Sondaj Boru Çeliğinin Sürtünme Kaynak Kabiliyeti

6 th International Advanced Technologies Symposium (IATS 11), 16-18 May 2011, Elazığ, Turkey Sondaj Boru Çeliğinin Sürtünme Kaynak Kabiliyeti H. E. Emre 1, R. Kaçar 1 1 Karabük Üniversitesi, Karabük/Türkiye, hayriyeertek@karabuk.edu.tr, rkacar@karabuk.edu.tr Weldabilty of Friction Welded Drill Pipe Abstract Friction welding is recently developed a solid state welding method which is widely used in industry. Friction welding known a solid state welding process is used preferentially joining of drilling pipes to the rod. The present study is conducted to determine the metallurgical and mechanical properties such as; tensile and hardness of friction welded N80 drilling pipe. The mechanical properties of friction welded joints were determined. The metallographic evaluation was also carried out so, the relationships between the mechanical and metallurgical properties of welded samples were also investigated. Conclusively it was found that N80-N80 drill pipes can be welded successfully without any defects. Keywords Friction welding, drill pipe steel, mechanical properties, microstructure S I. GIRIŞ ONDAJ boruları API (American Petroleum Institute) tarafından standardize edilerek sınıflandırılırlar. Tanınmaları için değişik kod numaraları ve üzerlerinde farklı renk bantları bulunarak kullanıma sunulurlar. Bunların belli başlıları N80, J55, K55, C75, C95, H40, P110 'dur API standartlarına göre hazırlamış sondaj borularının gövde kısmı dikişsiz derin çekme ile üretilirler. Yer altına inen sondajda boruların uç uca eklenmesi için, uç kısmı sertleştirilmiş bir dişli boru hazırlanarak gövde kısmına sürtünme kaynağı ile birleştirilir. Sürtünme kaynağı; biri sabit diğeri dönel harekete sahip iki parçanın arayüzeylerinde oluşturulan sürtünme yolu ile mekanik enerjinin ısı enerjisine dönüştürülmesi sonucunda ortaya çıkan ısıdan yararlanılarak eksenel basınç altında ara yüzeyde plastik deformasyon oluşturularak yapılan bir katı hal kaynak yöntemidir [1-3]. Sürtünme kaynağı sırasında malzemelerin birbirine karıştığı bölgede, her iki malzeme atomlarının karşılıklı olarak birbiri içinde difüzyona uğradıkları görülmektedir. Bu bölgede aşırı derecede mekanik bir karıştırma meydana geldiğinden difüzyon olayı daha zorunlu olarak meydana gelmektedir. Isıdan etkilenen bölgeler, genellikle kaynak yapma sıcaklığının, yaklaşık olarak malzemelerin ergime sıcaklığının yarısına kadar yükseldiği ve bu sıcaklığın üzerine çıktığı yerlerdir[4-6]. Çeliklerin sürtünme kaynağı sırasında, kaynak bölgesindeki sıcaklık östenizasyon sıcaklığının üstüne çıkar ve dönüşümleri kaynak parametrelerine bağlı olarak oluşan fazlar soğutma hızları ve uygulanan gerilimlerin bir kombinasyonu ile kontrol edilirler. Homojen olmayan soğutma koşullarında ve birleşme yüzeylerinde, yüksek sıcaklıklarda deformasyon bölgesinde meydana gelen tekstür oluşumundaki gibi, ferrit, östenit, martenzit ve ısı tesiri altında kalan bölgede ikincil faz parçacıkları gibi çeşitli fazlar oluşabilmektedir[7,8]. Montersen ve diğerleri[9] tarafından yapılan incelemede, paslanmaz çeliklerin birleştirilmesinde ve paslanmaz çeliktitanyum farklı metal birleştirmesinde, sürtünme kaynağı işlemi sırasında birleşme bölgesinin hemen yanında ağır olarak deformasyona uğrayan