MAKALE
6061-T6 ALÜMİNYUM ALAŞIMININ SÜRTÜNME
KARIŞTIRMA KAYNAĞININ 3-BOYUTLU CFD
MODELLEMESİ
Atilla Savaş
Dr.,
Narlıdere, İzmir
[email protected]
ÖZET
Bu makale, 6061-T6 alüminyum alaşımının sürtünme karıştırma kaynağının 3-Boyutlu modellemesinin Comsol Multiphysics 3.5a ile yapılmasını açıklamaktadır. Simülasyon, bir destek plakası, kaynak
edilecek iki alüminyum plaka, kaynak omuz ve ucunu içermektedir. Isı transferi ve Newtonyen olmayan akış problemi eş zamanlı olarak çözülmüştür. İki değişik deney sonucu, doğrulama maksadıyla
kullanılmıştır. Sayısal çözüm sonucu elde edilen akış hatları incelendiğinde, yumuşamış metalin firar
kenarı tarafından omuz etrafında dönerek hareketini tamamladığı ve hücum tarafına yığılarak yüksek
miktarda plastik şekil değiştirmeye uğradığı gözlemlenmiştir.
Anahtar Kelimeler: CFD modelleme, sürtünme karıştırma kaynağı, 6061-T6 alüminyum alaşımı
3-DIMENSIONAL CFD MODELING OF FRICTION STIR WELDING OF
AA6061-T6 ALUMINUM ALLOY
ABSTRACT
This paper describes the application of the CFD code, Comsol Multiphysics 3.5a, to modeling the
three-dimensional metal flow in friction stir welding (FSW) of AA6061-T6 aluminum alloy. The simulation consists of the backing plate, two aluminum plates to be welded, tool pin and shoulder. Heat
transfer and non-Newtonian flow equations were solved simultaneously. Two different experimental
results were used as validation purposes. The obtained velocity field streamlines show that softened
metal rotates around the retreating side and accumulates on the advancing side which causes excessive
plastic deformation.
Keywords: CFD modeling, friction stir welding, 6061-T6 aluminum alloy
Geliş tarihi
: 07.03.2014
Kabul tarihi
: 21.05.2014
Savaş, A. 2014. “6061-T6 Alüminyum Alaşımının Sürtünme Karıştırma Kaynağının 3-Boyutlu CFD Modellemesi,” Mühendis ve Makina, cilt 55, sayı 652, s. 43-50.
Mühendis ve Makina
55
43 Cilt:
Sayı: 652
6061-T6 Alüminyum Alaşımının Sürtünme Karıştırma Kaynağının 3-Boyutlu CFD Modellemesi
Atilla Savaş
1. GİRİŞ
2. SAYISAL MODELLEME
ürtünme Karıştırma Kaynağı (SKK), The Welding Institute tarafından 1991 yılında geliştirilmiştir [1]. Bu yöntemde bir omza bağlı olan dönen bir uç, kaynak hattı
boyunca hareket ettirilir ve bölgesel olarak plastik deformasyona neden olur. Omuz ile kaynak edilecek malzeme arasında da sürtünmeden dolayı bir sıcaklık artışı meydana gelir.
Ergime meydana gelmediği için kaynak bölgesi atmosferden
etkilenmez. Ergime sıcaklığının altındaki sıcaklık artışları da
ergitme kaynağına göre daha düşük, artık gerilimlere neden
olur. Bu yeni yöntem, nispeten uzay ve havacılık, otomotiv
endüstrisi ve az da olsa gemi inşa endüstrisinde kullanılmaktadır [2].
Model geometrisi, üç değişik 3-Boyutlu parçayı içermektedir.
Bu parçalar, Kartezyen koordinat sisteminde tanımlanmıştır.
Üç parçanın ölçüleri şöyledir: Alüminyum plaka, 305 204
8,1 mm. (Aslında iki plakadan oluşan bu parça, tek parça olarak gösterilmiştir.), çelik destek plakası 420 324 25 mm’dir.
Omuz ve uçtan oluşan takım boyutlarının uzunluğu ise şöyledir: Omuz uzunluğu 65 mm., omuz çapı 25,4 mm., uç çapı
10 mm., uç yüksekliği 8 mm. ve uç konik açısı 15 derecedir.
