-DD Universit Universitatea Transilvania din Brasovold.unitbv.ro/Portals/31/Sustineri de...

Investeşte în oameni!

FONDUL SOCIAL EUROPEAN

Programul Operaţional Sectorial Dezvoltarea Resurselor Umane 2007 – 2013

Axa prioritară 1 „Educaţie şi formare profesională în sprijinul creşterii economice şi dezvoltării societăţii bazate pe cunoaştere”

Domeniul major de intervenţie 1.5. „Programe doctorale şi post-doctorale în sprijinul cercetării” Titlul proiectului: „Burse doctorale pentru dezvoltare durabila” BD-DD

Numărul de identificare al contractului: POSDRU/107/1.5/S/76945

Beneficiar: Universitatea Transilvania din Braşov

Universitatea Transilvania din Brasov

Școala Doctorală Interdisciplinară

Departamentul: Ingineria Materialelor și Sudură

Ing. Ionuț Bogdan ROMAN

Cercetǎri privind aplicarea tratamentului superficial

de șoc cu laser dupǎ sudarea oțelului AISI 316 L

-rezumatul tezei de doctorat-

Researches concerning the application of laser shock

processing after welding process of AISI 316 L steel

-PhD thesis summary-

Conducător ştiinţific

Prof.dr.ing. Mircea Horia ȚIEREAN

BRAȘOV, 2014

MINISTERUL EDUCAŢIEI NAŢIONALE

UNIVERSITATEA “TRANSILVANIA” DIN BRAŞOV

BRAŞOV, B-DUL EROILOR NR. 29, 500036, TEL. 0040-268-413000, FAX 0040-268-410525

RECTORAT

D-lui (D-nei) ..............................................................................................................

COMPONENŢA

Comisiei de doctorat

Numită prin ordinul Rectorului Universităţii „Transilvania” din Braşov

Nr. 5966 din 25.07.2013

PREŞEDINTE: Prof.dr.ing. Teodor MACHEDON PISU

Decanul Facultății de Știința și Ingineria Materialelor

Universitatea „Transilvania” din Brașov

CONDUCĂTOR ŞTIINŢIFIC: Prof.dr.ing. Mircea Horia ȚIEREAN


REFERENŢI: Prof.dr.ing. Jose Luis OCAÑA MORENO

Universitatea “Politehnicǎ” din Madrid, Spania

Prof.dr.ing. Corneliu MUNTEANU

Universitatea Tehnicǎ “Gheorghe Asachi” din Iași

Prof.dr.ing. Daniel MUNTEANU


Data, ora şi locul susţinerii publice a tezei de doctorat: 31.01.2014, ora

13:00, sala II6.

Eventualele aprecieri sau observaţii asupra conţinutului lucrării vă rugăm să

le transmiteţi în timp util, pe adresa [email protected].

Totodată vă invităm să luaţi parte la şedinţa publică de susţinere a tezei de

doctorat.

Vă mulţumim.

Cercetǎri privind aplicarea tratamentului superficial de șoc cu laser după sudarea oțelului AISI 316L

Ing. Ionut Bogdan ROMAN Pag. 1

Cuprins

Pag.

teză

Pag.

rezumat

Introducere …………………………………………………......…................. 4 5

1. Stadiul actual al cunoașterii privind aplicațiile industriale ale laserilor …... 7 7

1.1. Bazele fizice ale prelucrării termice cu laser …….……………….. 7 7

1.2. Distribuția temperaturii induse de laser ……………....................... 9 9

1.3. Aplicații tehnice ale laserilor ……………………………………... 13 9

1.3.1. Sudarea cu laser ………………………............................... 14 9

1.3.2. Tratamente termice cu laser ……………………………… 21 11

2. Stadiul actual al tehnologiei de prelucrare a suprafețelor metalice cu laser

prin șoc (LSP) ........................................................................................... 24 12

2.1. Introducere ………………………………………........................... 24 12

2.2. Principiul tehnologiei prelucrării cu laser prin șoc ………………. 24 12

2.3. Straturi protectoare utilizate la prelucrarea cu laser prin șoc ……... 25 13

2.3.1. Stratul de absorbție ……………....……………………….. 25 13

2.3.2. Stratul limită …………………....………………………… 26 13

2.4. Proprietățile suprafețelor prelucrate cu laser prin șoc …………… 26 13

2.5. Aplicații ale prelucrării cu laser prin șoc ………....…..................... 35 16

2.6. Concluzii .......................................................................................... 41 20

3. Obiectivele tezei de doctorat ..........………………….................................. 43 21

4. Cercetări experimentale privind aplicarea LSP după sudarea oțelului AISI

316L ...........……………………………………......................................

45 22

4.1. Programul de cercetare ……………………………........................ 45 22

4.2. Analiza microscopică …………………………............................... 51 26

4.2.1. Metodica de cercetare ...…………………………………... 51 26

4.2.2. Echipamente utilizate ……………...……........................... 52 26

4.2.3. Pregătirea epruvetelor ………...…………………………... 53 26

4.2.4. Rezultate obținute ...……………………………………… 56 28

4.2.5. Interpretarea rezultatelor ....……………………………… 60 28

4.2.6. Compoziția chimică (EDS) și microscopia electronică

(SEM) ……………...........………………………………. 63 31

4.3. Încercări de microduritate …………………....…............................ 70 32

4.3.1. Metodica de cercetare …………………………………….. 70 32

4.3.2. Echipamente utilizate …………………………………….. 72 33

Cercetǎri privind aplicarea tratamentului superficial de șoc cu laser după sudarea oțelului AISI 316L

