Reynolds, Metall. Mater. Trans. A 32 (2001) 2879. M. Guerra, J.C. McClure, L.E. Murr, A.C. Nunes, in: K.V. Jata, M.W. Mahoney, R.S. Mishra, S.L. Semiatin, D.P. Filed (Eds.), Friction Stir Welding and Processing, TMS, Warrendale, PA, USA, 2001, p. 25. K. Colligan, in: Proceedings of the First International Symposium on Friction Stir Welding, Thousand Oaks, CA, USA, June 14–16, 1999. K. Colligan, Weld. J. 78 (1999) 229S–237S. B. London, M. Mahoney, W. Bingel, M. Calabrese, R.H. Bossi, D. Waldron, in: K.V. Jata, M.W. Mahoney, R.S. Mishra, S.L. Semiatin, T. Lienert (Eds.), Friction Stir Welding and Processing II, TMS, 2003, p. 3. O.T. Midling, in: T.H. Sanders, Jr., E.A. Strake, Jr. (Eds.), Proceedings of the Fourth International Conference on Aluminum Alloys, vol. 1, Georgia Institute of Technology, School of Materials Science and Engineering, Atlanta, GA, USA, 1994, pp. 451–458. J.H. Ouyang, R. Kovacevic, J. Mater. Eng. Perform. 11 (2002) 51. L.E. Murr, R.D. Flores, O.V. Flores, J.C. McClure, G. Liu, D. Brown, Mater. Res. Innovat. 1 (1998) 211. Y. Li, L.E. Murr, J.C. McClure, Scripta Mater. 40 (1999) 1041. K.N. Krishnan, Mater. Sci. Eng. A 327 (2002) 246. G. Biallas, R. Braun, C.D. Donne, G. Staniek,W.A. Kaysser, in: Proceedings of the First International Symposium on Friction Stir Welding, Thousand Oaks, CA, USA, June 14–16, 1999. M.W. Mahoney, C.G. Rhodes, J.G. Flintoff, R.A. Spurling, W.H. Bingel, Metall. Mater. Trans. A 29 (1998) 1955. M.A. Sutton, B. Yang, A.P. Renolds, R. Taylor, Mater. Sci. Eng. A 323 (2002) 160. Z.Y. Ma, S.R. Sharma, R.S. Mishra, M.W. Mahoney, Unpublished results. Z.Y. Ma, S.C. Tjong, L. Geng, Scripta Mater. 42 (2000) 367. Z.Y. Ma, S.C. Tjong, L. Geng, Z.G. Wang, J. Mater. Res. 15 (2000) 2714. S.C. Tjong, Z.Y. Ma, Mater. Sci. Technol. 15 (1999) 429. S. Xu, X. Deng, A.P. Reynolds, T.U. Seidel, Sci. Technol. Weld. Joining 6 (2001) 191. P. Dong, F. Lu, J.K. Hong, Z. Cao, Sci. Technol. Weld. Joining 6 (2001) 281. P. Colegrove, H. Shercliff, in: K.V. Jata, M.W. Mahoney, R.S. Mishra, S.L. Semiatin, T. Lienert (Eds.), Friction Stir Welding and Processing II, TMS, Warrendale, PA, USA, 2003, p. 13. C.B. Smith, G.B. Bendzsak, T.H. North, J.F. Hinrichs, J.S. Noruk, R.J. Heideman, Ninth International Conference on Computer Technology in Welding, Detroit, Michigan, USA, 28–30 September 1999, 2000, p. 475. G.J. Bendzsak, C.B. Smith, in: Proceedings of the Second International Symposium on Friction Stir Welding, Gothenburg, Sweden, June 26–28, 2000. A. Askari, S. Silling, B. London, M. Mahoney, in: K.V. Jata, M.W. Mahoney, R.S. Mishra, S.L. Semiatin, D.P. Filed (Eds.), Friction Stir Welding and Processing, TMS, Warrendale, PA, USA, 2001, p. 43. R.L. Goetz, K.V. Jata, in: K.V. Jata, M.W. Mahoney, R.S. Mishra, S.L. Semiatin, D.P. Filed (Eds.), Friction Stir Welding and Processing, TMS, Warrendale, PA, USA, 2001, p. 35. M.B. Stewart, G.P. Adamas, A.C. Nunes Jr., P. Romine, Developments in Theoretical and Applied Mechanics, Florida Atlantic University, USA, 1998, pp. 472–484. A.C. Nunes Jr., in: S.K. Das, J.G. Kaufman, T.J. Lienert (Eds.), Aluminum 2001, TMS, Warrendale, PA, USA, 2001, p. 235. L. Ke, L. Xing, J.E. Indacochea, Joining of Advanced and Specialty Materials IV, ASM International, Materials Park, USA, 2002, pp. 125–134. W.J. Arbegast, in: Z. Jin, A. Beaudoin, T.A. Bieler, B. Radhakrishnan (Eds.), Hot Deformation of Aluminum Alloys III, TMS, Warrendale, PA, USA, 2003, p. 313. Jata KV, Semiatin SL. Continuous dynamic recrystallization during friction stir welding. Scripta Mater 2000;43:743–8. Khandkar MZH, Khan JA, Reynolds AP. Prediction of temperature distribution and thermal history during friction stir welding: input torque based model. Sci Technol Weld Join 2003;8:165–74. Nandan R, Roy GG, DebRoy T. Numerical simulation of three-dimensional heat transfer and plastic flow during friction stir welding. Metall Mater Trans A 2006;37:1247–59. Nandan R, Roy GG, Lienert TJ, DebRoy T. Numerical modelling of 3D plastic flow and heat transfer during friction stir welding of stainless steel. Sci Technol Weld Join 2006;11:526–37. Nandan R, Roy GG, Lienert TJ, DebRoy T. Three-dimensional heat and material flow during friction stir welding of mild steel. Acta Mater 2007;55:883–95.


