Menu
Sunday, 28 Maggio 2017
A+ A A-

Modellazione del trattamento termico mediante laser pulsato ad alta brillanza per la strutturazione superficiale di un acciaio ipereutettoidico

Il lavoro analizza gli effetti di un singolo impulso laser di una sorgente in fibra, eseguito nel regime di parametri laser tale da permettere l’indurimento e la rifusione della superficie di un acciaio ipereutettoidico. I parametri laser investigati sono stati la potenza laser, l’energia dell’impulso e la distanza di focalizzazione, il cui effetto è stato determinato valutando la forma, l’ampiezza e la durezza della zona trattata. È stato formulato un modello agli elementi finiti del trattamento termico, calibrato con prove sperimentali, che ha permesso di definire i parametri di processo che garantiscono l’indurimento senza fusione, o la fusione del substrato senza l’insorgere di cricche. Questi risultati sono utili per progettare pattern per la strutturazione via laser di superfici in acciaio.

di D. Sorgentea, A. Anconab, L. Tricaricoa

Novembre-Dicembre 2014

Il trattamento superficiale con fascio laser senza l’utilizzo di materiale d’apporto è una tecnica di indurimento selettivo che permette di realizzare aree limitate di superfici con particolari requisiti (durezza, resistenza all’usura, resistenza a fatica). Normalmente, un fascio laser funzionante in regime continuo, è scansionato sulla superficie da trattare generando, con un’opportuna scelta dei parametri laser, un rapido riscaldamento di un sottile strato della superficie. Il materiale del substrato, per conduzione termica, determina un altrettanto rapido raffreddamento della zona trattata. Le leghe ferrose sono particolarmente adatte a questo trattamento perché esso è in grado di realizzare la trasformazione martensitica dello strato in modo controllato (durezza, ampiezza e forma dello strato trattato) e senza l’utilizzo di mezzi tempranti [1]. L’indurimento e la rifusione via laser delle superfici si presta anche alla realizzazione di pattern regolari caratterizzati da zone trattate alternate a zone non trattate. La strutturazione della superficie che si viene a determinare garantisce peculiarità che sono tipiche di alcuni sistemi biologici. Dallo studio della cuticola di alcuni insetti si evince per esempio la presenza di una struttura superficiale costituita da zone dure (unità) immerse in una matrice duttile. Unità e matrice hanno microstrutture differenti e l’alternanza delle due, gioca un ruolo chiave nella crescita simultanea di duttilità, resistenza meccanica e resistenza all’usura. Questo ha spinto alcuni gruppi di ricerca a replicare tali strutture su campioni metallici mediante processi di indurimento o di rifusione con fascio laser. Le zone trattate occupano in genere il 20-30% della superficie disponibile e si comportano da unità poiché hanno una durezza elevata. Lo strato non trattato costituisce invece la parte duttile, ovvero la matrice. Prove di trazione realizzate su provini precedentemente strutturati hanno evidenziato che le unità di rinforzo determinano una ridistribuzione delle sollecitazioni, con un conseguente ritardo della strizione e un significativo aumento di duttilità e resistenza [2]. In applicazioni invece che prevedono l’usura delle superfici, le unità e la matrice si trovano inizialmente sullo stesso piano, ma successivamente è la zona morbida che si usura maggiormente per cui nel tempo è l’unità dura ad essere la sola soggetta ad abrasione. Questa condizione persiste però finché anche la zona dura per effetto dell’usura torna al livello della matrice. L’alternanza dei due stadi determina una minore perdita complessiva di materiale per la presenza delle unità di rinforzo. Questo comportamento può essere per esempio sfruttato per aumentare la vita di servizio di stampi per pressofusione [3], ma la possibilità di realizzare nelle zone morbide dei serbatoi che in esercizio possono accogliere detriti o lubrificante, è in genere utile anche in applicazioni tribologiche. Con l’obiettivo di realizzare pattern superficiali con unità di forma circolare, nei laboratori del Politecnico di Bari e del CNR della rete di laboratori TRASFORMA, campioni cilindrici in acciaio 100Cr6 sono stati trattati con una sorgente laser ROFIN FL020 con 2 kW di potenza massima in uscita e lunghezza d’onda di 1,08 micron, e quindi analizzati per misurare le dimensioni delle zone trattate. I risultati hanno permesso la modellazione numerica del trattamento.