bölge ve bu bölgeye komşu olan sınırlı olarak ısıdan etkilenmiş bölge oluştuğu görülmüştür. Tumuluru nun[10] yaptığı bir parametrik çalışmada, düşük alaşımlı çeliklerin kaynaklı bağlantıları için sürtünme kaynağında değişik işlem parametrelerinin önemli ölçüde fazları değiştirdiği, kaynakta martenzitin ve dönüşemeyen östenitin kaynak bağlantılarının mekanik özelliklerinde yeterli hasarı oluşturmaya yeterli olduğu saptanmıştır. Gerçekleştirilen literatür araştırmasında sürtünme kaynağı ile ilgili birçok çalışmalara rastlanırken N80-N80 sondaj borularının sürtünme kaynak kabiliyeti ile ilgili yeterli bilgi bulunamamıştır. Bu sebeple çalışmada N80-N80 sondaj borularının alın alına sürtünme kaynağı birleştirmesinin mekanik özelliklerinden çekme dayanımı ve sertlik değerleri belirlenmiştir. Ayrıca birleştirmenin metalografik özellikleri optik mikroskop ve SEM ile incelenerek mekanik özellikler ile mikroyapı arasındaki ilişki irdelenmiştir. II. DENEYSEL ÇALIŞMALAR Çalışmada kullanılacak olan 89 mm çapında 9 mm et kesit kalınlığında N80 kalite sondaj boru çeliğinin spektral analizi yapılarak kimyasal bileşimi (% ağırlık) Tablo 1 de verilmiştir. 136

H. Ertek Emre, R. Kaçar Birleştirmelerin gerçekleştirildiği firmada, sondaj boru çelikleri için sürtünme kaynağında ideal şartları sağlayacak optimum parametreler değiştirilmeden N80-N80 sondaj boruları birbirine kaynaklanmış ve bu şartlar altındaki borunun kaynak kabiliyeti belirlenmiştir. Sürtünme kaynağı ile birleştirilecek olan N80 sondaj boru çeliği kaynak cihazının özellikleri dikkate alınarak tasarlanıp tel erozyon kesme yöntemiyle 10 cm uzunluğunda kesilerek kaynak işlemi için hazır hale getirilmiştir. Birleştirme işlemi Roto-friction welding kaynak makinesinde yapılmıştır. Kaynak işlemi için, borular kaynak makinesine aynı eksende bağlanarak alın alına gelecek şekilde hizalanmıştır. Borunun bir ucu makinenin sabit çenesine diğer ucu ise makinenin dönme gerçekleştirecek hareketli çenesine bağlanarak, ardından birleştirme işlemi Şekil 1 de görüldüğü gibi gerçekleştirilmiştir. Kaynaklı bağlantı için sürtünme süresi 10 sn, yığma süresi 9 sn, devir sayısı 20 devir/sn, sürtünme basıncı 50 bar (5MPa), yığma basıncı 143 bar (14,3 MPa) olarak ayarlanmıştır. Aynı kaynak parametreleri kullanılarak üç adet N80-N80 sondaj borusu birleştirmesi elde edilmiştir. Tablo 1: N80 sondaj boru çeliğinin kimyasal bileşim analizi (%Ağırlık) Şekil 1: Deney numunelerinin sürtünme kaynak makinesinde birleştirilmesi Şekil 2: Kaynak sonrası dışa doğru taşan metalin traşlanması Birleştirmenin ardından Şekil 1 de görülen kaynaklı bölgedeki fazlalığı almak için talaş alma işlemi uygulanmıştır (Şekil 2). Talaş alma işleminden sonra N80-N80 kaynaklı birleştirme Şekil 3 de gösterilmiştir. Şekil 3: Kaynak sonrası hazırlanan numune 137