Risti} Marko 78

63

64

65

66

67

68

69 70 71 72 73 74 75 76

77

78 79

80 81 82 83

84 85 86 87 88 89 90

91 92 93 94 95 96 97 98 99

100

101 102 103 104

105

106 107

108 109

Nandan R, Lienert TJ, DebRoy T. Toward reliable calculations of heat and plastic flow during friction stir welding of Ti–6Al–4V alloy. Int J Mater Res 2008;99:434–44. Seidel TU, Reynolds AP. Two-dimensional friction stir welding process model based on fluid mechanics. Sci Technol Weld Join 2003;8:175–83. Schmidt H, Dickerson TL, Hattel J. Material flow in butt friction stir welds in AA2024-T3. Acta Mater 2006;54:1199–209. Guerra M, Schmidt C, McClure JC, Murr LE, Nunes AC. Flow patterns during friction stir welding. Mater Charact 2002;49:95–101. Seidel TU, Reynolds AP. Visualization of the material flow in AA2195 friction-stir welds using a marker insert technique. Metall Mater Trans A 2001;32:2879–84. Ayer R, Jin HW, Mueller RR, Ling S, Ford S. Interface structure in a Fe–Ni friction stir welded joint. Scripta Mater 2005;53:1383–7. J.M. McGlaun, S.L. Thompson, L.N. Kmetyk, M.G. Elrick, Int. J. Impact. Eng. 10 (1990) 351. DEFORM-2D Version 7.0, Users Manual, Scientific Forming Technologies Corporation, January 30, 2000. L.E. Murr, G. Liu, J.C. McClure, J. Mater. Sci. 33 (1998) 1243. Y.S. Sato, H. Kokawa, M. Enmoto, S. Jogan, Metall. Mater. Trans. A 30 (1999) 2429. W. Tang, X. Guo, J.C. McClure, L.E. Murr, J. Mater. Process. Manufact. Sci. 7 (1998) 163. Y.J. Kwon, N. Saito, I. Shigematsu, J. Mater. Sci. Lett. 21 (2002) 1473. J.A. Wert, Scripta Metall. 15 (1981) 445. G.W. Lorimer, in: K.C. Russell, H.I. Aaronson (Eds.), Precipitation Processes in Solids, Met. Soc. AIME,Warrendale, PA, 1978, p. 87. R.H. Brown, L.A. Willey, in: K.R. Van Horn (Ed.), Aluminum, vol. 1: Properties, Physical Metallurgy, and Phase Diagrams, ASM, Metals Park, OH, 1967, p. 31. Y.S. Sato, M. Urata, H. Kokawa, Metall. Mater. Trans. A 33 (2002) 625. T. Hashimoto, S. Jyogan, K. Nakata, Y.G. Kim, M. Ushio, in: Proceedings of the First International Symposium on Friction Stir Welding, Thousand Oaks, CA, USA, June 14–16, 1999. O. Frigaad, O. Grong, O.T. Midling, Metall. Mater. Trans. A 32 (2001) 1189. Y.J. Chao, X. Qi, J. Mater. Process. Manufact. 7 (1998) 215. M.Z.H. Khandkar, J.A. Khan, J. Mater. Process. Manufact. 10 (2001) 91. W.J. Arbegast, P.J. Hartley, in: Proceedings of the Fifth International Conference on Trends inWelding Research, Pine Mountain, GA, USA, June 1–5, 1998, p. 541. H. Schmidt, J. Hattel, J. Wert, Model. Simul. Mater. Sci. Eng. 12 (2004) 143. S.R. Sharma, R.S. Mishra, Unpublished research, 2005. B. Heinz, B. Skrotzki, Metall. Mater. Trans. B 33 (6) (2002) 489. L.E. Murr, G. Liu, J.C. McClure, J. Mater. Mater. Lett. 16 (1997) 1081. G.S. Frankel, Z. Xia, Corrosion 55 (1999) 139. Y.S. Sato, S.H.C. Park, H. Kokawa, Metall. Mater. Trans. A 32 (2001) 3023. S.H. Kazi, L.E. Murr, in: K.V. Jata, M.W. Mahoney, R.S. Mishra, S.L. Semiatin, D.P. Filed (Eds.), Friction Stir Welding and Processing, TMS, Warrendale, PA, USA, 2001, p. 139. H.G. Salem, A.P. Reynolds, J.S. Lyons, Scripta Mater. 46 (2002) 337. R. Braun, L. Litynska-Dobrzynska, Mater. Sci. Forum 396–402 (2002) 1531. A.F. Norman, I. Brough, P.B. Prangnell, Mater. Sci. Forum 331–337 (2000) 1713. K.A.A. Hassan, A.F. Norman, P.B. Prangnell, Mater. Sci. Forum 396–402 (2002) 1549. J.Q. Su, T.W. Nelson, R.S. Mishra, M.W. Mahoney, Acta Mater. 51 (2003) 713. Z.Y. Ma, R.S. Mishra, M.W. Manohey, R. Grimes, Mater. Sci. Eng. A 351 (2003) 148. I. Charit, R.S. Mishra, Mater. Sci. Eng. A 359 (2003) 290. I. Charit, R.S. Mishra, M.W. Mahoney, Scripta Mater. 47 (2002) 631. I. Charit, Z.Y. Ma, R.S. Mishra, in: Z. Jin, A. Beaudoin, T.A. Bieler, B. Radhakrishnan (Eds.), Hot Deformation of Aluminum Alloys III, TMS, 2003, pp. 331–342. P.S. Pao, E. Lee, C.R. Feng, H.N. Jones, D.W. Moon, in: K.V. Jata, M.W. Mahoney, R.S. Mishra, S.L. Semiatin, T. Lienert (Eds.), Friction Stir Welding and Processing II, TMS, Warrendale, PA, USA, 2003, p. 113. Y.J. Kwon, I. Shigematsu, N. Saito, Mater. Trans. 44 (2003) 1343. Y.J. Kwon, I. Shigematsu, N. Saito, Scripta Mater. 49 (2003) 785. K.V. Jata, K.K. Sankaran, J.J. Ruschau, Metall. Mater. Trans. A 31 (2000) 2181. M. James, M. Mahoney, in: Proceedings of the First International Symposium on Friction Stir Welding, Thousand Oaks, CA, USA, June 14–16, 1999. Z.Y. Ma, R.S. Mishra, M.W. Mahoney, in: K.V. Jata, M.W. Mahoney, R.S. Mishra, S.L. Semiatin, T. Lienert (Eds.), Friction Stir Welding and Processing II, TMS, 2003, pp. 221–230. J.Q. Su, T.W. Nelson, C.J. Sterling, J. Mater. Res. 18 (2003) 1757. I. Charit, R.S. Mishra, in: Y.T. Zhu, T.G. Langdon, R.Z. Valiev, S.L. Semiatin, D.H. Shin, T.C. Lowe (Eds.), Ultrafine Grained Materials III, TMS, 2004. F. .J. Humphreys,M. Hotherly, Recrystallization and Related Annealing Phenomena, Pergamon Press, New York, 1995 C.G. Rhodes, M.W. Mahoney, W.H. Bingel, M. Calabrese, Scripta Mater. 48 (2003) 1451.