Bütün model ile ilgili çizim, Şekil 1a’da verilmiştir. Kartezyen koordinat sisteminin merkezi, alüminyum plakanın sol alt
S
Bazı yazarlar, SKK’yı saf ısıl modellerle simüle etmişlerdir
[3- 8]. CFD (Sayısal Akışkanlar Dinamiği/Computational
Fluid Dynamics) modeller de daha sonra geliştirilmiştir [2,
9- 20]. CFD modellerde genellikle Euler yaklaşımı kullanılmıştır. Bu yaklaşımda malzeme, hesaplama alanındaki ağın
içinden akıp geçer. Daha doğru bir ifadeyle malzeme akışının
konvektif etkisi, ısı transferi denklemindeki konvektif terimlerle açıklanır. Bu metoda hareket eden koordinat sistemi de
denir [21].
Literatürde bazı deneysel çalışmalar da mevcuttur [3-7, 22].
Bu deneyler, hem doğrulama maksadıyla hem de sayısal çalışmayı geliştirmek için kullanılmıştır. SKK için kimi yazarlar,
kendi deneylerini yapmışlar [3-7], kimi yazarlar da literaturdeki deneylerden faydalanmışlardır [2, 23]. Bu çeşit doğrulama yöntemleri birçok sayısal uygulamada doğru modelleme
yapabilmek için kullanılagelmiştir. Diğer kaynak yöntemlerinin modellenmesinde de deneysel doğrulamaya başvurulmuştur. Literatürde TİG ve MİG kaynağında kaynak arkının ve
kaynak banyosunun modellenmesi örneklerinde bu yöntemin
kullanıldığı çalışmalar mevcuttur [24-27].
Roy ve arkadaşları, CFD denklemlerini Carreau viskozite
modelini kullanarak çözmüştür [2]. Birçok yazar da hiperbolik arksinüs viskozite modelini seçmiştir [9, 10, 12-14, 18, 19,
28, 29]. Hattel ve arkadaşları, üstel fonksiyon ve hiperbolik
arksinüs viskozite modelini kendi çalışmalarında özetlemiştir
[16]. Schmidt ve Hattel, üstel fonksiyon viskozite modelini
kullanmıştır [17]. Dörfler, tamamen değişik bir yöntemle CFD
denklemlerini çözmüştür [20]. Piyasadaki paket programlar
bakımından bir sınıflandırma yapılırsa COMSOL [2, 16, 17,
20, 28, 29] ve FLUENT [12-15], ilk iki sırayı almaktadır.
Cilt: 55
Sayı: 652
44 Mühendis ve Makina
2.2 Anahtar Sınır Koşulları
Deneyde, Euleryen bir model kurularak denge halinde çözülmüştür. Takımın daldırılması ve takımın çıkarılması aşamaları
incelenmemiştir. Ancak, sadece denge halindeki kaynak aşaması ele alındığı için denklemler, zamandan bağımsız olarak
çözülmüştür. Euleryen modelleme yaklaşımında takım, sabit
tutulmakta ve plakalar, kaynak yönünün tersine hareket ettirilmektedir. Enerji denklemi, TPM (Isıl Sahte Mekanik Yöntemi/Thermal Pseudo Mechanical) yaklaşımıyla çözülmüştür
[7]. Bu yaklaşımda, sıcaklığın artmasıyla alüminyumun akma
gerilimin azalacağı ve daha az sürtünme enerjisine neden olacağı ve de bir dengeye ulaşacağı yönünde bir değerlendirme
yapılmıştır.
Alüminyum ve çelik plakalar arasındaki konvektif ısı transfer katsayıları basit bir optimizasyon prosesi (süreci) ile tespit
edilmiştir. Konvektif ısı transfer katsayılarını belirlemek için
alüminyum plakanın alt kısmı, Şekil 2’de gösterildiği gibi iki
bölgeye ayrılmıştır. Bu bölgelerin sınırları Referans [32-33]’e
göre çizilmiştir. Bu çalışmada h1 ve h2, 650 ve 1200 W/m2.K
olarak alınmıştır. Optimizasyon prosesi COMSOL’da mevcut
parametrik analiz yardımıyla yapılmıştır, yani h1 ve h2 değerleri için, birçok değer denenmiş ve deney sonucuna en uygun
olanları seçilmiştir. Bu değerler, gerçekte farklı olabilir, fakat
deneysel sonuçlara uygun sıcaklık dağılımını vermektedir.
2.2.1 Isı Transferi
Alüminyum ve Çelik Plakalar Arasındaki Konvektif Isı
Transferi Katsayıları
Bu yöntemle ilgili daha ayrıntılı bilgiye “omuz tarafından
üretilen ısı” bölümünde yer verilecektir. Çalışmada kullandığımız plaka kalınlığı göz önüne alındığında, uç üzerinde de
bir sürtünme enerjisinin oluşacağı düşünülmüştür.
Şekil 1. a) Model Geometrisi (Ölçüler metre cinsindendir.)