Ing. Ionut Bogdan ROMAN Pag. 2

4.3.3. Pregătirea epruvetelor …………………………………….. 73 34

4.3.4. Rezultate obținute …………................................................ 73 34

4.3.5. Interpretarea rezultatelor …………………………………. 76 35

4.4. Determinarea rugozității și a coeficientului de frecare …………… 77 36

4.4.1. Determinarea rugozității ...................................................... 77 37

4.4.1.1. Metodica de cercetare ................................... 78 37

4.4.1.2. Echipamente utilizate ................................... 80 38

4.4.1.3. Pregătirea epruvetelor ................................... 81 39

4.4.1.4. Rezultate obținute ......................................... 82 39

4.4.1.5. Interpretarea rezultatelor .............................. 82 40

4.4.2. Determinarea coeficientului de frecare ............................... 83 40

4.4.2.1. Metodica de cercetare ................................... 84 41

4.4.2.2. Echipamente utilizate ................................... 84 41

4.4.2.3. Pregătirea epruvetelor ................................... 88 43

4.4.2.4. Rezultate obținute ......................................... 88 44

4.4.2.5. Interpretarea rezultatelor .............................. 89 44

4.5. Determinarea rezistenței la oboseală ............................................... 90 45

4.5.1. Metodica de cercetare .......................................................... 90 45

4.5.2. Echipamente utilizate .......................................................... 93 45

4.5.3. Pregătirea epruvetelor .......................................................... 94 46

4.5.4. Rezultate obținute ................................................................ 94 47

4.5.5. Interpretarea rezultatelor ..................................................... 99 49

4.6. Determinarea rezistenței la coroziune .............................................. 100 50

4.6.1. Metodica de cercetare .......................................................... 100 50

4.6.2. Pregătirea epruvetelor .......................................................... 104 52

4.6.3. Echipamente utilizate .......................................................... 105 52

4.6.4. Rezultate obținute ................................................................ 106 53

4.6.5. Interpretarea rezultatelor ..................................................... 108 54

5. Concluzii finale, contribuții proprii, perspective de cercetare, diseminarea

rezultatelor ………………………………………………………………. 111 56

Bibliografie ....................................................................................................... 114 58

Anexe................................................................................................................ 122 -

Anexa 1. Articole publicate..................................................................... 122 -

Anexa 2. Rezumat.................................................................................... 137 61

Anexa 3. Curriculum vitae....................................................................... 138 62

Cercetǎri privind aplicarea tratamentului superficial de șoc cu laser după sudarea oțelului AISI 316 L

Ing. Ionut Bogdan ROMAN Page 3

Table of contents

Page.Thesis Page .

Abstract

Introduction ………………………………………………………………………….... 4 5

Chapter 1. Short review on industrial applications of lasers ………………………….. 7 7

1.1. Phisical base of laser thermal processing …………………………….... 7 7

1.2. The temperature distribution induced by laser ……………………….... 9 9

1.3. Tehnical aplications of laser …………………………………………... 13 9

1.3.1. Laser welding ……………………………………………..... 14 9

1.3.2. Laser heat treatments ……………………………………..... 21 11

Chapter 2. State of the art regarding laser shock processing technologies ………….... 24 12

2.1. Introduction …………………………………………………………..... 24 12

2.2. Laser shock processing principles …………………………………….. 24 12

2.3. Protective layers used in laser shock processing …………………….... 25 13

2.3.1. Absorbing layer …………………………………………….. 25 13

2.3.2. Confining layer …………………………………………….. 26 13

2.4. Surface properties worked by laser shock processing ………………… 26 13

2.5. Laser shock processing applications …………………………………... 35 16

2.6. Conclussion.............................................................................................. 41 20

Chapter 3. The objectives of the PhD thesis …………………………………………... 43 21

Chapter 4. Experimental research concerning laser shock processing (LSP) aplication

on AISI 316L stainless steel welds ………………………………………………….....

45

22

4.1. Research program ……………………………………………………... 45 22

4.2. Microscopic analysis ……………………………................................... 51 26

4.2.1. Research method ………………………………………….. 51 26

4.2.2. Experimental setup ………………………………………... 52 26

4.2.3. Sample preparation ……………………………………….. 53 26

4.2.4. Results …………………………………………………….. 56 28

4.2.5. Discussion ……………………………………………….... 60 28

4.2.6. Chemical composition (EDS) and electronic microscopy

(SEM)………………………………………………………

63

31

4.3. Microhardness tests …………………………………………………..... 70 32

4.3.1. Research method ………………………………………….. 70 32

4.3.2. Experimental setup ………………………………………... 72 33

4.3.3. Sample preparation ……………………………………….. 73 34

4.3.4. Results …………………………………………………….. 73 34

Cercetǎri privind aplicarea tratamentului superficial de șoc cu laser după sudarea oțelului AISI 316 L


4.3.5. Discussions …………………………………………..…… 76 35

4.4. Friction coefficient and roughness determination.................................... 77 36

4.4.1. Roughness determination........................................................ 77 37

4.4.1.1. Research method..................................................... 78 37

4.4.1.2. Experimental setup................................................. 80 38

4.4.1.3. Sample preparation................................................. 81 39

4.4.1.4. Results ................................................................... 82 39

4.4.1.5. Discussions ............................................................ 82 40

4.4.2. Friction coefficient determination ......................................... 83 40

4.4.2.1. Research method .................................................... 84 41

4.4.2.2. Experimental setup ................................................ 84 41

4.4.2.3. Sample preparation ................................................ 88 43

4.4.2.4. Results ................................................................... 88 44

4.4.2.5. Discussions ............................................................ 89 44

4.5. Fatigue resistance tests ............................................................................ 90 45

4.5.1. Research method .................................................................. 90 45

4.5.2. Experimental setup ............................................................... 93 45

4.5.3. Sample preparation .............................................................. 94 46

4.5.4. Results .................................................................................. 94 47

4.5.5. Discussions .......................................................................... 99 49

4.6. Corrosion resistance tests ........................................................................ 100 50

4.6.1. Research method .................................................................. 100 50

4.6.2. Sample preparation .............................................................. 104 52

4.6.3. Experimental setup ............................................................... 105 52

4.6.4. Results .................................................................................. 106 53

4.6.5. Discussions .......................................................................... 108 54

Chapter 5. Final conclusions, own contributions and future perspectives ..................... 111 56

References ....................................................................................................................... 114 58

Annexes............................................................................................................................ 122 -

Annex 1. Published papers.............................................................................. 122 -

Annex 1. Abstract........................................................................................... 137 61

Annex 1. Curriculum vitae.............................................................................. 138 62

Cercetări privind aplicarea tratamentului superficial de șoc cu laser după sudarea oțelului AISI 316L

Ing. Ionuț Bogdan Roman Pag. 5

Introducere

Metalele sunt elemente des utilizate în multe domenii încă din antichitate, reprezentând

pentru omenire materiale indispensabile. Încă din vechile timpuri omul a reușit prelucrarea

metalelor cu ajutorul focului și a forței.