Risti} Marko 79

110 111

112 113 114

115

116 117 118 119 120 121 122 123 124 125 126

127 128

129 130 131 132

133

134 135 136 137 138 139 140 141 142

143 144 145

146

147

148

149 150

151

152

153

154

I. Charit, R.S. Mishra, Unpublished research, 2005. M. Mahoney, R.S. Mishra, T. Nelson, J. Flintoff, R. Islamgaliev, Y. Hovansky, in: K.V. Jata, M.W. Mahoney, R.S. Mishra, S.L. Semiatin, D.P. Filed (Eds.), Friction Stir Welding and Processing, TMS, Warrendale, PA, USA, 2001, p. 183. A.W. Bowen, Mater. Sci. Technol. 6 (1990) 1058. J. Hirsch, K. Lu¨cke, Acta Metall. 36 (1998) 2863. K. Lu¨cke, O. Engler, in: L. Arnberg, et al. (Eds.), Proceedings of the Third International Conference on Aluminum Alloys, Norwegian Institute of Technology, Trondheim, Norway, 1992, p. 439. R.D. Doherty, D.A. Hughes, F.J. Humphreys, J.J. Jonas, D.J. Jensen, M.E. Kassner, W.E. King, T.R. McNelley, H.J. McQueen, A.D. Rollett, Mater. Sci. Eng. A 238 (1997) 219. S. Gourder, E.V. Konopleva, H.J. McQueen, F. Montheillet, Mater. Sci. Forum 217–222 (1996) 441. H.J. McQueen, E. Evangelista, M.E. Kassner, Z. Metallkd. 82 (1991) 336. R.H. Bricknell, J.W. Edington, Acta Metall. A 22 (1991) 2809. S.J. Hales, T.R. McNelley, Acta Metall. 36 (1988) 1229. Q. Liu, X. Huang, M. Yao, J. Yang, Acta Metall. Mater. 40 (1992) 1753. K. Matsuki, T. Iwaki, M. Tokizawa, Y. Murakami, Mater. Sci. Technol. 7 (1991) 513. H. Gudmundsson, D. Brooks, J.A. Wert, Acta Metall. Mater. 39 (1991) 19. K. Ameyama, H. Matsuoka, A. Miyazaki, M. Tokizane, J. Jpn. Inst. Met. 53 (1989) 991. X. Huang, K. Tsuzaki, T. Maki, Acta Metall. Mater. 43 (1995) 3375. K. Tsuzaki, X. Huang, T. Maki, Acta Mater. 44 (1996) 4491. K.A.A. Hassan, A.F. Norman, P.B. Prangell, in: Proceedings of the Third International Symposium on Friction Stir Welding, Kobe, Japan, September 27–28, 2001. L.E. Murr, E.A. Trillo, S. Pappu, C. Kennedy, J. Mater. Sci. 37 (2002) 3337. Y. Hovanski, T.W. Nelson, D.P. Field, in: Proceedings from Joining of Advanced and Specialty Materials, St. Louis, MO, October 9–11, ASM International, 2000, p. 167. Y.S. Sato, H. Kokawa, K. Ikeda, M. Enomoto, S. Jogan, T. Hashimoto, Metall. Mater. Trans. A 32 (2001) 941. D.V. Field, T.W. Nelson, Y. Hovanski, K.V. Jata, Metall. Mater. Trans. A 32 (2001) 2869. H. Jin, S. Saimoto, M. Ball, P.L. Threadgill, Mater. Sci. Technol. 17 (2001) 1605. C.D. Donne, E. Lima, J. Wegener, A. Pyzalla, T. Buslaps, in: Proceedings of the Third International Symposium on Friction Stir Welding, Kobe, Japan, September 27–28, 2001. X.L. Wang, Z. Feng, S. David, S. Spooner, C.S. Hubbard, in: Proceedings of the Sixth International Conference on Residual Stresses (ICRS-6), IOM Communications, Oxford, UK, 2000, pp. 1408–1420. M. Peel, A. Steuwer, M. Preuss, P.J. Withers, Acta Mater. 51 (2003) 4791. A.P. Reynolds, W. Tang, T. Gnaupel-Herold, H. Prask, Scripta Mater. 48 (2003) 1289. ASM Handbook, vol. 6: Welding, Brazing, and Soldering, ASM International, USA, 1995, p. 1097. Y.S. Sato, H. Kokawa, M. Enmoto, S. Jogan, T. Hashimoto, Metall. Mater. Trans. A 30 (1999) 3125. Y.S. Sato, H. Kokawa, M. Enmoto, S. Jogan, T. Hashimoto, Metall. Mater. Trans. A 32 (2001) 941. D.L. Zhang, L. Zheng, Metall. Mater. Trans. A 27 (1996) 3983. D.H. Bratland, O. Grong, H. Shercliff, O.R. Myhr, S. Tjotta, Acta Mater. 45 (1997) 1. L.E. Svesson, L. Karlsson, H. Larsson, B. Karlsson, M. Fazzini, J. Karlsson, Sci. Technol.Weld. Joining 5 (2000) 285. B.J. Dracup, W.J. Arbegast, in: Proceedings of the 1999 SAE Aerospace Automated Fastening Conference & Exposition, Memphis, TN, October 5–7, 1999. L.E. Svensson, L. Karlsson, H. Larsson, B. Karlsson, M. Fazzini, J. Karlsson, Sci. Technol. Weld. Joining 5 (2000) 285. A. Denquin, D. Allehaux, M.H. Campagnac, G. Lapasset, Mater. Sci. Forum 3 (402) (2002) 1199. M.G. Dawes, S.A. Karger, T.L. Dickerson, J. Przydatek, in: Proceedings of the Second International Symposium on Friction Stir Welding, Gothenburg, Sweden, June 26–28, 2000. A. von Strombeck, J.F. dos Santos, F. Torster, P. Laureano, M. Koçak, in: Proceedings of the First International Symposium on Friction Stir Welding, Thousand Oaks, CA, USA, June 14–16, 1999. L. Magnusson, L. Ka¨llman, in: Proceedings of the Second International Symposium on Friction Stir Welding, Gothenburg, Sweden, June 26–28, 2000. C.D. Donne, G. Biallas, T. Ghidini, G. Raimbeaux, in: Proceedings of the Second International Symposium on Friction Stir Welding, Gothenburg, Sweden, June 26–28, 2000. P.S. Pao, S.J. Gill, C.R. Feng, K.K. Sankaran, Scripta Mater. 45 (2001) 605. R.S. Mishra, S.R. Sharma, N.A. Mara, M.W. Mahoney, in: Proceedings of the International Conference on Jointing of Advanced and Specialty Materials III, ASM International, 2000, p. 157. H. Hori, S. Makita, H. Hino, in: Proceedings of the First International Symposium on Friction StirWelding, Thousand Oaks, CA, USA, June 14–16, 1999. M. Kumagai, S. Tanaka, in: Proceedings of the First International Symposium on Friction Stir Welding, Thousand Oaks, CA, USA, June 14–16, 1999. G. Bussu, P.E. Irving, in: Proceedings of the First International Symposium on Friction StirWelding, Thousand Oaks, CA, USA, June 14–16, 1999. J.Z. Zhang, R. Pedwell, H. Davies, in: Proceedings of the Second International Symposium on Friction Stir Welding, Gothenburg, Sweden, June 2000.