Şekil 1. b) Ağ Atılmış Plakalar
Bu çalışmada, plakanın hücum ve firar tarafları arasındaki sıcaklık farkları gösterilmiş ve doğrulama maksadıyla iki ayrı
deney yapılmıştır [4, 30].
Bu modelde, termo-mekanik etkilenmiş bölge (TMAZ) dışında çok düşük kayma gerinimi değişimi meydana geldiği için
üstel fonksiyon viskozite modeli kullanılmıştır. COMSOL’da
model kurulurken Genel Isı Transferi (General Heat Transfer) ve Kimya Mühendisliğinin Newtonyen Olmayan Akış
(Chemical Engineering (non-Newtonian Flow)) modülleri
kullanılmıştır [31]. 56.500 tek biçimli (uniform) olmayan,
dört yüzlü (tetrahedral) grid elemanı kullanılmış ve 290.000
serbestlik derecesinde çözüm yapılmıştır. Takım civarındaki
eleman boyları, ağı ince ağ yapmak için küçük tutulmuştur.
Takımdan uzaklaştıkça ağ, daha kaba tutulmuştur. Bir kaynak
koşulu için 1.73 GHz Intel core i7 CPU’da ve 4 GB RAM
içeren bir PC’de 20 dakikada çözüm elde edilmiştir.
Isı Transferi ve CFD denklemleri eş zamanlı ve birbirini etkileyecek şekilde çözülmüştür. Üstel fonksiyonun üstel değeri
1,0’dan 0,15’e düşürülmesiyle yakınsama elde edilebilmiştir.
Şekil 2. Plakalar Arasındaki Konvektif Isı Transferi Katsayılarının Gösterimi
Omuz Tarafından Üretilen Isı
Omuz tarafından üretilen ısı miktarı 1 numaralı denkleme
göre hesaplanmıştır [7]. 6061-T6 alüminyum alaşımının sıcaklığa göre değişen akma gerilimi Referans [34]’ten alınmıştır (Şekil 3).
q _ omuz = ω × r × σ (T ) / 3 (Denklem 1)
Yukarıdaki denklemde ω, rad/s olarak takım dönüş hızını; r,
m cinsinde takım merkezine olan mesafeyi gösterir. σ (T) ise
Pa cinsinden sıcaklığa göre değişen akma gerilimini belirtir.
2.1 Prosesin Girdileri
SKK’nın CFD modellemesinde kendi bilgisayar kodunu yazan yazarlar da bulunmaktadır [10, 18, 19].
Bu çalışmada, COMSOL paket programı ve üstel fonksiyon
viskozite modeli kullanılarak 6061-T6 alüminyum alaşımı
Sürtünme Karıştırma Kaynağının CFD modellemesinin nasıl
yapılacağı gösterilmiştir. Üstel fonksiyon viskozite modelini
kullanan Hattel ve Scmidt ise 7075-T6 alüminyum alaşımı simülasyonunu yapmıştır [17].
ucunda ve altında yer almaktadır. Sonlu Eleman Ağı şeklinde
verilen plakalar ve takım, Şekil 1b ve 1c’de gösterilmiştir. Takım malzemesi olarak H- 13 takım çeliği, alüminyum plaka
olarak da 6061-T6 kullanılmıştır. Destek plakası ise imalat
çeliğinden seçilmiştir.
Şekil 1. c) Ağ Atılmış Kaynak Takımı
Çelik destek plakası için ısıl iletkenlik değeri (k) 44.5 W/
mK, özgül ısı değeri (Cp) 475 J/kg.K, alüminyum ve çeliğin
yoğunluğu da (ρ) sırasıyla 2.700 ve 7.850 kg/m3 olarak belirlenmiştir. 6061-T6 alüminyum alaşımının ısıl iletkenlik ve
özgül ısı değerleri sıcaklığa bağlı olarak değişken alınmıştır.
Bu değerlerin kullanılmasında Referans [18]’den faydalanılmıştır.