Attività sperimentale
Piccoli campioni di circa 4 mm di spessore sono stati tagliati da una barra di 30 mm di diametro e sottoposti a trattamento di bonifica e di lucidatura meccanica; prove preliminari di indurimento con fascio laser hanno permesso di definire le condizioni di trattamento termico iniziali dell’acciaio (tempra e rinvenimento alla temperatura di 525 °C e permanenza a tale temperatura per 2 ore) e la finitura superficiale dei campioni (rugosità Ra pari a 0,05 micron) [4]. Gli esperimenti di trattamento superficiale con fascio laser sono stati eseguiti utilizzando la sorgente laser in modalità pulsata; in particolare il trattamento è stato realizzato con un singolo impulso di profilo temporale rettangolare e di durata PT= JP/LP, dove LP è la potenza laser e JP è l’energia dell’impulso. Le prove sono state realizzate in condizione di soprafocalizzazione, senza l’utilizzo di gas di protezione e senza deposizione di coating sulla superficie del campione. Un piano sperimentale è stato progettato per studiare l’effetto di diversi parametri laser sulla durezza e sulla forma e ampiezza della zona trattata; sono stati esplorati tre diversi valori di energia per impulso (10, 15 e 20 J/impulso) e tre livelli di potenza (250, 500 e 750 W); per ogni potenza laser e energia per impulso, la distanza di focalizzazione (FD) è stata variata da un valore minimo ad un valore massimo, in modo da esplorare i livelli di irradianza e di fluence (rispettivamente I=LP/(p·SR2) e F=JP/(p·SR2), dove SR è il raggio dello spot), di interesse. Le ampiezze delle zone trattate con fascio laser sono state misurate con prove di durezza Knoop, prove di rugosità superficiale e osservazioni al microscopio ottico [4]. Le prove di durezza e le osservazioni al microscopio ottico sono state eseguite sulla superficie del provino e in una sezione diametrale della zona trattata, che è stata preliminarmente preparata per l’analisi metallografica. Nella Figura 1 è per esempio evidenziata l’immagine della superficie del provino (Figura 1a), ottenuta dopo il trattamento di indurimento di rifusione eseguito con LP=750 W, JP=15 J/pulse e FD=32 mm; nella stessa figura è riportata una sezione diametrale della zona trattata (Figura 1b), in cui è possibile distinguere la zona completamente fusa da quella indurita senza tracce di fusione. Nella Figura 2 sono invece evidenziati esempi di profili di durezza ottenuti in superficie (LP=750 W, JP=15 J/pulse e FD=35 mm) e in profondità (LP=750 W, JP=15 J/pulse e FD=35 mm). Per ogni trattamento, l’elaborazione delle immagini acquisite con microscopio e quella dei profili di durezza, hanno permesso di determinare il diametro e la profondità della zona indurita (HD_exp, HP_exp) e, per le prove dove si è raggiunta la fusione, anche il diametro e la profondità della zona fusa (MD_exp, MP_exp).