Risti} Marko 80

155

156

157

158 159 160

161

162

163 164 165 166 167 168 169 170 171 172

173 174

175

176 177

178

179 180 181

182 183

184 185

186

187

188

189 190

191

192

193

194

M. Erisson, R. Sandstrom, J. Hagstrom, in: Proceedings of the Second International Symposium on Friction Stir Welding, Gothenburg, Sweden, June 2000. N. Jayaraman, P. Prevey, M. Mahoney, in: K.V. Jata, M.W. Mahoney, R.S. Mishra, S.L. Semiatin, T. Lienert (Eds.), Friction Stir Welding and Processing II, TMS, 2003, p. 259. R. Braun, G. Biallas, C.D. Donne, G. Staniek, in: P.J. Winkler (Ed.), Materials for Transportation Technology EUROMAT’99, vol. 1, Wiley/VCH, 1999, pp. 150–155. G. Bussu, P.E. Irving, Int. J. Fatigue 25 (2003) 77. J.R. Gordon, ASM Handbook, vol. 6, 1993, p. 1108. W.J. Arbegast, K.S. Baker, P.J. Hartley, in: Proceedings of the Fifth International Conference on Trends in Welding Research, Pine Mountain, GA, USA, June 1–5, 1998, pp. 558–562. D.G. Kinchen, Z. Li, G.P. Adams, in: Proceedings of the First International Symposium on Friction Stir Welding, Thousand Oaks, CA, USA, June 1999. L.D. Oosterkamp, A. Ivankovic, A. Oosterkamp, in: Proceedings of the Second International Symposium on Friction Stir Welding, Gothenburg, Sweden, June 26–28, 2000. H.R. Kroninger, A.P. Reynolds, Fatigue Fract. Eng. Mater. Struct. 25 (2002) 283. E. Hornborgen, E.A. Starke Jr., Acta Metall. Mater. 41 (1993) 1. K.V. Jata, E.A. Starke Jr., Metall. Trans. A 17 (1986) 1011. M. Graf, E. Hornborgen, Acta Metall. 25 (1977) 883. R.H. Van Stone, T.B. Cox, J.R. Low Jr., J.A. Psioda, Int. Met. Rev. 30 (1985) 157. J. Gurland, Plateau, Trans. ASM 56 (1963) 442. T. Watanabe, Texture Microstruct. 20 (1993) 195. J. Corral, E.A. Trillo, Y. Li, L.E. Murr, J. Mater. Sci. Lett. 19 (2000) 2117. F. Zucchi, G. Trabanelli, V. Grassi, Mater. Corros. 52 (2001) 853. E.I. Meletis, P. Gupta, F. Nave, in: K.V. Jata, M.W. Mahoney, R.S. Mishra, S.L. Semiatin, T. Lienert (Eds.), Friction Stir Welding and Processing II, TMS, Warrendale, PA, USA, 2003, p. 107. J.B. Lumsden, M.W. Mahoney, G. Pollock, C.G. Rhodes, Corrosion 55 (1999) 1127. F. Hannour, A.J. Davenport, M. Strangwood, in: Proceedings of the Second International Symposium on Friction Stir Welding, Gothenburg, Sweden, June 26–28, 2000. C.S. Paglia, L.M. Ungaro, B.C. Pitts, M.C. Carroll, A.P. Reynolds, R.G. Buchheit, in: K.V. Jata, M.W. Mahoney, R.S. Mishra, S.L. Semiatin, T. Lienert (Eds.), Friction StirWelding and Processing II, TMS,Warrendale, PA, USA, 2003, p. 65. C.S. Paglia, M.C. Carroll, B.C. Pitts, A.P. Reynolds, R.G. Buchheit, Mater. Sci. Forum 396–402 (2002) 1677. J. Lumsden, G. Pollock, M. Mahoney, in: K.V. Jata, M.W. Mahoney, R.S. Mishra, S.L. Semiatin, T. Lienert (Eds.), Friction