Pentru îmbunătățirea proprietăților metalelor, precum și pentru prelucrarea lor

eficientă, în decursul anilor s-au dezvoltat nenumărate tehnologii. Odată cu descoperirea

laserului, s-au făcut cercetări experimentale în vederea creșterii eficienței prelucrării

materialelor, un accent deosebit punându-se pe metalele des utilizate în industrie.

Laserul s-a descoperit înaintea primului război mondial în anul 1916, când Albert

Einstein a enunțat principiile de funcționare ale laserului, o atenție mai mare fiind acordată

acestui fenomen după cel de-al doilea război mondial.

În 1958, Townes a demonstrat că undele luminoase pot fi amplificate prin emisie

stimulată. Peste doi ani Maiman reușește să construiască primul laser („light amplification by

stimulated emission of radiation”).

Datorită costurilor ridicate, aplicațiile industriale ale laserului sunt relativ restrânse

comparativ cu procedeele clasice utilizate. Există însă domenii industriale unde fără utilizarea

tehnologiei laser prelucrarea materialelor este imposibilă.

Prelucrarea prin șoc cu laser (LSP) produce numeroase efecte benefice în metale și

aliaje. Cel mai important dintre acestea este creșterea rezistenței suprafețelor materialelor la

oboseală, la uzura de oboseală și la fisurarea prin coroziune. Acest lucru e posibil prin

inducerea în adâncime în metale și aliaje a tensiunilor reziduale de compresiune, mult mai

profundă decât varianta clasică de ecruisare.

Procesul poate fi aplicat ca etapă finală de prelucrare a suprafeței piesei sau chiar

înainte de etapa finală de finisare. În componentele mașinilor, utilajelor sau ale altor piese,

utilizarea pe suprafețe externe și interne cu acces direct este simplă. Aplicarea pe suprafețe

interioare fără acces direct este și ea posibilă, prin dezvoltarea unor noi tehnologii.

LSP funcționează prin exercitarea unei forțe mecanice pe suprafața piesei, suprafața

nefiind afectată termic. Cu toate acestea pot fi selectați parametrii procesului pentru a obține

un efect termic limitat sau pentru a oferi un potențial de cost benefic. Efectele pe suprafață ale

forței mecanice sunt minime. La aliajele moi se produce o cavitate puțin adâncă la suprafață,

care scade în profunzime la materialele dure. De exemplu, în aliajele de aluminiu, cavitatea

este de aproximativ 6 μm adâncime, dar pe suprafețele prelucrate din aliaje dure, este dificil de

observat unde suprafața a fost tratată cu laser. Adâncimea cavității nu crește odată cu creșterea

intensității laserului.

Cu ajutorul acestei tehnologii este ușor de realizat tratarea zonelor critice la oboseală

ale unei piese, fără mascarea zonei din jurul ei. Acest lucru permite tratarea în jurul găurilor și

de-a lungul crestăturilor, canelurilor, sudurilor și altor regiuni extrem de solicitate.

De asemenea, LSP poate fi utilizat în procesele de producție care necesită un nivel

ridicat de impact mecanic controlabil într-o zonă definită, unde poansoanele mecanice sunt

limitate în felul în care acestea pot fi adaptate la sarcină. Zona de impact poate avea diferite

forme.

Scopul acestei teze de doctorat este de a sublinia efectele prelucrării prin șoc cu laser

asupra suprafețelor superficiale ale oțelului inoxidabil AISI 316 L sudat în prealabil.



Mulțumiri

Împreună cu conducătorul tezei de doctorat prof. dr. ing Mircea Horia Țierean, aș dori

să mulțumesc colectivului Centrului de cercetare “Centro Laser” din cadrul Universității

Politehnice din Madrid pentru ajutorul neprețuit și pentru tot sprijinul acordat pe timpul

efectuării stagiului extern. În mod deosebit aș dori să mulțumesc distinsului profesor Jose Luis

Ocana Moreno, directorul acestui centru, pentru interesul manifestat și pentru sprijinul acordat

în clarificarea problemelor întâlnite pe plan experimental.

Vreau să le mulțumesc și colegilor Leonardo Ruiz de Lara de Luis, Marcos Díaz

Muñoz, Juan Antonio Porro, Carlos Correa și Alberto Cuesta, cu ajutorul cărora am dobândit

o mulțime de cunoștințe, fiind de subliniat sprijinul și asistența lor profesională.

Echipamentele disponibile în Centro Laser au ajutat la efectuarea acestor experimente și țin pe

această cale să îmi exprim recunoștința că, în acest fel, a fost posibilă efectuarea cercetărilor

experimentale.

De asemenea aș dori să aduc mulțumiri doamnei profesor Julia Claudia Mîrza Roșca

din cadrul Universidad de Las Palmas de Gran Canaria, pentru sprijinul și răbdarea acordată la

cercetările experimentale de coroziune.

Sprijin și asistență am primit, de asemenea, din partea domnului prof. dr. ing. Corneliu

Munteanu din cadrul Universității Tehnice “Gheorghe Asachi” din Iași, fapt pentru care

doresc să îmi exprim recunoștința și să mulțumesc pentru cooperarea profesională de care a

dat dovadă întreg colectivul laboratorului său.