Sondaj Boru Çeliğinin Sürtünme Kaynak Kabiliyeti Kaynak sonrası, numunelerin birleşme bölgesinde meydana gelen yapısal değişimi belirlemek için, numune yüzeyleri birleşme bölgesine dik doğrultuda diskotom kesme cihazında kesilmiştir. Numuneler sırasıyla 320, 600, 800, 1000 ve 1200 meshlik zımparalar yardımıyla zımparalanmıştır. Yüzeyleri zımparalanan numuneler 3 µm ve 1 µm luk elmas pasta ile parlatılmıştır. %2 lik nitrik asit çözeltisi ile dağlanarak, mikrosertlik ve metalografik inceleme (optik mikroskop, SEM analizi) için hazır duruma getirilmiştir. Çekme test numunesi elde edebilmek amacıyla kaynak ara yüzeyinden dışarı flaş olan malzeme ve kalıntılar tornada talaş kaldırılarak 6 mm et kesit kalınlığına düşürülmüştür. Şekil 4 de boyutları gösterilen çekme test numuneleri kaynaklı borudan kaynak yönüne dik gelecek konumda tel erozyon yöntemiyle kesilerek hazırlanmıştır. Çekme deneyi 100 kn kapasiteli çekme test cihazında 5mm/dak çekme hızında gerçekleştirilmiştir. Deneysel hataları minimize edebilmek amacıyla 3 adet çekme deney numunesi test edilmiştir. Şekil 4: TS 287 EN 895 standardında hazırlanmış çekme numunesi Sertlik dağılımı kaynaklı bağlantıyı tamamen alacak şekilde metalografik yöntemlerle hazırlanmış numune üzerinde, aynı hatta ve esas metalden kaynak eksenine doğru belirli ölçüm aralıkları ile mikrosertlik ölçüm cihazı kullanılarak gerçekleştirilmiştir. Batıcı uca 200g yük uygulanmıştır. Çalışmada ayrıca kaynaklı birleştirmede yapısal dönüşümleri belirlemek amacıyla Şekil 5 de gösterilen Fe- Fe 3 C denge diyagramından yararlanılmıştır. yararlanarak Andrew denklemine göre A 3 ve A 1 sıcaklık değerleri tespit edilmiştir. Bu değerlere göre 812 o C sıcaklığın üzerinde tek fazlı yapının, A 3 hattı olan 812 o C sıcaklığın altında ferrit ve östenit dönüşümünün gerçekleştiği çift fazlı yapının ve A 1 hattının 715 o C sıcaklığın altında ise ötektoid yapının oluşacağına işaret etmektedir. Kaynak işleminden sonra havada soğumaya bırakılan N80-N80 birleştirmesinin yapısının ferrit ve perlit fazlarından oluşması beklenmektedir. III. SONUÇLAR VE TARTIŞMA A. Birleşmenin Mikroyapı İncelemeleri Sürtünme kaynaklı birleştirmelerin birleştirme performansının değerlendirilmesinde yanma önemli bir faktördür. Bu amaçla çalışmada birleşme öncesi ve sonrası boruların toplam uzunluk farkı mm olarak ölçülmüş ve bu uzunluk farkı yanma olarak tanımlanmıştır. Yanma oranı 8 mm olarak bulunmuştur. Bu çalışmada sürtünme kaynak süresi 10 sn olarak ayarlanmıştır. Ancak Hazlett ve Guptha [11] ve P. Sathiya[12] ve diğerlerinin yapmış oldukları çalışmalarda birleşme süresi artıkça yanma ve dolayısıyla plastik deformasyon oranının da artış gösterdiği belirtilmiştir. Çalışmada birleştirmenin mikroyapı incelemesi de etraflıca yapılmıştır. Genel olarak sürtünme kaynağı ile birleştirilen çeliklerin mikroyapısı üç ayrı bölge olarak değerlendirilir [12,13]. I. Bölge: Aşırı deformasyona uğramış bölge, kaynak birleşme ara yüzeyinde tamamen plastik deformasyona maruz kalmış bölge. II. Bölge: Kısmen deformasyona uğramış bölge, sürtünme kaynağını tamamlamak için basıncın değiştiği ve tane boyutunun 1. Bölgeye göre daha geniş olduğu, tanelerin kısmen deformasyona uğradığı bölge. III. Bölge: Deformasyona uğramamış esas metalin olduğu bölge. Bu sebeple kaynaklı birleştirmenin mikroyapı profili çıkarılarak sınıflandırmaya ait bölgelerin mikroyapı örneklemeleri Şekil 6 da gösterilmiştir. Şekil 5: Fe-Fe 3 C denge diyagramı Bu amaçla N80 boru çeliğinin kimyasal bileşiminden Şekil 6 b ve d den görüldüğü gibi kaynak bölgesinde ince taneli parçalanmış perlit ve parçalı perlit fazları aralarında ferritin oluştuğu gözlenmiştir. Şekil 5 de gösterilen Fe-Fe 3 C denge diyagramında % 0,32 C ihtiva eden çeliğin Andrew formülüne göre A 3 ve A 1 sıcaklıkları sırasıyla 812 o C ve 715 o C olarak tespit edilmiştir. Kaynak sırasında ulaşılan sıcaklığa bağlı olarak östenit tek fazlı ve ferrit + ostenit çift fazlı bölgelerinden oda sıcaklığına doğru soğumayla birlikte ferrit ve perlit fazları oluşması beklenir. Birleşme bölgesindeki tanelerin parçalanması ve incelmesi ise termomekanik karıştırma sonucu olan düşük sıcaklıklarda yüksek plastik 138

