sudarea prin frecare cu element activ rotitor a aliajului de · pdf filesclerometrica a...

ConferinŃa internaŃională Tehnologii inovative pentru îmbinarea materialelor avansate

Timişoara, 12-13 iunie 2008 1

Sudarea prin frecare cu element activ rotitor a

aliajului de magneziu AZ31B

R. Cojocaru, D. Dehelean, B. Radu şi L. Botila

Institutul NaŃional de Cercetare-Dezvoltare în Sudură şi Încercări de Materiale – ISIM Timişoara, Bv. Mihai Viteazu, Nr. 30, 300222 Timisoara, Romania

E-mail: [email protected]

Rezumat

In lucrare sunt prezentate rezultate obtinute la imbinarea prin sudare prin frecare cu element activ rotitor (sudare FSW) a tablelor din aliaj AZ31B, de dimensiuni 300x110x4mm, utili-zand un echipament de sudare construit pe o masina de frezat.

Pentru caracterizarea complexa a calitatii imbinarilor sudate s-a desfasurat un program care a inclus incercari distructive efectuate asupra imbinarilor sudate, incercari la tractiune si indoire, dar si examinari nedistructive, analiza metalografica macro si microscopica, control cu raze X, precum si control cu lichide penetrante.

Raportand rezistenta la rupere medie si alungirea la rupere medie obtinute la imbinarile sudate la caracteristicile medii similare inregistrate la materialul de baza s-au obtinut RmPS/RmMB= 0,9 si A5PS/A5MB= 0,4. Analiza structurala si sclerometrica a demonstrat ca tehnologia stabilita asigura realizarea unor imbinari sudate fara defecte, evolutia microstructurii materialului din zona imbinarii evidentiind atat influenta campului deformational cat si asimetria acestuia. Evolutia duritatii este in stransa corelare cu rezultatele investigatiilor microstructurale.

Pentru monitorizarea on-line a procesului de sudare FSW s-a utilizat termografia in infrarosu. Experimentele pentru care s-au ridicat diagramele de temperatura, s-au efecutat pe materialul sudat la 1mm distanta de umarul uneltei de sudare. S-au putut stabili corelatii intre diferite tipuri de defecte si evolutia diagramei de temperatura.

Rezultatele obtinute constituie o baza de date utila pentru dezvoltarea in continuare a sudarii FSW a aliajelor de magneziu.

Introducere

Magneziul se utilizeaza sub forma de aliaj, in special in aeronautica datorita densitatii sale foarte mici. Are o rezistenta la coroziune ridicata in diferite medii (nu insa in apa sau medii cu vapori de apa) si se prelucreaza usor prin aschiere; are o rezistenta la rupere redusa (80 – 110 N/mm2) si o alungire de 6 –10 %, avand o structura hexagonala [1].

Deoarece aliajele de magneziu au in general o plasticitate inferioara, tablele din aliaje de magneziu sunt realizate prin procedee clasice de turnare sau turnare sub presiune, exceptand unele aliaje maleabile ca de exemplu AZ31.

Aliajele de magneziu sunt dificil de imbinat prin procedeele clasice de sudare (arc electric) datorita porozitatilor formate in sudura [2]. Mai mult, coeficientul de dilatare relativ mare al aliajului de Mg cauzeaza deformatii/distorsiuni mari la sudare. De aceea alegerea optima pentru imbinarea tablelor din aliaj de magneziu o constituie procedeul FSW de imbinare in stare solida.

La momentul actual se acorda un interes deosebit utilizarii aliajelor de Al si de Mg in industria auto, industria transporturilor si aerospatiala, pentru reducerea greutatii si a scaderii consumului de combustibil. Magneziul este cel mai usor metal pentru structuri metalice complexe, cu densitate de 2-3 ori mai mica decat a aluminiului si un sfert din densitatea otelului. Posibilitatea efectiva de imbinare a componentelor din Mg si cu alte materiale permite o flexibilitate suplimentara in proiectare, precum si cresterea numarului de aplicatii pentru aliaje usoare.