Şekil 3. Omuz Tarafından Üretilen Isı
Mühendis ve Makina
55
45 Cilt:
Sayı: 652
6061-T6 Alüminyum Alaşımının Sürtünme Karıştırma Kaynağının 3-Boyutlu CFD Modellemesi
Uç Tarafından Üretilen Isı
Uç tarafından üretilen ısı, takım tarafından üretilen ısının %
19’u olarak alınmıştır (Şekil 4). Uç ısı üretimi yüzdeleri, Referans [7, 16]’da %17, Referans [9]’da ise %20 olarak verilmiştir. Chao ve arkadaşları [35], “Doğru sıcaklık dağılımını
elde etmek için uç tarafından üretilen ısı miktarı ihmal edilemez” der. Bu çalışmada uç tarafından üretilen ısı, takımın
dönme hızıyla doğru orantılı olarak Denklem 2’deki gibi, bu
ısının sabit değeri ise COMSOL programının sınır integrasyonu kullanılarak kolayca hesaplanmıştır.
q _ uç = sabit × ω × σ (T ) (Denklem 2)
Atilla Savaş
Yukarıdaki denklemde η, Pa.s cinsinden viskoziteyi; m ve n,
'
üstel fonksiyon katsayı ve üs değerlerini, γ ise 1/s cinsinden
kayma gerinimi değişimini gösterir. m ve n değerlerinin hesaplanması için Referans [17]’den yararlanılmıştır.
sıcaklıklarının altındadır. Plaka için doğrulamada, sadece
model geometrisinin değiştirilmesine karşın diğer bütün
parametreler, Şekil 1a’da verilen modelin aynısıdır.
Hesaplamalarda üst değer olarak alınan 0.15 değeri sayısal
hesaplamayı zorlaştırmaktadır. Yakınsama elde etmenin en
kolay yolu Scmidt ve Hattel tarafından önerilmiştir [17].
Colgrove ve arkadaşları, bir çeşit viskozite limit değeri kullanmıştır [9]. Bizim çalışmada da viskozite limit değeri 1x108
Pa.s olarak alınmıştır. Takımdan uzak yerlerde viskozite, en
fazla bu değeri alabilmektedir. Üstel fonksiyon viskozite
yasası sadece 2xr_ omuz yarıçapında geçerli kılınmıştır. Bu
alanın dışındaki bölgelerde viskozite, 1x108 Pa.s alınmış ve
Newtonyen akış belirlenmiştir.
3.2 8.1 mm’lik Plaka İçin Doğrulama
3. DOĞRULAMA
12,7 mm. kalınlığındaki plaka için doğrulama, 1,59 mm/s
kaynak hızı ve 637 rpm takım dönüş hızı için yapılmıştır. Bu
doğrulama için kullanılan deney sonuçları Referans [4]’ten
alınmıştır. 8,1 mm. kalınlığındaki plaka için doğrulama, 2.36
mm/s kaynak hızı ve 390 rpm takım dönüş hızı için yapılmıştır. Bu doğrulama için kullanılan deney sonuçları Referans
[30]’dan alınmıştır.
Şekil 4. Uç Tarafından Üretilen Isı
Takım Omzundan SKK Makinesine Isı Yayınımı
Takım omzundan SKK makinesine ısı yayınımı uygun bir
konvektif ısı transferi katsayısı belirlenerek simüle edilmiştir [21, 32]. Takım geometrisinin en üst tarafında yer alan bu
katsayı değeri 10.000 W/m2K olarak belirlenmiştir. Takımın
tanımlanmamış diğer sınırları ısılın yalıtılmasıyla seçilmiştir.
Şekil 5b’de kaynak merkez hattından 13 mm. uzaklıktaki ve üst yüzeyden 2 mm. aşağıdaki hesaplanmış sıcaklık dağılımı Referans [30]’dan alınmıştır. Bu dağılımın
deney sonuçlarıyla karşılaştırılması verilmiştir. Modelde
(Kullanılan model, Şekil 1a’da verilen modelin aynısıdır.) sıcaklık dağılımının şekli, deneyle aynı olsa da en
yüksek sıcaklık değerinde yüksek bir fark ortaya çıkmıştır.
Plaka için doğrulamada ortaya çıkan büyük fark, Referans [34]’ten alınan sıcaklığa bağlı değişen akma geriliminin gerçek değerinden farklı olmasından kaynaklandığı yönünde bir değerlendirmeye gidilmiştir. Diğer
taraftan viskozite hesaplamasında kayma gerinimi değişiminin sıcaklıktan daha fazla etkin olması nedeniyle,
metal akış probleminin, bu sıcaklık dağılımıyla düşük
hatalarla hesaplanması yönünde bir değerlendirme yapılmıştır.
Şekil 6. a) 1,59 mm/s Kaynak Hızı ve 637 rpm Takım Dönüş Hızı İçin Firar Kenarı ve
Hücum Kenarı Sıcaklıklarının Karşılaştırılması (Şekil 5a’da sıcaklık karşılaştırılması
için verilen modelin ayrıntılarına bu çalışmada değinilmemiştir. Okuyucu, ayrıntılar için
Referans [4]’teki makaleye bakabilir.)