Stir Welding and Processing II, TMS, Warrendale, PA, USA, 2003, p. 99. B.N. Padgett, C. Paglia, R.G. Buchheit, in: K.V. Jata, M.W. Mahoney, R.S. Mishra, S.L. Semiatin, T. Lienert (Eds.), Friction Stir Welding and Processing II, TMS, Warrendale, PA, USA, 2003, p. 55. J.R. Galvele, S.M. de Micheli, Corros. Sci. 10 (1970) 179. I.L. Muller, J.R. Galvele, Corros. Sci. 17 (1977) 995. F. Hannour, A.J. Davenport, S.W. Williams, P.C. Morgan, C.C. Figgures, in: Proceedings of the Third International Symposium on Friction Stir Welding, Kobe, Japan, September 27–28, 2001. S.Williams, R. Ambat, D. Price, M. Jariyaboon, A. Davenport, A.Wescott, Mater. Sci. Forum 426–432 (2003) 2855. C.S. Paglia, B.C. Pitts, M.C. Carroll, A.P. Reynolds, R.G. Buchheit, in: S.A. David, T. DebRoy, J.C. Lippold, H.B. Smartt, J.M. Vitek (Eds.), Proceedings of the Sixth International Conference on Trends in Welding Research, Pine Mountain, GA, ASM International, 2003, p. 279. J.B. Lumsden, G. Pollock, M.W. Mahoney, Mater. Sci. Forum 426–432 (2003) 2867. A. Merati, K. Sarda, D. Raizenne, C.D. Donne, in: K.V. Jata, M.W. Mahoney, R.S. Mishra, S.L. Semiatin, T. Lienert (Eds.), Friction Stir Welding and Processing II, TMS, Warrendale, PA, USA, 2003, p. 77. C.G. Andersson, R.E. Andrews, in: Proceedings of the First International Symposium on Friction Stir Welding, Thousand Oaks, CA, USA, June, 1999. C.G. Andersson, R.E. Andrews, B.G.I. Dance, M.J. Russell, E.J. Olden, R.M. Sanderson, in: Proceedings of the Second Symposium on Friction Stir Welding, Gothenburg, Sweden, June 2000. T. Hautala, T. Tianien, in: S.A. David, T. DebRoy, J.C. Lippold, H.B. Smartt, J.M. Vitek (Eds.), Proceedings of the Sixth International Conference on Trends inWelding Research, Pine Mountain, GA, ASM International, 2003, p. 324. W.B. Lee, S.B. Jung, The joint properties of copper by friction stir welding, Mater. Lett. 58 (2004) 1041–1046. H.S. Park, T.K. Kimura, T. Murakami, Y. Nagano, K. Nakata, M. Ushio, Microstructure and mechanical properties of friction stir welds of 60%Cu–40%Zn copper alloy, Mater. Sci. Eng. A 371 (2004) 160–169. K. Okamoto, M. Doi, S. Hirano, K. Aota, H. Okamura, Y. Aono, T.C. Ping, in: Proceedings of the Third International Symposium on Friction Stir Welding, Kobe, Japan, September 27–28, 2001. Won-Bae Lee, Chang-Young Lee, Woong-Seong Chang, Yun-Mo Yeon, Seung-Boo Jung , Microstructural investigation of friction stir welded pure titanium, Materials Letters 59 (2005) 3315 – 3318, doi:10.1016/j.matlet.2005.05.064 I.J. Polmear, Light Alloys Metallurgy of the Light Metals, Third edition, 1995, Euston Road, London, Great Britain. M.C. Juhas, G.B. Viswanathan, H.L. Fraser, Proc. 2nd Symp. on Friction Stir Welding, June 2000, Gothenburg, Sweden, 2000.