Program experimental

Programul experimental a cuprins in prima etapa structurarea unui sistem functional pentru aplicarea procedeului tehnologic de sudare FSW (figura 1), simultan cu stabilirea prin incercari a configuratiei uneltei de sudare, construirea dispozitivelor de sudat, configuratia port-uneltei, astfel incat temperatura uneltei de sudare sa nu afecteze lagaruirea arborelui principal al masinii unelte, alegerea materialului si tratamentului termic pentru elementul activ, urmarirea durabilitatii partilor active ale uneltei, etc.

S-a optat pentru o port-unealta cu coada conica pentru fixarea in arborele principal, prevazut cu aripioare de racire si o unealta compusa din pin si umar detasabili, constructie care a asigurat o tehnologie de realizare relativ simpla, inter-schimbabilitate usoara si economie de material.


2 tima08

Figura 1: Sistem sudare FSW

Caracteristici tehnice ale sistemului de sudare:

• Putere instalata: 16 KVA;

• Dimensiuni masa de lucru: 1130mm×320 mm;

• Cursa utila (sudare): ≈ 1000 mm;

• Prescrierea turatiilor la unealta de sudare si a vitezei de avans longitudinal se face in trepte in domeniile:

• Viteza de sudare: 19 – 950 mm/s;

• Turatia: 30 – 1500 rot/min.

Reperele de sudat sunt pozitionate cap la cap si fixate rigid pe o placa de sprijin din otel. Pentru sudarea aliajelor de magneziu cu grosimi de maxim 4mm, materialele utilizate la realizarea uneltelor de sudare, in special pentru elementul activ rotitor, sunt otelurile si carburile de wolfram [3]. Uneltele realizate din otel de scule au avantajul ca pretul de cost este mai scazut, prelucrabilitatea acestor oteluri este buna, iar caracteristicile de material sunt bine stabilite. Unealta de sudare realizata din otel tratat termic la 40 ÷ 45 HRC, prezentata in figura 2, este imersata vertical in piesele de sudat, rotatia fiind in sens antiorar, elementul activ are forma unui stift filetat M6, lungimea acestuia fiind de 3,85 mm, iar diametrul umarului de 20 mm.

Figura 2: Unealta de sudare

Experimentarile [5] s-au desfasurat pentru sudarea aliajului de magneziu AZ31B, table laminate la cald, de dimensiuni 300×100×4 mm, cu compozitia chimica prezentata in tabelul 1.

TABELUL 1

Elem. Al Ca Cu Fe Mg Mn Ni Si Zn

% 2,5-

3,5

Max

0,04

Max

0,05

Max 0,000

5

97 Min 0,2

Max 0,005

Max 0,1

0,6-

1,4

S-au efectuat probe de sudare FSW utilizand diferite combinatii ale parametrilor turatie si viteza de sudare (tabelul 2) :

TABELUL 2

Nr.crt. Viteza de sudare

(mm/min)

Turatia (rot/min)

Unealta de sudare

Varianta A 235 1500 – diametru pin ∅ = 6 mm – diametru umar ∅ = 20mm – lungime pin l = 3,8 mm – pin cilindric cu filet stanga - pasul 0,8 mm – lungime proba sudata = 290 mm

Varianta B 300 1500 Varianta C 375 1180 Varianta D 235 600 Varianta E 190 1180 Varianta F 750 1180

O imbinare sudata prin procedeul FSW cu parametrii utilizati la varianta D este prezentata in figura 3.

Figura 3: Imbinare sudata varianta D, control lichide penetrante

Pentru caracterizarea calitatii imbinarilor sudate s-a desfasurat un program complex care a inclus control nedistructiv (lichide penetrante, radiografii cu raze x), precum si incercari distructive asupra imbinarilor sudate, incercari la tractiune si indoire, analiza metalografica macro- si microscopica, duritati.

Microstructura imbinarilor sudate din aliaj de magneziu

(AZ31B-H24)

Analizele metalografice ale imbinarilor sudate au fost realizate intr-un plan perpendicular pe directia de deplasare a uneltei de sudare.

Probele de imbinari sudate au fost prelucrate metalografic si



atacate cu un reactiv metalografic pentru magneziu avand compozitia: 10% acid acetic de concentratie 99%, 5% acid picric, 10% apa, 75% etanol de concentratie 99% [5].