Mulțumesc domnului prof. dr. ing. Șerban Bobancu pentru sprijinul acordat în

efectuarea testelor de frecare și domnului conf. dr. ing. Răzvan Udroiu pentru ajutorul acordat

la testele de rugozitate.

Mulțumesc colegilor din departamentul de Ingineria materialelor și sudură pentru

sprijinul acordat pe durata stagiului doctoral și pentru recomandările efectuate cu ocazia

prezentării referatelor și a tezei.

Pentru sprijinul financiar acordat pe parcursul efectuării cercetărilor experimentale

doresc să mulțumesc Universității Transilvania din Brașov, beneficiară a proiectului

POSDRU, ID 79645 finanțat de Guvernul României prin Fondul Social European.

Mai mult decât mulțumiri vreau să îi adresez conducătorului tezei de doctorat, prof. dr.

ing Mircea Horia Țierean, pentru răbdarea, sprijinul profesional și devotamentul său de-a

lungul desfășurării proiectului.



1. Stadiul actual al cunoașterii privind aplicațiile industriale ale laserilor

Procedeele de prelucrare cu laser ocupă un loc important între procedeele industriale

de prelucrare, mai ales pentru sudarea metalelor, parcurgând în mai puțin de 30 ani toate

etapele, de la cercetarea fundamentală la aplicarea curentă în industrie.

1.1. Bazele fizice ale prelucrării termice cu laser

Prelucrarea termică cu laser prezintă următoarele avantaje [89]:

- se pot prelucra suprafeţe din materiale metalice sau dielectrice cu o capacitate mare de

absorbţie a radiaţiilor laser, indiferent de duritate;

- se reduce timpul de prelucrare, procedeul desfășurându-se aproape instantaneu;

- execuţia prelucrărilor pe piese cu dimensiuni foarte mici şi suprafeţe complexe;

- nu există contact metalic sculă – piesă, deci nu se produc deformaţii sau tensiuni

interne, zona influenţată termic de laser adiacentă prelucrării fiind minimă;

- se pot prelucra piese aflate în incinte transparente;

- se pot executa simultan mai multe prelucrări pe instalaţie cu dispozitive optice

speciale;

- nu necesită atmosferă controlată în zona de lucru şi nici măsuri de protecţie speciale.

Controlul evoluţiei fenomenelor şi studiul modificării stării termice a materialului în

zona de prelucrat necesită cunoaşterea [96]:

- parametrilor externi şi a parametrilor energetici ai fascicolului laser emis:

♦ puterea absorbită din fluxul incident q [W];

♦ fluxul mediu de putere φ0 [W /m2 ] sau intensitatea radiaţiei I;

♦ energia radiaţiei laser Q [J ];

♦ fluxul de energie sau densitatea maximă de energie - φ[J /m2 ];

♦ divergenţa unghiulară θ şi diametrul fascicolului laser df ;

♦ condiţii de focalizare şi lungimea de undă λ a radiaţiilor emise;

♦ coerenţa spaţială şi temporală;

♦ distribuţia spaţială a energiei;

♦ durata de acţiune a laserului – t.

- caracteristicilor termofizice şi optice ale materialului:

♦ coeficientul de absorbţie şi starea suprafeţei de prelucrat caracterizată de gradul de

reflectivitate, rugozitate, configuraţie geometrică;

♦ coeficientul de difuzie termică şi conductibilitatea termică a materialului;

♦ poziţionarea fascicolului laser în raport cu suprafaţa piesei.

- tipul instalaţiei:

♦ caracteristicile mediului activ;

♦ tehnica de pompaj;

♦ sistemul optic de focalizare.

Fascicolul laser este coerent şi se poate focaliza puternic, cu efecte termice într-un

domeniu de temperaturi extrem de larg, de la încălziri de ordinul gradelor, cu aplicaţii în

medicină, până la temperaturi de ordinul 108 K specifice plasmelor dense, de interes

termonuclear.

Focalizarea se obţine cu ajutorul unor lentile şi oglinzi, cum ar fi sistemele optice din

sticlă, cuarţ sau pentru emisiile în infraroșu, lentilele din cristale de clorură de sodiu, germaniu

sau titan, obţinându-se densităţi de putere mai mari de 104 W/cm

2, figura 1.1.



Figura 1.1 Focalizarea radiaţiilor laser pe piesă [65]

În planul focal situat la distanţa f se obţine o zonă afectată termic circulară, cu diametrul:

fa . (1.1)

Pentru radiaţiile laser cu lungimea de undă λ şi diametrul fascicolului df, rămâne

valabil criteriul Rayleigh pentru fenomenul de difracţie:

fd

22,1min . (1.2)

La impactul fascicolului laser cu suprafaţa de prelucrat, numai o parte din energia lui

este absorbită şi transformată în energie calorică. Intensitatea radiaţiilor sau fluxul de putere

care pătrunde în material scade exponenţial cu adâncimea măsurată de la suprafaţa de

prelucrat, conform legii lui Beer [61, 65]:

zeRz 10 , (1.3)

unde φ0 - intensitatea fluxului de putere ce cade pe piesă; R - coeficientul de reflexie, α -

coeficientul de absorbţie [m-1

], ε = 1− R este emisivitatea materialului.

Parametrii ε şi α depind de caracteristicile optico-fizice ale materialului, de starea

suprafeţei şi lungimea de undă λ. Absorbţia radiaţiei laser este influenţată şi de rugozitatea

suprafeţei ce urmează a fi prelucrată. Se recomandă ca rugozitatea Rz să fie mai mare decât

lungimea de undă λ a radiaţiei laser incidente.