çok küçük bir farkla yüksektir. Hücum kenarındaki
yüksek sıcaklığın, bu bölgede meydana gelen nispi
hızın yüksek olmasına ve bunun sonucunda oluşan
ısı üretiminin fazlalığına bağlanmıştır. Hücum ve firar kenarı sıcaklıkları arasındaki farkın küçük olması
da alüminyum alaşımlarının Pechlet sayısının düşük
olmasından kaynaklandığı sonucuna ulaşılmıştır.
Nandan’ın yaptığı çalışmada, “Yüksek Peclet sayısının konvektif ısı transferi mekanizmasını kondüksiyondan daha etkin yapacağı ve düşük Peclet sayısının
da konveksiyon etkisini azaltacağı” vurgulanmıştır
[18]. Aynı çalışmada Nandan, alüminyumun Peclet
sayısının diğer metallere göre düşük olduğunu ve bu
yüzden hücum ile firar kenarları arasındaki sıcaklık
farkının da az olduğunu belirtmiştir.
3.1 12,7 mm’lik Plaka İçin Doğrulama
Şekil 5a’da kaynak merkez hattından 12 mm. uzaklıktaki ve
üst yüzeyden 2 mm. aşağıdaki hesaplanmış sıcaklık dağılımı,
Referans [4]’ten alınmıştır. Bu dağılımın deney sonuçlarıyla
karşılaştırılması (Şekil 5a’daki koordinat sistem merkezi Şekil
1a’dakinden farklıdır.) verilmiştir. Modelde sıcaklık dağılımı
iyi tahmin edilmiştir. Genel olarak model sıcaklıkları deney
Alüminyum Plakanın Üst, Çelik Plakanın Alt ve Açıkta
Kalan Üst Yüzeylerinden Havaya Isı Yayınımı
Alüminyum plakanın üst ve çelik plakanın alt ve açıkta kalan
üst yüzeyleri için konvektif ısı transferi katsayısı 10 W/m2K
olarak belirlenmiştir.
Oda Sıcaklığı
Oda sıcaklığı 300 K olarak belirlenmiştir.
2.2.2 Newtonyen Olmayan Akış
Şekil 5b. 8.1 mm’lik Plaka İçin Deney ve Model Sıcaklık Dağılımlarının Karşılaştırılması [30]
Takım omzu ve ucu için gerekli hız sınır koşulları Referans
[2]’deki gibi verilmiştir. Dönüş yönü, üstten bakıldığında saat
yönünde alınmıştır. Kaynak hızı ise plakaların ters yöndeki
hızı şeklinde (-u_kaynak) verilmiştir.
4. DEĞERLENDİRME
Viskozite, aşağıdaki üstel fonksiyon yasasına göre hesaplanmıştır (Denklem 3).
η = m × γ '( n −1)
Cilt: 55
Sayı: 652
46 Mühendis ve Makina
(Denklem 3)
Şekil 5. a) 12.7 mm’lik Plaka İçin Deney ve Model Sıcaklık Dağılımlarının
Karşılaştırılması [4]
Hücum ve firar kenarları arasındaki sıcaklık dağılımı farkları Şekil 6a ve 6b’de verilmiştir. Şekil 6a’da kaynak merkez
hattından 12 mm uzaklıktaki ve üst yüzeydeki sıcaklık, Şekil
6b’de ise kaynak merkez hattından 13 mm uzaklıktaki ve üst
yüzeydeki sıcaklık dağılımları gösterilmiştir. Şekillerden anlaşıldığı gibi hücum kenarındaki sıcaklıklar, firar kenarından
Hesaplanmış akış hatları, kaynak hızı 3.54 mm/s ve
500 rpm takım dönüş hızı için Şekil 7’de verilmiştir.
Şekilde görüldüğü gibi yumuşamış metal, firar kenarı tarafından omuz etrafında dönerek hareketini
tamamlamakta ve hücum tarafına yığılarak plastik
deformasyona uğramaktadır.
Şekil 8a ve 8b’de, değişik yüksekliklerde (z-ekseni) hız ve
kayma gerinimi değişim değerleri verilmektedir (kaynak hızı
3.54 mm/s ve 500 rpm takım dönüş hızı için). Bu şekillerden
görülmektedir ki, sadece 1 mm’lik bir düşey değişimde hem
hız hem de kayma gerinimi değişim değerlerinde çok büyük
azalma meydana gelmektedir. Bu durum, takım etrafındaki
kayma tabakasının çok ince olduğunu göstermektedir [8].