Risti} Marko 81

195 196 197

198

199

200 201

202 203 204 205

206 207 208

209 210

211 212 213 214 215 216 217 218 219 220 221 222

223 224

225 226

227

228 229

230

231

232 233

234 235 236 237

238 239

A.J. Ramirez, M.C. Juhas, Mat. Sci. Forum 426– 432 (2003) 2999. A.P. Renolds, E. Hood, W. Tang, Scripta Mater. 52 (2005) 491. M.C. Juhas, G.B. Viswanathan, H.L. Fraser, in: Proceedings of the Second Symposium on Friction Stir Welding, Gothenburg, Sweden, June 2000. M.C. Juhas, G.B. Viswanathan, H.L. Fraser, in: K. Jata, E.W. Lee, W. Frazier, N.J. Kim (Eds.), Proceedings of the Lightweight Alloys for Aerospace Application, TMS, Warrendale, PA, USA, 2001, pp. 209–217. T.J. Lienert, K.V. Jata, R. Wheeler, V. Seetharaman, in: Proceedings of the Joining of Advanced and Specialty Materials III, ASM International, Materials Park, OH, USA, 2001, p. 160. A.J. Ramirez, M.C. Juhas, Mater. Sci. Forum 426–432 (2003) 2999. T. Trap, E. Helder, P.R. Subramanian, in: K.V. Jata, M.W. Mahoney, R.S. Mishra, S.L. Semiatin, T. Lienert (Eds.), Friction Stir Welding and Processing II, TMS, Warrendale, PA, USA, 2003, p. 173. L.-E. Svensson, L. Karlsson, H. Larsson, B. Karlsson, M. Fazzini, J. Karlsson, Sci. Technol. Weld. Join. 5 (2000) 285. F.J. Humphreys, M. Hatherky, Recrystallization and Related Annealing Phenomena, First edition, 1995, Great Britain. J.-Q. Su, T.W. Nelson, R. Mishra, M. Mahoney, Acta Mater. 51 (2003) 713. Hidetoshi Fujii, Yufeng Sun, Hideaki Kato, Kazuhiro Nakata, Investigation of welding parameter dependent microstructure and mechanical properties in friction stir welded pure Ti joints, Materials Science and Engineering A 527 (2010) 3386–3391, doi:10.1016/j.msea.2010.02.023 A.V. Sergueeva, V.V. Stolyarov, R.Z. Valiev, A.K. Mukherjee, Scripta Mater. 45 (2001) 747–752. W.B. Lee, C.Y. Lee, W.S. Chang, Y.M. Yeon, S.B. Jung, Mater. Lett. 59 (2005) 3315–3318. L. Zhou, H.J. Liu, P. Liu and Q.W. Liu, The stir zone microstructure and its formation mechanism in Ti–6Al–4V friction stir welds, Scripta Materialia 61 (2009) 596–599, doi:10.1016/j.scriptamat.2009.05.029 D.G. Sanders, M. Ramulu, P.D. Edwards, Materialwiss. Werkstofftech. 39 (2008) 353. D.G. Sanders, M. Ramulu, E.J. Klock-McCook, P.D. Edwards, A.P. Reynolds, T. Trapp, J. Mater. Eng. Perform. 17 (2008) 187. A.L. Pilchak, M.C. Juhas, J.C. Williams, Metall. Mater. Trans. A 38 (2007) 435. A.L. Pilchak, M.C. Juhas, J.C. Williams, Metall. Mater. Trans. A 38 (2007) 401. A.L. Pilchak, D.M. Norfleet, M.C. Juhas, J.C. Williams, Metall. Mater. Trans. A 39 (2008) 1519. A.P. Reynolds, E. Hood, W. Tang, Scripta Mater. 