Modello di simulazione
Il modello numerico è stato sviluppato con il software Comsol Multiphisics 4.4. Il trattamento termico è stato modellato con un singolo impulso laser. Il fascio laser è stazionario rispetto al pezzo ed è stato modellato con una distribuzione gaussiana con asse coincidente con quello del provino. Per effetto dell’interazione con il fascio laser il substrato subisce cicli termici caratterizzati da una fase di riscaldamento della durata pari alla durata dell’impulso (PT=JP/LP), seguita da un rapido raffreddamento dovuto alla diffusione del calore dal substrato al materiale più interno. Per la simmetria geometrica e di carico, il modello è 2D assial-simmetrico e l’analisi è non stazionaria. L’approccio seguito nella formulazione del modello numerico è di tipo parametrico. La formulazione del modello di simulazione si basa sulla modellazione della sorgente termica, la scelta della durata del transitorio termico, la modellazione e l’infittimento della geometria, la modellazione delle proprietà termofisiche del materiale e delle condizioni al contorno. La densità di potenza del fascio laser è stata modellata con una distribuzione gaussiana, parametrizzata in funzione della distanza dal centro della sorgente (r), della potenza laser, del raggio dello spot (SR) e del coefficiente di assorbimento (ETA), come descritto nella seguente equazione:

bari equazione01

La simulazione del modello transitorio permette di definire la temperatura nell’intero provino per ogni istante di tempo compreso nell’intervallo di simulazione. Tra i risultati immediatamente disponibili, nelle Figure 3 e 4 si evidenziano la distribuzione delle temperature nel provino e i cicli termici imposti dal trattamento; i risultati sono relativi alla simulazione del trattamento eseguito con LP=750 W e JP=20 J/pulse. In particolare la distribuzione di temperatura è evidenziata alla fine della durata dell’impulso (pari a 26.67 ms), mentre i cicli termici sono relativi a punti della superficie a diverse distanze dall’asse del modello (Figura 4a) e a punti lungo l’asse del modello e a diverse profondità (Figura 4b). I cicli termici mostrano velocità di riscaldamento dell’ordine dei 10.000 °C/s, mentre i tempi di permanenza del substrato a temperature superiori a quella di austenitizzazione dell’acciaio sono dell’ordine della metà della durata dell’impulso e quindi troppo bassi per permettere l’omogeneizzazione dell’austenite per diffusione del carbonio. È pertanto atteso un innalzamento della temperatura di omogeneizzazione dell’austenite. Le elevate velocità di raffreddamento consentono invece di ipotizzare che tutto il materiale austenitizzato subirà la trasformazione di indurimento. Sulla base di queste considerazioni, per determinare il massimo diametro e la massima profondità della zona trattata è stata implementata all’interno del software agli elementi finiti una procedura di post-processing che, in funzione dei cicli termici e delle temperature di omogeneizzazione dell’austenite (HT) e di fusione (MT) dell’acciaio, determina i profili delle temperature massime raggiunte lungo il raggio (in superficie) e lungo l’asse (nel substrato). Come evidenziato nella Figura 5, l’approccio permette di stimare il raggio/diametro (HR_num/HD_num) e la profondità (HP_num) della zona indurita e, per le condizioni di trattamento che determinano la fusione completa, anche il raggio/diametro (MR_num/MD_num) e la profondità (MP_num) della zona fusa.

Metodologia proposta
La descrizione del modello numerico ha evidenziato che la stima dell’ampiezza della zona trattata al variare dei parametri laser dipende da fattori che sono spesso incogniti e funzione delle caratteristiche della sorgente, dell’interazione laser-materia e del materiale trattato. L’approccio proposto affronta la determinazione di alcuni di questi parametri, in particolare SR, ETA, MT e HT, mediante confronto con i risultati sperimentali. È stato per questo sviluppato un programma di calcolo per la stima delle temperature di trasformazione (MT, HT), sulla base delle sole prove di rifusione, e quindi per la stima di SR e ETA, sulla base di tutte le prove sperimentali pianificate (di indurimento e di rifusione). Nella Figura 6 è evidenziato il diagramma di flusso dell’algoritmo sviluppato per determinare MT e HT. Per ogni prova sperimentale le ampiezze della zona trattata misurate sperimentalmente sono confrontate con quelle previste dal modello di simulazione al variare, in determinati range, di MT, HT, SR e ETA. La stima delle temperature di trasformazione di una singola prova di rifusione (MTopt, HTopt), è ottenuta minimizzando gli errori tra la misura sperimentale e quella numerica; in particolare l’ottimizzazione è stata eseguita con un approccio multi-obbiettivo. Infine le temperature di trasformazione dell’acciaio (MTmedia, HTmedia), sono ottenute come media dei valori ottimizzati per ogni singola prova di rifusione. Il diagramma di flusso dell’algoritmo per la valutazione della coppia (SR, ETA) è simile a quello evidenziato in figura 6; la sostanziale differenza è che in questo caso la procedura assume come temperature di trasformazione i valori stimati di MTmedia e HTmedia.