Mühendis ve Makina
55
47 Cilt:
Sayı: 652
6061-T6 Alüminyum Alaşımının Sürtünme Karıştırma Kaynağının 3-Boyutlu CFD Modellemesi
Atilla Savaş
hesaplanmasında yakınsama problemi ortaya çıkmış ve bu
durum, üstel fonksiyon üs değerinin kademeli olarak 0,15’e
indirilmesiyle giderilmiştir. Destek plakası ve alüminyum
plaka arasındaki konvektif ısı transferi katsayıları basit bir
optimizasyon yöntemiyle belirlenmiştir. Literatürdeki örneklerden farklı olarak takım ucunda oluşan ısı üretimi de hesaba
katılmıştır. Uç tarafından üretilen ısı enerjisi toplam üretilen
ısı miktarının %19’u kadar hesaplanmıştır. Kalın plakalarda
uç tarafından üretilen ısının mutlaka hesaba katılması gerekmektedir. Yapılan bu çalışmada, problemin Isı Transferi bölümünün doğrulanması için literatürde yer alan iki değişik
deney sonucu kullanılmıştır. Her iki örnekten yola çıkarak
plakanın hücum ve firar tarafları arasındaki sıcaklık farkları
da gösterilmiştir. Bu fark, Peclet sayısının düşük olmasından
dolayı küçük değerde olmuştur.
Şekil 6. b) 2.36 mm/s Kaynak Hızı ve 390 rpm Takım Dönüş Hızı İçin Firar
Kenarı ve Hücum Kenarı Sıcaklıklarının Karşılaştırılması (Şekil 1a’daki model)
u_kaynak=3.54 mm/s, 500 rpm Akış hattı: Hız dağılımı [m/s]
Şekil 8. b) 3.54 mm/s Kaynak Hızı ve 500 rpm Takım Dönüş Hızı İçin
Değişik Yüksekliklerdeki Kayma Gerinim Değişimi Değerleri
Sayısal çözüm sonucunda elde edilen akış hatları incelendiğinde yumuşamış metalin, firar kenarı tarafından omuz etrafında dönerek hareketini tamamladığı ve hücum tarafına yığılarak plastik şekil değiştirmeye uğradığı gözlemlenmiştir. Hız
ve kayma gerinimi değişim şekilleri incelendiğinde ise kayma
tabakasının hemen altında hızların ve kayma gerinimi değişiminin ani olarak azaldığı görülmüştür. Viskozite dağılımına
bakıldığında da üst yüzeyden aşağıya inildiğinde viskozitenin
ani olarak arttığı gözlemlenmiştir.
Max: 0.566
Zaman alan ve pahalıya mal olan deneyleri yapmaktan kurtaracak bu modellemenin, kaynak tasarımcısına birçok kolaylıklar sağlayacağı düşünülmektedir.
Min: 1.842e-3
Şekil 7. 3.54 mm/s Kaynak Hızı ve 500 rpm Takım Dönüş Hızı İçin Hız
Dağılımı Akış Hatları
Şekil 9. 3.54 mm/s Kaynak Hızı ve 500 rpm Takım Dönüş Hızı İçin Değişik
Yüksekliklerdeki Viskozite Değerleri
Şekil 9’da, değişik yüksekliklerdeki viskozite değerleri gösterilmektedir (kaynak hızı 3.54 mm/s ve 500 rpm takım dönüş
hızı için). Plakanın üst yüzeyinden aşağıya inildikçe viskozite
değerleri yükselmektedir. Kayma gerinimi değişimi hızlı bir
şekilde azaldığından (Şekil 8b.) ve sıcaklık, ısı kaynağından
uzaklaştığı için düştüğünden, viskozite yükselir ve metal akışı
zorlaşır. Bu çalışmada üstel fonksiyon viskozite modeli kullanıldığından, çok ince ve gerçeğe yakın bir kayma tabakası
oluşmaktadır.
5. SONUÇ
Şekil 8. a) 3.54 mm/s Kaynak Hızı ve 500 rpm Takım Dönüş Hızı İçin Değişik
Yüksekliklerdeki Hız Dağılımı
Cilt: 55
Sayı: 652
48 Mühendis ve Makina
Üstel fonksiyon viskozite modeli, alüminyum plakada yer
alan SKK takımı etrafındaki metal akışının simülasyonu için
uygun bir yöntem, fakat yakınsama konusuna dikkat edilmelidir.