Mărirea coeficientului de absorbţie α se poate face prin:

♦ acoperiri cu straturi de material puternic absorbant;

♦ oxidarea suprafeţelor ce urmează a fi prelucrate;

♦ prelucrarea cu procese de pornire de şoc, adică intensitatea impulsului de pornire sau

străpungere să fie superioară cu 102 ....10

3 W/cm

2 valorii intensităţii de regim, iar timpul de

şoc sau de pornire să fie ≈ 10-7

s. Procedeul asigură o independenţă faţă de distanţa focală,

lungimea de undă λ şi rugozitatea piesei, dar necesită o reglare foarte precisă a densităţii de

putere şi a duratei de pornire pentru a nu produce vaporizarea şi arderea metalului la suprafaţă;

♦ prin încălzirea piesei.



1.2. Distribuţia temperaturii induse de laser

Determinarea efectelor termice la interacțiunea fascicolului laser cu materialul piesei

se face cu ajutorul ecuaţiei căldurii particularizată prin considerarea ipotezelor [97]:

- materialul de prelucrat este considerat un solid semiinfinit omogen;

- la suprafaţa de separaţie a mediului solid acționează un flux de căldură staţionar, de

mare intensitate, cu distribuţie de tip uniformă în treaptă sau gaussiană;

- dimensiunile zonei afectate de laser sunt mult mai mari în comparaţie cu adâncimea de

penetrare a căldurii în piesă;

- caracteristicile termice ale materialului nu variază cu temperatura;

- efectele termice sunt legate în special de conducţie, iar la temperaturi foarte mari ale

piesei devine semnificativă radiaţia;

- pierderile de energie prin radiaţie şi convecţie la suprafaţă sunt neglijabile;

- materialul are o temperatură iniţială constantă pe toată suprafaţa.

1.3. Aplicaţii tehnice ale laserilor

Avantajele aplicării laserilor sunt folosite în industrie, telecomunicaţii, medicină,

metrologie etc. Aplicaţiile laserilor pot fi [97]:

• active - bazate pe efectele termice ale radiaţiei laser;

• pasive - bazate pe coerenţa, divergenţa şi direcţionalitatea fascicolului laser.

1.3.1. Sudarea cu laser

Sudarea cu laser face parte dintre procedeele de sudare prin topire. Din punctul de

vedere al densității ocupă locul întâi (109 W/cm²), făcând parte din aceeaşi categorie cu

procedeul de sudare cu fascicul de electroni. Densitatea mare de putere este determinată de

posibilitatea focalizării energiei radiației în spoturi cu dimensiuni de ordinul zecilor de μm [6].

Avantajele sudării cu laser în comparație cu alte procedee de sudare sunt:

posibilitatea sudării unor metale cu proprietăți fizice diferite;

posibilitatea sudării printr-o fereastră transparentă pentru lungimea de undă a laserului;

fasciculul laser nu este perturbat de câmpul magnetic parazit al componentelor de sudat

sau al echipamentului de sudat;

printr-o dispunere convenabilă a oglinzilor, fasciculul laser poate fi dirijat spre punctele

de sudat greu accesibile;

spre deosebire de fasciculul de electroni, cu fasciculul laser se poate suda în diferite medii

transparente (aer, gaze inerte), fără a avea loc o slăbire semnificativă a lui;

fasciculul laser nu produce raze X;

încovoierile şi deformările mecanice sunt reduse la minim întrucât nu există piese de

fixare, contact electric, etc;

regiunea adiacentă zonei de sudură nu este afectată termic datorită timpului scurt şi

delimitării precise a zonei.

Dezavantajele sudării cu laser în comparație cu alte procedee de sudare sunt:

randament energetic mai scăzut;

cost mare al funcționǎrii determinat de consumul important de gaze (He, CO2) pentru

împrospătarea cavității, de apă pentru răcire şi de gaze pentru protecția sudurii;

cost mare al echipamentului de sudat (la puteri de 6...10 kW, costul este mai ridicat decât

în cazul fasciculului de electroni);

frecvența de baleiaj limitată față de fasciculul de electroni, datorită reflecției şi vibrației

fasciculului laser cu instalații mecanice [6].

Sudarea materialelor cu laser necesită un generator laser adaptat tipului îmbinării şi

materialelor de sudat. Puterea de emisie şi lungimea de undă a generatorului trebuie să



producă o absorbție mare a radiațiilor laser de către material. Parametrii radiației laser trebuie

să asigure respectarea condiției [6]:

Ttopire < Tzs < Tvaporizare, (1.4)

unde Tzs - temperatura în zona de sudare, Ttopire, Tvaporizare - temperaturile de topire respectiv

de vaporizare a materialelor care se sudează. Durata de acțiune a laserului se alege astfel încât

penetrarea frontului de topire în material să aibă loc înaintea începerii evaporării stratului

superficial al acestuia. Adâncimea maximă de topire se obține când temperatura de suprafață a

materialului atinge punctul de fierbere.

În cazul sudării materialelor metalice temperaturile necesare θsudura sunt mai ridicate,

radiaţia se absoarbe superficial şi nu în profunzime, iar calitatea sudurii este afectată şi de

nivelul de răcire. Pentru sudare, cele două metale trebuie încălzite peste punctul de topire, dar

inferior temperaturii de fierbere, adică θsudura se află la 2/3 între temperatura de topire şi cea de

fierbere. Cantitatea de material topită depinde de adâncimea de penetraţie. În cazul sudurii pe

contur, aceasta se execută prin lipituri circulare suprapuse, figura 1.2. Se poate estima energia

necesară unui punct de lipitură funcţie de diametrul şi adâncimea acesteia.

Figura 1.2 Lipituri circulare suprapuse pe contur [65]

Cantitatea de energie necesară încălzirii volumului de material de la temperatura

ambiantă la θsudura [65]:

qgrQ 22 , (1.5)

unde q - cantitatea de energie necesară încălzirii şi topirii unităţii de masă între θ = 20ºC şi

θ=θsudura. Este necesar un laser cu neodim în regim de puls a cărui durată să fie mai mare decât

timpul de penetraţie termică cerut de grosimea 2g,

gtKZm 22 , (1.6)

deci: K

gt

2

. La durate ale pulsului de ordinul milisecundelor se poate folosi un laser cu

neodim, în regim de relaxare.