52 (2005) 491. W.B. Lee, C.Y. Lee, W.S. Chang, Y.M. Yeon, S.B. Jung, Mater. Lett. 59 (2005) 3315. Y. Zhang, Y.S. Sato, H. Kokawa, S.H.C. Park, S. Hirano, Mater. Sci. Eng. A 488 (2008) 25. Y. Zhang, Y.S. Sato, H. Kokawa, S.H.C. Park, S. Hirano, Mater. Sci. Eng. A 485 (2008) 448. A.J. Ramirez, M.C. Juhas, Mater. Sci. Forum 426–432 (2003) 2999. S. Mironov, Y. Zhang, Y.S. Sato, H. Kokawa, Scripta Mater. 59 (2008) 27. S. Mironov, Y. Zhang, Y.S. Sato, H. Kokawa, Scripta Mater. 59 (2008) 511. C. Leyens, M. Peters, Titanium and Titanium Alloys, Wiley–VCH, Cologne, 2003. Occupational Safety and Health Administration, Occupational Exposure to Hexavalent Chromium, OSHA RIN: 1218- AB45, 2001. W.M. Thomas, P.L. Threadgill, E.D. Nicholas, Sci. Tech. Weld. Joining 4 (1999) 365. T.J. Lienert, J.E. Gould, in: Proceedings of the First International Symposium on Friction Stir Welding, Thousand Oaks, CA, USA, June 1999. T.J. Lienert, W.L. Stellwag Jr., B.B. Grimmett, R.M. Warke, Weld. J. 82 (1) (2003) 1s. A.P. Reynolds, M. Posada, J. Deloach, M.J. Skinner, J. Halpin, T.J. Lienert, in: Proceedings of the Third International Symposium on Friction Stir Welding, Kobe, Japan, September 2001. M. Posada, J. Deloach, A.P. Reynolds, M. Skinner, J.P. Halpin, in: K.V. Jata, M.W. Mahoney, R.S. Mishra, S.L. Semiatin, D.P. Filed (Eds.), Friction Stir Welding and Processing, TMS, Warrendale, PA, USA, 2001, p. 159. S.H.C. Park, Y.S. Sato, H. Kokawa, K. Okamoto, S. Hirano, M. Inagaki, Scripta Mater. 49 (2003) 1175. R. Johnson, P.L. Threadgill, in: S.A. David, T. DebRoy, J.C. Lippold, H.B. Smartt, J.M. Vitek (Eds.), Proceedings of the Sixth International Conference onTrends inWeldingResearch, PineMountain,GA,ASMInternational, 2003, pp.88 92. M. Posada, J. Deloach, A.P. Reynolds, J.P. Halpin, in: S.A. David, T. DebRoy, J.C. Lippold, H.B. Smartt, J.M. Vitek (Eds.), Proceedings of the Sixth International Conference on Trends in Welding Research, Pine Mountain, GA, ASM International, 2003, pp. 307–312. P.J. Konkol, J.A. Mathers, R. Johnson, J.R. Pickens, in: Proceedings of the Third International Symposium on Friction Stir Welding, Kobe, Japan, September 2001. A.P. Reynolds, W. Tang, M. Posada, J. Deloach, Sci. Technol. Weld. Joining 8 (6) (2003) 455. C.J. Sterling, T.W. Nelson, C.D. Sorensen, R.J. Steel, S.M. Packer, in: K.V. Jata, M.W. Mahoney, R.S. Mishra, S.L. Semiatin, T. Lienert (Eds.), Friction Stir Welding and Processing II, TMS, 2003, pp. 165–171. ASM Special Handbook: Magnesium and Magnesium Alloys, ASM International, 1999, pp. 106–118. R. Johnson, Indian Foundry J. 48 (3) (2002) 36–37. R. Johnson, Mater. Sci. Forum 419–422 (2003) 365. K. Nakata, S. Inoki, Y. Nagano, T. Hashimoto, S. Johgan, M. Ushio, in: Proceedings of the Third International Symposium on Friction Stir Welding, Kobe, Japan, September 27–28, 2001. W.B. Lee, J.W. Kim, Y.M. Yeon, S.B. Jung, Mater. Trans. 44 (2003) 917. W.B. Lee, Y.M. Yeon, S.B. Jung, Mater. Sci. Technol. 19 (2003) 785.