Alüminyum plakaların SKK prosesi, Euleryen CFD modelleme yöntemiyle simüle edilmiştir. Viskozite modeli için, literatürde yer alan çoğu yöntemden farklı olarak üstel fonksiyon
yöntemi kullanılmıştır. Newtonyen olmayan akış sahasının
KISALTMALAR VE SEMBOLLER
r
: kaynak takımı ekseninden hesaplanan mesafe (m)
r_omuz
: omuz yarıçapı (m)
q_omuz
: omuz tarafından üretilen yüzey ısısı (W/m2)
q_uç
: uç tarafından üretilen yüzey ısısı (W/m2)
u_kaynak
: kaynak hızı (m/s)
γ’
: kayma gerinimi değişimi (1/s)
η
: dinamik viskozite (Pa.s)
ρ
: yoğunluk (kg/m3)
σ (T)
: sıcaklığa göre değişen akma gerilimi (Pa)
ω
: dönme hızı (rad/s)
KAYNAKÇA
1. Thomas, M. W., Nicholas, J., Needham, J. C., Murch, M.
G., Templesmith, P., Dawes, C. J. 1991 and 1995. “Friction
stir butt welding,” GB Patent Application no. 9125978-8, US
Patent no. 5460317.
2.
Roy, B. S., Saha, S. C., Barma, J. D. 2012. “3-D Modeling
& Numerical Simulation of Friction Stir Welding Process,”
Adv. Mater. Rsrch., vol. 488-489, p. 1189–1193.
3. Chao, Y. J., Qi, X., Tang, W. 2003. “Heat Transfer in Friction Stir Welding-perimental and numerical studies,” Int. J.
Manuf. Sci. Eng., vol. 125 (1), p. 138–145.
4. Song, M., Kovacevic, R. 2003. “Numerical and experimental study of the heat transfer process in friction stir welding,”
Proc. Inst. Mech. Eng. B, vol. 217B, p. 73–85.
5.
Song, M., Kovacevic, R. 2004. “Heat transfer modelling for
both workpiece and tool in the FSW process a coupled model,” Proc. Inst. Mech. Eng. B, vol. 218B, p. 17–33.
6. Song, M., Kovacevic, R. 2003. “Thermal modeling of friction stir welding in a moving coordinate,” Int. J. Mach. Tools
Manuf., vol. 43, p. 605–615.
CFD
: Sayısal Akışkanlar Dinamiği (Computational Fluid Dynamics)
SKK
: Sürtünme Karıştırma Kaynağı (FSW, Friction Stir Welding)
7. Schmidt, H. B., Hattel, J. H. 2008. “Thermal modelling of
friction stir welding,” Scripta Mater., vol. 58, p. 332–337.
TMAZ
: Termo-Mekanik Etkilenmiş Bölge (Thermo
Mechanically Affected Zone)
8.
Schmidt, H. B., Hattel, J. H. 2004. “Heat Source Models in
Simulation of Heat Flow in Friction Stir Welding,” Int. J. of
Offsh. Pol. Eng., vol.14 (4), p. 296–304.
9. Colegrove, P., Painter, M., Graham, D., Miller, T. 2000.
“3D Flow and Thermal Modeling of the FSW Process,” 2nd
Int. Symp. of FSW Proc., 2nd Int. Symp. on ‘Friction stir
welding’, June 2000, Gothenburg, Sweden.
10. Nandan, R., Roy, G. G., Lienert, T. J., Debroy, T. 2007.
“Three-dimensional heat and material flow during friction
stir welding of mild steel,” Acta Mat., vol. 55, p. 883–895.
11.
Reynolds, A. P. 2008. “Flow visualization and simulation in
FSW,” Scripta Mat., vol. 58, p. 338–342.
TPM Yöntemi : Isıl Sahte Mekanik Yöntemi (Thermal Pseudo Mechanical Method)
Cp
: özgül ısı (J/kg.K)
h1 ve h2 : alüminyum ve çelik plaka arasındaki konvektif ısı transferi katsayıları (W/m2K)
k
: ısıl iletkenlik (W/mK)
m
: üstel fonksiyon katsayısı
n
: üstel fonksiyon üs değeri
Mühendis ve Makina
55
49 Cilt:
Sayı: 652
6061-T6 Alüminyum Alaşımının Sürtünme Karıştırma Kaynağının 3-Boyutlu CFD Modellemesi
12. Long, T., Reynolds, A. P. 2006. “Parametric studies of friction stir welding by commercial fluid dynamics simulation,”
Sci. Technol. Weld. Join., vol. 11 (2), p. 200–208.
24.
Hu, J., Guo, H., Tsai, H. L. 2008. “Weld pool dynamics and
the formation of ripples in 3D gas metal arc welding,” Int.
J.Heat and Mass Transfer, vol. 51, p. 2537–2552.
13. Colegrove, P. A., Shercliff, H. R. 2006. “CFD modelling of
friction stir welding of thick plate 7449 aluminium alloy,”
Sci. Technol. Weld. Join., vol. 11 (4), p. 429–441.