Regiunile zonei sudate

În zona supusă sudurii există două regiuni distincte: o zonă de fuziune şi zona

influenţată termic (ZIT). În ZIT se pot identifica subregiuni, amploarea acestora depinzând de

compoziţia materialelor precum şi de gradul temperaturii atinse în timpul procesului de

sudură. Relaţia dintre microstructura şi temperatura atinsă în timpul sudurii este prezentată în

figura de mai jos (fig. 1.3).



Figura 1.3 Zonele influențate termic în procesul de sudare [123]

În zona de fuziune materialul este topit şi solidificat rapid. Grăunţii cresc epitaxial

adiacent grăunţilor din ZIT într-o morfologie columnară. Morfologia grăunţilor depinde de

viteza de sudare: dacă viteza de sudare este mare apare o modificare bruscă a orientării

grăunţilor, rezultând grăunţi alungiţi paraleli de-a lungul axei de sudură, cea ce favorizează

fisurarea la solidificare. Microstructura sudurii şi proprietăţile sunt în esenţă cele distribuite de

materialul răcit rapid. În funcţie de natura aliajului şi de compoziţia metalului sudat, există

posibilitatea recuperării proprietăţii materialului prin tratament termic după sudare [113].

Zona parţial topită este definită ca regiunea în care s-a obţinut, între linia lichidus şi

solidus, temperatura maximă în timpul procesului de sudare. Topitura localizată, însoţită de o

segregaţie, apare la limita grăunților. Se produce o microstructură ce nu poate rezista forţei de

contracție generate de solidificarea materialului sudat, fiind predispusă la fisurare, la

solidificare.

1.3.2. Tratamente termice cu laser

Îmbunătăţirea caracteristicilor mecanice (duritate, rezistenţă) ale materialelor metalice

prin tratament termic presupune încălzirea materialului la anumite temperaturi urmată de

răcirea rapidă pentru împiedicarea procesului de difuzie sau realizarea stării de echilibru.

Figura 1.4 Procesul de călire cu laser [65]



Călirea superficială cu laser constă în deplasarea piesei prin câmpul de radiaţie laser,

focalizat la dimensiuni de 1...4 mm (fig. 1.4). Se obţin benzi călite cu o lăţime aproximativ

egală cu diametrul spotului.

2. Stadiul actual al tehnologiei de prelucrare a suprafeţelor metalice cu laser

prin şoc (LSP)

2.1. Introducere

Impulsurile laser au început sa fie folosite pentru a genera unde de amplitudine mare în

metale, schimbând proprietățile mecanice ale acestora. Presiuni înalte, mai mari de 5 GPa sunt

generate în metale sau aliaje acoperite de un strat transparent. Aceste presiuni depășesc limita

elastică Hugoniot a celor mai multe dintre metale și produc rețele de dislocații în structura

metalelor, ceea ce reprezintă motivul transformărilor proprietăților materialelor [40].

Prelucrarea cu laser prin şoc a suprafețelor metalice reprezintă o nouă tehnologie de

îmbunătățire a proprietăților materialelor metalice cum ar fi: rezistența, coroziunea, duritatea

şi rezistența la oboseală [24].

LSP (Laser Shock Processing) este un tratament potrivit pentru zonele critice cum ar fi

orificii, filete, suduri sau caneluri, fiind propusă ca o tehnologie alternativă competitivă la

tratamentele clasice de îmbunătățire a proprietăților [32].

Aplicațiile posibile sunt direct îndreptate către industria aerospațiala şi cea a

automobilelor. Întrucât fascicolul laser poate fi direcționat uşor către zonele critice de

oboseală, fără mascare, se aşteaptă ca tehnologia LSP să fie folosită în viitor pe scară largă

[79].

2.2. Principiul tehnologiei prelucrării cu laser prin șoc

Undele de şoc sunt generate de un laser atunci când densitatea puterii impulsului laser

este suficient de mare. Dacă unda de şoc se propagă în material, va fi generată o compresiune

reziduală la suprafața materialului de tratat datorită deformării plastice ridicate, după cum se

arată schematic în figura 2.1.

În timpul procesului, zona care urmează a fi tratată este acoperită de două straturi: un

strat de absorbție şi un strat limită de apă. Stratul de absorbție se foloseşte pentru a creşte

intensitatea undei de şoc şi pentru a proteja suprafața metalului de ablația laser şi de topirea sa.

Plasma se formează prin evaporarea materialului absorbant atunci când impulsul laser are o

intensitate suficientă pentru a iradia metalul a cărui suprafață este acoperită de stratul

absorbant. Din cauza intervalelor scurte de depunere a energiei, difuzarea energiei termice în

afara zonei de interacțiune este limitată la câțiva microni, fiind de preferat să fie mai mică

decât grosimea stratului absorbant de protecție. Plasma continuă să absoarbă cu putere energia

laserului până la sfârşitul depunerii de energie. Stratul de apă se utilizează pentru a preveni

extinderea plasmei generate de laser în afara suprafeței de tratat. Extinderea hidrodinamică a

plasmei încălzite în zona limită dintre metalul tratat şi stratul limită de apă creează o

amplitudine ridicată şi presiuni de scurtă durată a pulsului. Energia generată ca urmare a

expansiuni plasmei, se propagă în material ca o undă de şoc. Când presiunea undei de şoc

depăşeşte limita dinamică de curgere a materialului, are loc deformarea plastică datorită

modificării microstructurii suprafeței materialului [101].



Figura 2.1 Principiul prelucrării LSP [101]

2.3. Straturi protectoare utilizate la prelucrarea cu laser prin șoc

În timpul procesului de prelucrare prin șoc cu laser, suprafața probelor de prelucrat este

acoperită de două straturi protectoare, un strat de absorbție și un strat limită.