Risultati e analisi
L’approccio appena descritto ha permesso di stimare la temperature di austenitizzazione e quella di completa fusione dell’acciaio, rispettivamente pari a HTmedio=840 °C e MTmedio=1.460 °C. L’innalzamento di HT rispetto al valore di equilibrio è giustificato dalle elevate velocità di riscaldamento e dalla maggiore difficoltà alla diffusione del carbonio nell’austenite, a causa dei tempi estremamente ridotti di permanenza dell’austenite ad alte temperature.L’algoritmo per la stima di SR ed ETA ha messo in luce, come atteso nel range indagato di FD, una correlazione lineare tra il raggio dello spot e la distanza focale (Figura 7a). Tale correlazione approssima la relazione tra SR e FD, calcolata quest’ultima utilizzando i parametri caratteristici del fascio laser ed evidenziata nella stessa figura 7a. Per quanto riguarda il coefficiente di assorbimento, i risultati mostrano valori di ETA che aumentano da circa 0,28 a circa 0,60, con l’aumento dell’irradianza e della fluenza della sorgente e quindi, di conseguenza, con l’aumento della temperatura massima raggiunta nel trattamento. In particolare è possibile definire con buona correlazione leggi che esprimono ETA in funzione della fluenza o in funzione dell’irradianza della sorgente, quest’ultima a parità di durata dell’impulso. La Figura 7b mostra per esempio come si dispongono i valori di ETA in funzione della fluenza assorbita, al variare della potenza e dell’energia dell’impulso. Si evidenzia un cambio di pendenza per valori di fluenza assorbita superiori a circa 2J/mm2. Analizzando nel dettaglio l’andamento di ETA in funzione della fluenza assorbita si possono individuare, a parità di energia dell’impulso, dei valori di soglia della fluenza al di sopra dei quali la zona trattata presenta cricche nella zona fusa. Nel trattamento realizzato con un’energia di 15 J/pulse, la fluenza di soglia è per esempio posizionata in prossimità del ginocchio della relazione rappresentata in figura 8b (circa 2 J/mm2) e il risultato del trattamento è evidenziato in figura 1. A testimonianza di un trattamento eseguito con fluenza di soglia superiore ad un valore critico, la Figura 8 mostra la sezione della zona trattata con LP=250 W, JP=20 J/pulse, FD=22 mm, a cui corrisponde una fluenza assorbita pari a circa 9 J/mm2. Per le prove realizzate alla massima e minima energia dell’impulso investigata, nella Figura 9 è proposto il confronto tra i diametri ottenuti sperimentalmente e quelli stimati con il modello agli elementi finiti. I risultati numerici sono stati ottenuti modellando la densità di potenza con le relazioni di SR ed ETA evidenziate in figura 7. Sulla base delle temperature massime raggiunte, nella Figura 9 sono evidenziate anche le aree di lavoro in cui è possibile variare la distanza di focalizzazione per garantire l’indurimento senza tracce di fusione (temperature inferiori a 1.200 °C), o la fusione del materiale trattato (imponendo un limite alla temperature pari a 1.800 °C). L’analisi dei risultati conferma che le condizioni di trattamento, dall’indurimento senza fusione alla fusione senza insorgere di cricche, sono ottenibili con una piccola variazione del raggio dello spot e quindi con una piccola variazione della distanza di focalizzazione (in genere 2-3 mm). Le aree di lavoro proposte in figura 9 sono rappresentate in figura 10 al variare della durata dell’impulso. I massimi diametri trattati sono ottenibili alle più alte potenze laser e con durate dell’impulso tali da determinare la massima energia dell’impulso, mentre una riduzione della potenza laser deve essere compensata con un aumento della durata dell’impulso. Nel range di potenze esplorato il massimo diametro della zona indurita senza fusione (calcolata imponendo una temperatura massima di 1.200 °C), potrà ottenersi con durate dell’impulso che variano da circa 26 ms a 80 ms, e sarà compresa tra circa 700 μm e 1.000 μm (Figura 10). Con lo stesso approccio il massimo diametro della zona fusa (calcolato imponendo una temperatura massima di 1.800 °C), sarà compreso tra circa 1.000 μm e 1.400 μm.