Este important de remarcat faptul ca din punct de vedere macrostructural, se pot obtine imbinari sudate fara defecte pentru o gama destul de larga de combinatii ale parametrilor turatie unealta si viteza de sudare, utilizand unealta de sudare cu geometria prezentata in figura 1 (variantele A, B, C si D).

Spre exemplificare in figurile 4 si 5 se prezinta structura macroscopica a unor imbinari realizate cu parametrii foarte diferiti.

Figura 4: Varianta C Figura 5 : Varianta D

Nucleul este bine dezvoltat in centrul sudurii sub forma de cercuri concentrice. O structura similara a fost observata la unele aliaje de aluminiu.

Lipsa defectelor la aceste imbinari a fost evidentiata initial si in urma controlului cu lichide penetrante, respectiv raze x.

Suduri fara defecte s-au obtinut pentru viteze de sudare de max. 600 mm/min, la o turatie a uneltei de 1180 rot/min.

Odata cu cresterea excesiva a vitezei de sudare – varianta F, v = 750 mm/min, la analiza macrostructurala (figura 6), cat si la controlul cu raze x (figura 7) se observa un defect tip lipsa de patrundere la radacina. Defectul este constant pe toata lungimea imbinarii.

Figura 6: Analiza macroscopica a imbinarii F

Figura 7: Control RX al imbinarii F

Caldura insuficienta, rezultata datorita unor parametrii de sudare neadecvati (viteza prea mare de sudare) a afectat consolidarea nucleului imbinarii si a determinat aparitia defectului.

Din punct de vedere microstructural [5], materialul de baza evidentiaza o structura formata din graunti poliedrici (echiaxiali), specifici tratamentului termic de recoacere care a determinat o usoara recristalizare a grauntilor (figura 8).

Figura 8: Microstructura MB AZ31B-H24 (MO, 100x)

In zona influentata termic (in partea de retragere a uneltei) se poate observa o crestere usoara a dimensiunilor grauntilor, acestia pastrandu-si forma preponderent poliedrica, un numar redus de graunti fiind deformati plastic ca urmare a procesului de sudare (figura 9).

Figura 9: Structura in zona influentata termic (MO, 100x).

Pe masura ce ne apropiem de zona nucleului, in zona influentata termo-mecanic (pe partea de retragere a uneltei), structura prezinta zone de curgere, in care materialul a fost deformat mai puternic. Pe aceste directii de curgere, grauntii au fost puternic deformati, prezentand forme alungite. Se observa o alternanta intre zonele in care grauntii isi pastreaza forma poliedrica si fasiile de curgere, cu graunti puternic deformati (figura 10).


4 tima08

Figura 10: Zona influentata termo-mecanic (MO, 100x)

Neuniformitatile structurale ale grauntilor sunt datorate atat campului de tensiuni neuniform distribuit in material cat si dinamicii recristalizarii din timpul procesului de sudare care nu genereaza un camp termo-deformational uniform.

In zona nucleului materialul a fost supus unor temperaturi si tensiuni mari, care au avut ca efect deformarea plastica a majoritatii grauntilor. O mica parte dintre graunti nu prezinta urme de deformare (ca urmare a recristalizarii materialului), dar prezinta a crestere dimensionala ca urmare a temperaturii ridicate care a fost atinsa in aceasta zona (figura 11).

Figura 11: Zona nucleului (MO, 100x)

Analizand microstructura materialului de pe partea de retragere a uneltei se pot observa cateva aspecte caracteristice, usor diferite de zona de avans a uneltei, datorate campului termo-deformational asimetric.

Figura 12: Zona influentata termo-deformational (MO,100x)

In zona influentata termo-deformational din partea de avans a uneltei se observa un numar mai mare de graunti deformati, iar deformarea lor este mai accentuata, comparativ cu aceeasi zona de pe partea de avans a uneltei (figura 12). Acest fenomen se datoreaza faptului ca in aceasta zona campul termo-deformational atinge valori mai ridicate ca urmare a faptului ca materialul incalzit si plastifiat este impins spre aceasta zona.

In zona influentata termic, de pe partea de avans a uneltei se remarca o crestere semnificativa a dimensiunii grauntilor, ca urmare a valorilor mai ridicate ale temperaturii atinse in aceasta zona, care a determinat o recristalizare a acestora (figura 13).