2.3.1. Stratul de absorbție

Stratul de absorbție este primul strat de acoperire a suprafețelor tratate fiind un

material opac. El este folosit ca și material de „sacrificiu” și este transformat de presiunea

ridicată a plasmei ca absorbant al energiei create de intensitatea ridicată a laserului (câțiva

GW/cm2) într-un timp foarte scurt (<50 ns). Prin urmare, s-a dovedit că, pe lângă protecția

suprafeței metalului contra topirii și ablației laser, stratul de sacrificiu absorbant este folosit și

pentru a crește intensitatea undei de șoc [48].

Stratul de absorbție se realizează de obicei dintr-o vopsea neagră sau dintr-o folie

subțire de aluminiu aplicată pe suprafața piesei prelucrate.

2.3.2. Stratul limită

Ca strat limită se folosește de obicei apa purificată. Controlul purității apei este

important pentru a evita formarea bulelor de aer sau concentrarea impurităților provenite din

ablația metalului datorată tratamentului cu laser. Apa în continuă circulație poate fi o soluție

bună pentru a evita aceste inconveniente. Prin urmare, pentru obținerea unui strat subțire de

apă se poate proiecta un dispozitiv special pentru a produce un jet de apă controlat. Ținând

cont de viteza jetului și a direcției se poate produce un strat de apă cu grosime constantă [24,

25].

Stratul transparent împiedică extinderea termică a vaporilor și a plasmei asupra

suprafeței metalului, generând astfel o presiune mai mare decât prin metoda ablației directe

[32].

2.4. Proprietățile suprafețelor prelucrate cu laser prin șoc

În urma primelor evoluții în anii `70, prelucrarea prin șoc cu laser este în curs de

dezvoltare ca o tehnologie eficientă pentru îmbunătățirea proprietăților mecanice ale

suprafețelor metalelor, fiind în curs de dezvoltare ca un produs în ingineria de producție [79].

Din punct de vedere metalurgic, LSP poate avea diferite efecte semnificative asupra

microstructurii materialelor prelucrate. Pe lângă efectele mai mult sau mai puțin cunoscute,

cum ar fi îmbunătățirea rezistenței la oboseală, pot fi găsite și alte efecte la micro-scală.



Majoritatea cercetătorilor au analizat efectele LSP asupra proprietăților mecanice

pentru diverse materiale metalice, cu diferiți parametri ai laserului.

În lucrarea lor [48] Lu J.Z. și colectivul studiază efectul LSP asupra nanodurității şi

elasticității aliajului Fe-Ni. Valorile nanodurității şi a elasticității au fost măsurate cu ajutorul

tehnologiei de nanoindentare. Rezultatele experimentale din această lucrare dovedesc

îmbunătățirea nanodurității şi a elasticității materialului în zona afectată de LSP.

Nanoindentarea este o tehnică adecvată pentru a determina proprietățile elastice şi plastice ale

materialelor la un nivel de nanoscală, fără a fi necesară o pregătire specială în prealabil. În

timpul procesului este monitorizată în continuu forța, timpul şi deplasarea diamantului cu care

are loc penetrarea.

Nanoduritatea H și elasticitatea Er au fost definite astfel:

A

SE

A

PH r

2,max , (2.1)

unde Pmax reprezintă forța maximă de încărcare, A este aria de contact, β=1034, S este panta

de descărcare a curbei.

Figura 2.2 prezintă curbele forţă-deformație pentru regiunea netratată [48], regiunea

afectată LSP, respectiv regiunea tratată LSP, la o încărcare maximă de 1500μN. Se observă că

adâncimea maximă a amprentei, scade treptat în regiunea tratată față de cea netratată.

a. b.

c.

Figura 2.2 Curbele forță-deformație ale zonelor netratate (a), afectate (b) și tratate cu LSP

(c) [48]

Se observă că adâncimile de contact ale indentărilor sunt 173,53 nm, 158,55 nm,

108,83 nm în regiunea netratată, regiunea afectată și respectiv cea tratată. Prin urmare, s-a

dedus că adâncimile de contact în zona afectată și cea tratată sunt mai mici decât în cea



netratată, ceea ce este favorabil pentru ameliorarea deteriorării componentelor fabricate din

acest aliaj.

Valorile modulului de elasticitate în diferite zone tratate cu laser sunt măsurate cu

ajutorul relației (2.1). Valorile obținute de autori sunt de 31,23 GPa în zona netratată, în zona

afectată 90,01 GPa, iar în zona tratată LSP de 110,67 GPa, ceea ce demonstrează că în zona

tratată și cea afectată modulul de elasticitate crește semnificativ. Creșterea elasticității este

benefică în îmbunătățirea rigidității pieselor.

X.D. Ren et al. în articolul lor [69] au studiat efectul LSP asupra proprietăților

mecanice ale oțelului 00Cr12 (tab. 2.1) la temperaturi diferite, de la 25ºC, temperatura

camerei, până la 600ºC. Ei au folosit un laser cu o lungime de undă de 1054nm, o durată a

impulsului de 20 ns, o energie de 18 J şi o densitate de putere laser de 3,29 GW/cm2. Apa a

fost folosită ca strat transparent, iar ca strat absorbant a fost folosită o folie de aluminiu cu

grosimea de 0,1 mm. Pentru efectuarea testelor s-a folosit un tester GPS 200 de înaltă

frecvență. Probele au fost supuse la încercarea la oboseală înainte şi după tratarea cu LSP cu o

forță de 270 MP.

Tabelul 2.1 Proprietățile oțelului 00Cr12[69]

Modulul elastic

[GPa]

Rezistența la rupere

[MPa]

Limita de curgere

[MPa]

Alungirea

%

226 895 275 8

După tratarea cu LSP, rezistența la oboseală față de materialul netratat creşte cu 62%.