H. Ertek Emre, R. Kaçar deformasyona bağlı yeniden kristalleşmeyle ilgili olduğu düşünülmektedir. Benzer şekilde Lippold ve Odegard da yürüttükleri çalışmada düşük sıcaklıklarda veya yüksek deformasyon hızlarında daha fazla yeni tanecik çekirdeklendiğini ve sonuç olarak daha ince taneli yapının oluştuğunu rapor etmişlerdir [14]. a Fujii ve diğerleri[15] yürüttükleri bir çalışmada düşük ve orta karbonlu çelikleri karıştırmalı sürtünme kaynağı ile birleştirme ile benzer sonuçlar elde etmişlerdir. % 0,34 karbon oranına sahip orta karbonlu çeliğin sürtünme karıştırma kaynağında, sürtünme bölgesinde yapının perlit ve ferrit fazlarından ibaret olduğunu rapor etmişlerdir. b f c d e Şekil 6: (a),(e) Kısmen deformasyona uğramış bölge, (b),(d) Aşırı deformasyona uğramış bölge, (c) Esas metal, (f) Mikroyapı profili (P :Perlit, F: Ferrit,) oluşan basıncın etkisiyle dövülmüş tanelerde plastik Şekil 6 b ve d den görüldüğü gibi birleştirmenin I. bölgesi olarak sınıflandırılan bölge aşırı deformasyona maruz kalan bölgedir. Deformasyona uğrayan birleşme bölgesinin genişliği yaklaşık olarak 900µm ölçülmüştür. Bölgenin genişliği temel olarak sürtünme kaynağı sırasındaki plastik deformasyondan kaynaklanmaktadır. Ayrıca bu bölgede sürtünmeye bağlı olarak deformasyona uğrayan tanelerde yönlenme görülmüştür (Şekil 7). deformasyonun etkisiyle akış yönüne doğru yönelme açıkça görülmektedir. Bu sürtünme kaynak uygulamalarında görülen ve beklenen bir durumdur [13]. Ayrıca birleşme ara yüzeyinde çatlak, porozite, birleşmemiş bölge ve belirgin bir bağlantısız ara yüzey görülmemiş hatasız bir birleştirme elde edilmiştir (Şekil 6 f). Şekil 6 a ve e ve Şekil 8 de görüldüğü gibi birleştirmenin II. bölgesi tanelerin kısmen deformasyona uğradığı, tane boyutunun I. bölgeye göre daha geniş olduğu bölgedir. Bu bölgenin genişliği ise yaklaşık 200µm olarak ölçülmüştür. N80 Yapının ferrit ve perlit fazlarından meydana geldiği görülmüştür. Birleştirmenin III. Bölgesi deformasyona uğramayan esas metal bölgesidir (Şekil 6 c). Yapılan incelemeler sonucu N80 esas metal mikroyapısı büyük oranda perlit ve tane sınırları etrafında dağılmış ferritten oluştuğu görülmüştür. Benzer şekilde Jing N. [16] yaptığı araştırmalarında N80 sondaj borusu numunesinde yüksek yoğunlukta ferrit, perlit ve az bir miktar beynit tespit etmiştir. Şekil 7: Plastik deformasyona uğrayan bölge (40x). Şekil 7 den görüldüğü gibi sürtünme kaynağı sırasında 139