25. 14.
Colegrove, P. A., Shercliff, H. R. 2004. “Two-dimensional
CFD modelling of flow round profiled FSW tooling,” Sci.
Technol. Weld. Join., vol. 9 (6), p. 483–492.
Traidia, A., Roger, F. 2011. “Numerical and experimental
study of arc and weld pool behavior for pulsed current GTA
welding,” Int. J.Heat and Mass Transfer, vol. 54, p. 2163–
2179.
26. 15. Seidel, T. U., Reynolds, A. P. 2003. “Two-dimensional friction stir welding process model based on fluid mechanics” Sci.
Technol. Weld. Join., vol. 8 (3), p. 175–183.
Hu, J., Tsai, H. L., Wang, P. C. 2006. “Numerical modeling
of GMAW arc,” Adv. Computer, Information, Sys. Sci. Eng.,
p. 69–74.
27. 16. Hattel, J. H., Schmidt, H. B., Tutum, C. 2009. “Thermomechanical Modelling of Friction Stir Welding,” ASM 8th
International Conference Trends in Welding Research, USA,
p. 1–10.
Savas, A., Ceyhun, V. 2012 “Finite element analysis of
GTAW arc under different shielding,” Comp. Mater. Sci., vol.
51 (1), p. 53-71.
28. 17.
Schmidt, H. B., Hattel, J. H. 2008. “Thermal and Material
Flow modelling of Friction Stir Welding with COMSOL,”
Excerpt from the Proceedings of the COMSOL Conference,
Hannover.
Carbone R., Langella A., Nele, N. 2007. “Numerical modelling of a time – dependent friction stir welding process
with a moving tool using Comsol script,” Excerpt from the
Proceedings of the COMSOL Users Conference, Grenoble.
29. 18.
Nandan, R. 2008. “Computational modeling of heat transfer
and visco-plastic flow in friction stir welding,” PhD thesis,
The Pennsylvania State University, PA, USA, p. 17-25.
Colegrove, P. 2006. “Modelling the heat generation, temperature and microstructure of friction stir welding using
comsol multiphysics,” Excerpt from the Proceedings of the
COMSOL Users Conference, Birmingham, UK.
30.
19.
Nandan, R., Roy, G. G., Debroy, T. 2006. “Numerical simulation of three-dimensional heat transfer and plastic flow
during friction stir welding,” Metall. Mater. Trans. A: Phys.
Metall. Mater. Sci., vol. 37 (4), p. 1247–1259.
Khandkar, M. Z. H. 2005. “Thermo-mechanical modeling
of friction stir welding,” PhD thesis, University of South Carolina, SC, USA.
31. http://www.comsol.com/products/3.5/, accessed on 1.3.2013.
32. Larsen, A., Stolpe, M., Hattel, J. H. 2012. “Estimating the
workpiece-backing plate heat transfer coefficient in friction
stir welding,” Eng. Comp.: Int. J. CAE Software, vol. 29 (1),
p. 65–82.
33. Soundararajan, V., Zekovic, S., Kovacevic, R. 2005.
“Thermo-mechanical model with adaptive boundary conditions for friction stir welding of Al 6061,” Int. J. Mach. Tools
Manuf., vol. 45, p. 1577–1587.
34. Atharifar, H., Lin, D., Kovacevic, R. 2009. “Numerical and
experimental investigations on the loads carried by the tool
during friction stir welding,” J. Mater. Eng. Perform., vol. 18
(4), p. 339–350.
35.
Chao, Y. J., Liu, S., Chien, C. H. 2008. “Friction stir welding of al 6061-T6 thick plates: Part II - numerical modeling
of the thermal and heat transfer phenomena,” J. Chinese Ins.
Eng., vol. 31 (5), p. 769–779.
20.
21. Dörfler, S. M. 2008. “Advanced modeling of friction stir
welding – improved material model for aluminum alloys and
modeling of different materials with different properties by
using the level set method,” Excerpt from the Proceedings of
the COMSOL Conference, Hannover.
Schmidt, H. B. 2010. “Modelling thermal properties in
friction stir welding,” in D. Lohwasser and Z. Chen (Eds.),
Friction stir welding from basics to applications; Woodhead
Publishing, UK, p. 277–313.
22. http://www-materials.eng.cam.ac.uk/FSW_Benchmark/, accessed on 1.3.2013.
23. Atallah, M. M. 2007. “Microstructure-property development
in friction stir welds of aluminium-based alloys,” PhD thesis,
University of Birmingham, UK.
Cilt: 55
Sayı: 652
50 Mühendis ve Makina
Download

1443 KB