Figura 13: Zona influentata termic (MO, 100x)

Microstructurile imbinarilor sudate au fost evaluate prin masurarea duritatilor de-a lungul axei centrale, pe un plan perpendicular pe directia de deplasare a uneltei de lucru [5].

Modul de amplasare a urmelor la masurarea duritatilor este prezentat in figura 14, iar evolutia duritatilor in materialul de baza respectiv sudura, pe cele trei nivele analizate este evidentiata prin curbele de duritate din figura 15.

Figura 14: Amplasare urmelor la masurarea duritatilor

In general, nu apar modificari semnificative ale duritatilor in zona sudurii, comparativ cu materialul de baza.

Diferente ale valorilor masurate in sudura, pot fi datorate gradului diferit de deformare a grauntilor, in functie de zonele influentate termic sau mecanic, in corelare cu partea de avans respectiv retragere a uneltei de sudare.



Figura 15: Variatia duritatii transversal pe imbinarea sudata AZ31B-H24

Rezultatul este in contrast cu cel obtinut la sudarea unor aliaje de Al, unde duritatea scade drastic in zona de sudare, fapt explicat prin faptul ca metalul de baza si sudura sunt constituite din graunti recristalizati.

Evaluarea calitatii imbinarilor sudate s-a realizat si prin compararea rezistentelor la rupere, la tractiune statica a materialului de baza (RmMB) si a imbinarilor sudate (RmIS).

S-au obtinut valori ale raportului RmIS/RmMB in intervalul 0,89 ÷ 0,9, in functie de parametrii de sudare utilizati in experiment (variantele C si E).

Rezultatele incercarilor la tractiune ale aliajului de magneziu AZ31B ca material de baza si a imbinarilor sudate prin frecare cu element activ rotitor, (pentru regimurile tehnologice la variantele C si E din tabelul 2) si curbele caracteristice sunt prezentate in tabelul 3, respectiv figura 16 [5].

TABELUL 3

Nr.

eprv

H0

[mm] B0

[mm] E

[N/mm2] Rp0,2

[N/mm2] Rm

[N/mm2] Fmax

[kN] Agt

% At

%

MB 4,00 13,03 34.435 169,95 250,50 13,0 8,02 8,205

Pr.C 4,00 13,06 24.298 152,39 223,02 11,66 3,00 4,05

Pr.E 4,00 13,06 22.768 153,00 223,70 11,69 2,76 3,89

Figura 16: Curbele caracteristice variantelor C si E

Analiza morfologica a sectiunilor de rupere au pus in evidenta faptul ca imbinarile sudate s-au rupt in zona influentata termic, dupa planuri orientate la 45˚.

Incercarea la indoire frontala a urmarit determinarea capacitatii de deformare plastica a materialului de baza si a imbinarii sudate.

Rezultatele incercarilor la indoire sunt prezentate in tabelul 4.

Magneziul AZ31B – 0 ca material de baza prezinta o ductilitate scazuta. Avand in vedere ca imbinarile sudate au fost supuse si celui mai sever test de indoire, cu radacina pe partea de maxima deformatie, rezultatele incercarii imbinarii sudate indica o comportare multumitoare.

TABELUL 4

Marcaj epruveta

a

mm

b

mm

Diametru

dorn D

Unghi de

îndoire

α (˚)

Pozitie

dorn

Observatii

MB1 4,0 19,8 3a

89 – MB – fisurat

MB2 4,0 19,8 82 – MB – fisurat

C1 4,0 20,0 3a

68 RBB Rupt in sudura

C2 4,0 20,0 100 FBB Fisurat

E1 4,0 20,0 3a

58 RBB Rupt in sudura

E2 4,0 20,0 90 FBB Fisurat

In timpul programului experimental s-au realizat inregistrari ale temperaturilor cu camera termografica [5].

Figura 17: Evolutia temperaturii in functie de viteza de sudare (la turatie constanta)

In acest scop s-a utilizat o camera Thermo-Vision tip 40M, montata solidar pe capul masinii de sudat, avand un software


6 tima08

specializat pentru analiza in timp real.