Gerilim N/ mm 2 S tr e ss(n /m m 2 ) Sondaj Boru Çeliğinin Sürtünme Kaynak Kabiliyeti N80 meydana gelen kesit daralması ve yüzeyde oluşan çukurlar (dimple) sünek kırılmanın göstergesidir. Şekil 8: Esas metale geçiş mikroyapısı (20x) B. Çekme Deneyi Çalışmada elde edilen çekme test sonuçları Şekil 9 de gösterilmiştir. Test sonucunda, kopmaların birleşme bölgesinden değil de esas metalden koptuğu tespit edilmiştir. Bu sonuç bağlantının kabul edilebilir ve sağlam bir birleştirme olduğuna işaret etmektedir. a) 1000 900 800 700 Ortalama 600 500 400 300 200 100 0 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 Uzama % Stroke Strain(%) Şekil 9: Birleştirilen numunelerinin çekme-uzama eğrileri. Şekil 9 dan görüldüğü üzere numunelerin çekme dayanımı sırasıyla 842 N /mm 2, 859 N /mm 2 ve 811 N/mm 2 olarak tespit edilmiştir. Yüzde uzama miktarları sırasıyla %19, %20 ve %19 olarak ölçülmüştür. Alınan ortalama çekme dayanımı ise 837 N /mm 2 ve % uzama yaklaşık %19 dur. Elde edilen çekme dayanımı sonuçları kaynaklı birleştirme sırasında termomekanik karıştırmaya bağlı olarak plastik deformasyona uğrayan bölgenin birleştirmenin dayanımını arttırdığı düşünülmektedir. Çalışmada çekme test numunelerinin kırılma yüzeyi de incelenmiştir. Kırılma yüzey görüntüsü Şekil 10 a ve b de gösterilmiştir. Şekilden görüldüğü gibi numunelerin sünek bir kırılma davranışı sergilediği görülmektedir. Test numunesinde b) Şekil 10: Birleştirilen numunelerinin kırılma yüzeyi C. Sertlik Deneyi Bağlantıların sertliğini belirlemek amacıyla numune üzerinde esas metalden kaynaklı bölgeye doğru sertlik ölçümü yapılmıştır. Sonuçlar Şekil 11 de grafiksel olarak gösterilmiştir. Şekilden görüldüğü gibi, plastik deformasyondan etkilenmeyen esas metalde sertlik miktarı ortalama 242 HV 0,2 tespit edilmiştir. Kısmen deformasyona uğrayan tane boyunun ince ve perlit-ferrit dağılımının homojenleştiği bölgede ise sertlik miktarı ortalama 246 HV 0,2 olarak ölçülmüştür. Plastik deformasyonun arttığı ve ince ve parçalı taneli mikroyapı oluşan bölgede sertlik miktarı ortalama 273 HV 0,2 olarak ölçülmüştür. Sertlik artışının genel sebebi olarak plastik deformasyona ve sürtünme ısısına bağlı olarak oluşan yeniden kristalleşme ile tane yapısının incelmesidir. Mikroyapı görüntüleri de bu tezi desteklemektedir. 140

Sertlik (Hv) H. Ertek Emre, R. Kaçar 300 280 260 240 220 200 180 160 140 120 100 80 60 40 20 0 ana malzeme kısmen deforme olan bölge aşırı deformasyona uğrayan bölge kısmen deforme olan bölge. ana malzeme -1000-800 -600-400 -200 0 200 400 600 800 Mesafe (µm) Şekil 11: Birleştirmenin sertlik profili dağılımı. IV. SONUÇLAR Çalışmada N80 kalite sondaj boru çeliğinin sürtünme kaynak kabiliyeti araştırılmıştır. Elde edilen bulgular aşağıdaki gibi özetlenebilir: Metalografik incelemeler N80-N80 sondaj borusunun sürtünme kaynağı ile hatasız ve sorunsuz bir şekilde birleştirilebileceğini göstermiştir. Sürtünme kaynaklı N80 sondaj boru çeliğinin mikroyapısı üç bölgede sınıflandırılmıştır: Bunlar: yeniden kristalleşme bölgesi, birleşme arayüzeyinin hemen yanındaki bölge; tanelerin kısmen deforme olduğu ve büyüdüğü bölge; deformasyona uğramayan esas metal bölgesidir. Yeniden kristalleşen bölge ince taneli parçalanmış perlit, parçalı perlit aralarında ferrit fazından oluştuğu görülmüştür. Kısmi dönüşümün meydana geldiği bölgede tane boyutunun kabalaştığı gözlemlenmiştir. Esas metal mikroyapısı büyük oranda perlit ve tane sınırları etrafında dağılmış ferritten oluştuğu görülmüştür. Çekme testi neticesinde birleştirmelerin kaynaklı bölge haricinde koptuğu gözlenmiştir. Birleştirmenin dayanımının kabul edilebilir sınırlar arasında olduğu tespit edilmiştir. Test numunelerinin kırılma yüzeyleri sünek bir kırılma davranışı ile kopmanın gerçekleştiğini göstermektedir. Sertlik