Risti} Marko 82

240

241 242 243 244

245 246 247

248

249 250 251 252

253

254 255

256

257

258 259

260 261

262 263 264 265 266 267

268 269 270

S.H.C. Park, Y.S. Sato, H. Kokawa, in: S.A. David, T. DebRoy, J.C. Lippold, H.B. Smartt, J.M. Vitek (Eds.), Proceedings of the Sixth International Conference on Trends in Welding Research, Pine Mountain, GA, ASM International, 2003, p. 267. J.A. Esparza, W.C. Davis, E.A. Trillo, L.E. Murr, J. Mater. Sci. Lett. 21 (2002) 917–920. J.A. Esparza, W.C. Davis, L.E. Murr, J. Mater. Sci. 38 (2003) 941–952. G. Kohn, S. Antonsson, A. Munitz, in: S.K. Das (Ed.), Automotive Alloys 1999, TMS, 2000, pp. 285–292. T. Nagasawa, M. Otsuka, T. Yokota, T. Ueki, in: H.I. Kaplan, J. Hym, B. Clow (Eds.), Magnesium Technology 2000, TMS, 2000, pp. 383–386. S.H.C. Park, Y.S. Sato, H. Kokawa, Scripta Mater. 49 (2003) 161. S.H.C. Park, Y.S. Sato, H. Kokawa, Metall. Mater. Trans. A 34 (2003) 987. M.W. Mahoney, W.H. Harrigan, J.A. Wert, in: Proceedings of the INALCO’98, vol. 2, Cambridge, UK, April, 1998, pp. 231–236. T.W. Nelson, H. Zhang, T. Haynes, in: Proceedings of the Second Symposium on Friction Stir Welding, Gothenburg, Sweden, June 2000. L.E. Murr, Y. Li, E.A. Trillo, J.C. McClure, Mater. Technol. 15 (2000) 37. R.A. Prado, L.E. Murr, D.J. Shindo, K.F. Sota, Scripta Mater. 45 (2001) 75. K. Nakata, S. Inoki, Y. Nagano, M. Ushio, Mater. Sci. Forum 426–432 (2003) 2873. S.C. Baxter, A.P. Reynolds, in: K. Jata, E.W. Lee,W. Frazier, N.J. Kim (Eds.), Proceedings of the Lightweight Alloys for Aerospace Application, TMS, Warrendale, PA, USA, 2001, pp. 283–293. S.R. Sharma, R.S. Mishra, M.W. Mahoney, K.V. Jata, in: K.V. Jata, M.W. Mahoney, R.S. Mishra, S.L. Semiatin, D.P. Field (Eds.), Friction Stir Welding and Processing, TMS, 2001, pp. 151–157. L.E. Murr, Y. Li, R.D. Flores, E.A. Trillo, J.C. McClure, Mater. Res. Innovat. 2 (1998) 150. L.E. Murr, G. Sharma, F. Contreras, M. Guerra, S.H. Kazi, M. Siddique, R.D. Flores, D.J. Shindo, K.F. Soto, E.A. Trillo, C. Schmidt, J.C. McClure, in: S.K. Das, J.G. Kaufman, T.J. Lienert (Eds.), Aluminum 2001—Proceedings of the TMS 2001 Annual Meeting Aluminum Automotive and Joining Symposia, TMS, 2001. H. Larsson, L. Karlsson, S. Stoltz, E.L. Bergqvist, in: Proceedings of the Second International Symposium on Friction Stir Welding, Gothenburg, Sweden, June 26–28, 2000. R.J. Lederich, J.A. Baumann, P.A. Oelgoetz, in: K.V. Jata, M.W. Mahoney, R.S. Mishra, S.L. Semiatin, D.P. Filed (Eds.), Friction Stir Welding and Processing, TMS, Warrendale, PA, USA, 2001, p. 71. J.A. Wert, Scripta Mater. 49 (2003) 607. W.B. Lee, Y.M. Yeon, S.B. Jung, in: K.V. Jata, M.W. Mahoney, R.S. Mishra, S.L. Semiatin, T. Lienert (Eds.), Friction Stir Welding and Processing II, TMS, Warrendale, PA, USA, 2003, p. 123. W.B. Lee, Y.M. Yeon, S.B. Jung, Scripta Mater. 49 (2003) 423. J.A. Baumann, R.J. Lederich, D.R. Bolser, R. Talwar, in: K.V. Jata, M.W. Mahoney, R.S. Mishra, S.L. Semiatin, T. Lienert (Eds.), Friction Stir Welding and Processing II, TMS, Warrendale, PA, USA, 2003, p. 199. S. Lim, S. Kim, C.G. Lee, S. Kim, Metall. Mater. Trans. A 35 (9) (2004) 2837–2843. Y.S. Sato, S.H.C. Park, M. Michiuchi, H. Kokawa, Scripta Mater. 50 (2004) 1233–1236. A.C. Somasekharan, L.E. Murr, Mater. Charact. 52 (2004) 49–64. K. Kimapong, T. Watanabe, Weld. J. 83 (10) (2004) 277S–282S. C.M. Chen, R. Kovacevic, Int. J. Mach. Tool. Manufact. 44 (2004) 1205–1214. J.C. Bassett, S.S. Birley, in: Proceedings of the Second Symposium on Friction Stir Welding, Gothenburg, Sweden, June 2000. G. Campbell, T. Stotler, Weld. J. 78 (1999) 45. K.J. Colligan, J.J. Fisher, J.E. Gover, J.R. Pickens, Adv. Mater. Process. 160 (2002) 39. R.A. Prado, L.E. Murr, D.J. Shindo, J.C. McClure, in: Proceedings of the First International Symposium on Friction Stir Welding, Thousand Oaks, CA, USA, June 1999.


Risti} Marko 83