Camera a fost orientata astfel incat sa repereze zona intersectiei umarului uneltei de sudare cu suprafata imbinarii.

Se remarca faptul ca temperatura dezvoltata in timpul procesului de sudare si masurata cu camera termografica este invers proportionala cu viteza de sudare, la turatia constanta a uneltei de sudare.

Colectivul de autori si-a propus extinderea cercetarilor privind posibilitatile de imbinare FSW si asupra aliajelor de magneziu turnate.

Lucrarea s-a realizat in cadrul proiectului de cercetare CEEX 66/2006-2008, “Tehnologii inovative si ecologice de procesare a materialelor avansate, prin frecare cu element activ rotitor” din programul MATNANTECH cu sprijinul Agentiei Nationale pentru Cercetare Stiintifica.

Concluzii

● La momentul actual se acorda un interes deosebit utilizarii aliajelor de Mg in industria auto, industria transporturilor si aerospatiala, pentru reducerea greutatii si a scaderii consumului de combustibil.

● Cercetarea proceselor legate de sudarea FSW a aliajelor magneziului este de mare actualitate avand in vedere dificultatile care apar la imbinarea acestora prin procedeele clasice de sudare cu arcul electric.

● Programul experimental s-a desfasurat utilizand un sistem de sudare adaptat pe o masina de frezat, cu caracteristicile tehnice necesare procedeului de sudare FSW.

● Rezultatele programului experimental au demonstrat ca turatia uneltei si viteza de sudare influenteaza puternic calitatea imbinarii sudate. In contrast cu aprecieri din unele studii, cercetarile proprii au relevat ca la sudarea FSW a aliajului AZ31B, se pot obtine suduri fara defecte si la utilizarea unor viteze de sudare marite (~ 600 mm/min). Cercetarile au demonstrat ca la turatii mari (~ 1200 rot/min) se pot realiza imbinari sudate corespunzatoare pentru o gama destul de larga de viteze de sudare (190 ÷ 475 mm/min).

● Analiza microstructurala si sclerometrica a probelor de Mg sudat FSW a relevat faptul ca din punct de vedere macro si microstructural tehnologiile stabilite asigura realizarea unor imbinari sudate de calitate (lipsite de defecte). Evolutia microstructurii materialului din zona imbinarii evidentiaza atat influenta campului termo-deformational cat si asimetria acestuia. Evolutia duritatii se coreleaza cu rezultatele investigatiilor microstructurale.

● Incercarile la tractiune statica au demonstrat o scadere a acestei proprietati in sudura cu ~ 10 %, comparativ cu materialul de baza. Ruperea s-a produs in zona influentata termic, fapt atribuit cresterii grauntilor in aceasta zona.

● Pentru monitorizarea on-line a procesului de sudare FSW s-a utilizat termografia in infrarosu. Cercetarile efectuate au scos in evidenta posibilitatile reale, calitative si cantitative de detectare a defectelor majore din imbinarile sudate FSW, prin metoda termografiei in infrarosu.

● Rezultatele obtinute constituie o baza de date utila pentru dezvoltarea in continuare a sudarii FSW si la alte aliaje de magneziu.

Bibliografie

[1] T. Nagasawa, M. Otsuka, T. Yokota and T. Ueki, “Magnesium technology 2000”, Proc. TMS Symp., Warrendale, 2000, pp. 383 – 387.

[2] ASM Special Handbook, “Magnesium and magnesium alloys”, ASM International, 1999, pp. 106–118.

[3] R.S. Mishra and M.W. Mahoney, “Friction stir welding and processing”, ASM International, 2007, pp.9-10.

[4] L. Botila, R. Cojocaru and D. Dehelean, “Research on friction stir welding processes reflected in the dynamic of publications and invention patents at world level”, Proceedings of International Conference Innovative Technologies for Joining Advanced

Materials, Sudura Publishing House, ISBN 978-973-8359-9, Timisoara, 2007, pp.87-91.

[5] D. Dehelean, “Innovative and ecological technologies to process advanced materials by friction stir welding”, Project CEEX No. 66, ISIM Timisoara, 2006-2008.

sudarea prin frecare cu element activ rotitor a aliajului de · pdf filesclerometrica a...

Documents