Conclusioni
Il modello numerico creato ha permesso di: (i) stimare le temperature di completa fusione e di completa trasformazione austenitica dell’acciaio 100Cr6, ottenendo risultati congruenti con quelli proposti in letteratura in condizione di rapido riscaldamento; (ii) realizzare una buona stima dell’ampiezza della zona trattata; (iii) esplicitare una relazione tra l’assorbimento del fascio laser e la fluenza, che si è rilevata robusta per ogni distanza focale, potenza laser e energia dell’impulso sperimentata.

Ringraziamenti
Gli autori desiderano ringraziare la Regione Puglia e il MIUR per il finanziamento della presente attività di ricerca (codici progetti TRASFORMA cod. 28, PON01_02584 e PON02_00576_3333604). Si ringraziano inoltre gli Ing. Ottavio Corizzo, Mariano Bruno e Domenico Pascali, per il supporto nell’attività sperimentale e numerica.

QUALIFICA AUTORI
D. Sorgentea, A. Anconab, L. Tricaricoa
(a) Politecnico di Bari, Dipartimento di Meccanica, Matematica e Management. Viale Japigia,182 - 70126 Bari, Italy, www.dimeg.poliba.it
(b) CNR, Istituto di Fotonica e Nanotecnologie UOS Bari. Dipartimento di Fisica, Via Amendola,173 - 70126 Bari, Italy

Heat Treatment Modeling by a High Brightness Pulsed Laser for the Surface Structuring of a Hypereutectoid Steel
This paper investigates the effects of irradiating a hypereutectoid steel surface with a fiber laser single pulse in a suitable operating regime allowing hardening and remelting of the substrate. The laser parameters investigated were the power, pulse energy and focusing distance, whose effect was determined evaluating the shape and the size of the treated zone. A finite element model of the heat treatment was developed and calibrated with the experimental data. Such a model allowed the definition of laser parameters providing substrate hardening without melting or melting without cracking. These results are useful to design pattern for the laser structuring of steel surfaces.

Bibliografia
[1] Lampman S.: «Heat Treating, Introduction to Surface Hardening of Steels». ASM Metals Handbook Volume 4, ASM International, Materials Park, OH, 1997, pp. 259-267.
[2] Wang C. et al.: «Tensile property of a hot work tool steel prepared by biomimetic coupled laser remelting process with different laser input energies», Applied Surface Science 258. 2012. pp. 8732-8738.
[3] Chen L.Q. et al.: «Method for improvement of die-casting die: combination use of CAE and biomimetic laser process», The International Journal of Advanced Manufacturing Technology. 2013, Vol. 68, Issue 9-12, pp 2841-2848
[4] Sorgente D. et al.: «Laser hardening of AISI 52100 bearing steel with a discrete fiber laser spot». SPIE 8963. 2014. DOI: 10.1117/12.2042083

Lascia un commento

Torna in alto

Mercato

Comunicazione tecnica per l'industria