ölçüm sonuçlarına göre birleştirmenin sertliği plastik deformasyona ve yeniden kristalleşme ile oluşan ince tanelere bağlı olarak birleşme bölgesinde en yüksek ve esas metalde en düşük bulunmuştur. kullanılan N80-4140 birleştirmesinin de kaynak kabiliyeti araştırılmalıdır. TEŞEKKÜR Bu çalışmada sürtünme kaynağı ile birleştirme işleminde BRG Makine firması imkanlarından yararlanılmıştır. Firma yetkililerinden Sayın Fatih BAŞ a yardımlarından dolayı teşekkür edilir. KAYNAKLAR [1] 9999V. Satyanaroyana, V. Madhusudhan, G. Reddy, T. Mohandas, Dissimilar metal friction welding of austenitic-ferritic stainless steels, Journal of Materials Processing Technology, 160, ss. 128, 2005. [2] P. Jenning, Some Properties of Dissimilar Joints Made by Friction Welding, Advances in welding processes, Solid phase joining processes, proceeding of conference, The Welding Institute, Abington Hall, pp. 147-152, Cambridge, 1971. [3] A. Ambroziak, M. Korzeniowski, P. Kustron, Friction welding of dissimilar metal joints with intermediate layers, Journal of Achievements in Materials and Manufacturing Engineering, 21, No:2, ss. 37-47, 2007. [4] M. Yılmaz, M. Öl, M. Acet, Interface properties of aluminum/steel friction-welded components, Industrial Lubrication Tribology, Vol.56, No:2, pp: 122-129, 2004. [5] W. Lucas, Process parameters and friction welds, Met. Cons. And British, Welding Journal, ss. 293-297, 1971. [6] A. Vairis, M. Frost, Modeling the linear friction welding of aluminum blocks, Mater Sci Eng, 92, pp.8-17, 2000. [7] M. Sahin, Evaluation of the joint-interface properties of austeniticstainless steels (AISI 304) jointed by friction welding, Materials and Design 28, ss. 2244-2250, 2007. [8] M. Richard, M. Karadge, M. Preuss, S. Bray, M. Rawson, Phase transformations across high strength dissimilar steel inertia friction weld, Journal of materials processing technology, 204, pp. 48 58, 2008. [9] K.S. Montersen, C.G. Jensen, L.C. Conrad, F. Losee, Mechanical properties and microstructures of inertia friction welded 416 Stainless Steels, Weld J.,pp. 268-273, November 2001. [10] M.D, Tumuluru, A parametric study of inertia friction welding for low alloy steel pipes, Weld. Res. Suppl., pp.289 294, 1984. [11] T.H. Hazlett, K.K. Guptha, Friction welding of high strength structural Aluminum alloys, Weld J., 43, pp. 490-495, 1963. [12] P. Sathiya, S. Aravindan, A. Noorul Haq, Mechanical and metallurgical properties of friction welded AISI 304 austenitic stainless steel, Int J Adv Manuf Technol, 26, 505-511, 2005. [13] M. Taşkın, V. V. Çay, N. Özdemir, Sürtünme kaynağı ile birleştirilmiş AISI 430/Ç 1010 çelik çiftinin arayüzey Mikroyapı değerlendirilmesi, Teknoloji, cilt 8, sayı 1, ss.65-70, 2005. [14] J.C. Lippold, B.C. Odegard, Microstructural evolution during inertia friction welding of austenitic stainless steels, Weld J., 63, pp. 35-38, 1984 [15] H. Fujii, L. Cui, N. Tsuji, M. Maeda, K. Nakata, K. Nogi, Friction stir welding of carbon steels, Materials and Science Engineering, 429, ss. 50-57, 2006. [16] N. Jing, Micro-structure Analysis of N80 Casing Pipe, Chinese Journal, 2002. Sonuç olarak N80-N80 sondaj borusu sürtünme katı hal kaynak yöntemi ile sorunsuz bir şekilde birleştirilebilir. Bu çalışmanın devamı olarak sondaj endüstrisinde sıklıkla 141