Limita de curgere şi coeficientul de elasticitate sunt de asemenea îmbunătățite chiar şi la

temperatura de 600ºC.

Creşterea fisurii la oboseală a oțelului inoxidabil duplex 2205 este cercetată în lucrarea

[77]. Ca probe sunt folosite platbande cu grosimea de 9,5 mm.

În experiment s-a folosit un laser Nd:YAG de 10Hz cu o lungime de undă de 1064 nm

şi un puls de 8 ns. S-a tratat pe o suprafață de 20 mm x 20 mm. Măsurarea durității s-a făcut

cu o sarcină de 200g şi un timp de menținere de 11 s. Rugozitatea a fost măsurată cu un

rugozimetru “Mitutoyo Surftest”. În tabelul 2.3 se prezintă o medie aritmetică a rugozității

obținute la diferite densități LSP. Cu cât densitatea pulsului este mai mare, cu atât rugozitatea

materialului este mai mare, dar comparativ cu alte materiale nu prezintă o creştere remarcabilă

(tab. 2.2).

Tabelul 2.2 Rugozitatea suprafeței oțelului 2205 tratată LSP [77]

Proba Rugozitate Ra (μm)

Netratată 0,85

900 pulsuri/cm2

0,93

1600 pulsuri/cm2

1,18

2500 pulsuri/cm2

1,51

Încercările de creştere a fisurii la oboseală au fost efectuate pe un sistem servo-

hidraulic MTS 810 la temperatura camerei. Raportul de încărcare R=Rmin/Rmax a fost menținut

la R=0,1. În experiment s-a folosit o undă sub formă sinusoidală cu o frecvență de 20 Hz.

Factorul de intensitate a tensiunii a fost determinat conform relației [77]:

432

2/31 6,572,1432,1364,4886,0

1

2

W

a

W

a

W

a

W

a

W

a

W

a

WB

PK . (2.2)



S-a demonstrat că LSP este un tratament eficient pentru îmbunătățirea proprietăților la

oboseală ale oțelului duplex inoxidabil 2205. Acest lucru se datorează câmpului indus de forța

reziduală pe suprafața piesei. S-a demonstrat că odată cu creșterea densității pulsului, rata

creșterii fisuri la oboseală scade.

În lucrarea [103] Yongkang Zhang, au investigat efectul LSP asupra fisurilor de

coroziune a aliajului de magneziu AZ31B. Pentru a evidenția efectele impacturilor laser

multiple asupra tensiuni reziduale, numărul de impacturi laser în punctele A, B și C au fost de

1, 2 respectiv 3. Pentru a evita interacțiunea între diferitele impacturi s-a păstrat o distanță de

12,5 mm între punctele A și B, B şi C după cum se observă în figura 2.3.

Figura 2.3 Proba cu diferite impacturi laser [103]

LSP acționează asupra suprafeței materialului introducând un câmp de tensiune

reziduală de compresiune. Crescând numărul de impacturi laser crește și tensiunea reziduală.

Adâncimea la care se propagă tensiunea reziduală crește peste 0,8 mm de la suprafață.

LSP modifică microstructura aliajului într-un mod rezonabil obținându-se o

microstructură omogenă cu o granulație fină. Crescând numărul de impacturi, structura

grosolană inițială este transformată treptat într-o structură fină.

2.5. Aplicații ale prelucrării cu laser prin șoc

Tehnica a fost inițial dezvoltată special pentru creșterea rezistenței la fisurarea prin

oboseală în aplicațiile aeronautice. Până în prezent, multe materiale cum ar fi aliaje de

aluminiu sau titan, oțeluri inoxidabile au fost amănunțit investigate, dar lipsa de surse

puternice laser, capabile să furnizeze intensitățile necesare, au făcut orice aplicație industrială

imposibilă.

Recent, pe baza disponibilităților comerciale ale unor surse puternice de laser, în

măsură să furnizeze intensități depășind nivelul de GW/cm2, un efort intens în cercetare a fost

demarat în scopul de a dezvolta tehnologia LSP din punct de vedere industrial.

Principalele cercetării cu scopul de a dezvolta tehnologia LSP în industrie s-au făcut în

domeniul aviației și în industria nucleară.

Yuji Sano [83] a dezvoltat în cadrul companiei Toshiba Corporation un sistem de

prelucrare prin șoc cu laser cu și fără strat de protecție a reactoarelor nucleare, cu scopul de a

îmbunătății rezistența la coroziune.

Zonele distincte ale reactorului care au fost supuse tratamentului LSP au fost: învelișul

nucleului reactorului, sudurile tuburilor din sistemul de control al reactorului cu apă fierbinte

și duzele din reactorul cu apă sub presiune (fig. 2.4). Experimentele au fost realizate în Franța,

USA și Japonia. Diferența parametrilor proceselor este prezentată în tabelul 2.3.

Pentru experimentele efectuate în Franța și USA s-a folosit stratul protector, iar pentru

cele realizate în Japonia s-a realizat LSP fără strat protector. Principalele caracteristici ale

procesului LSP fără strat protector sunt:

- efectele procesului nu depind de grosimea stratului de apă;

- suprafața de prelucrat nu necesită o prelucrare în prealabil;



- efectul este fiabil și reproductibil datorită procesului complet controlat;

- accesibilitate excelentă datorită fibrei optice flexibile.

Tabelul 2.3 Parametrii experimentelor LSP aplicate reactorului nuclear [83]

Franța și USA Japonia

Laserul Nd:Glass (1.05µm) Nd:YAG (532nm)

Durata pulsului 20-40 ns 5.10 ns

Energia pulsului <100 J <0.1 J

Sistemul de livrare Oglinzi Oglinzi și fibra

Mărimea impactului 10 mm < 1mm

Strat protector Vopsea neagră

Accesibilitatea este îngreunată datorită componentelor din jur. Pentru a trata zonele

greu accesibile, cum ar fi zonele interioare ale cordoanelor de sudură, s-a folosit fibra optică

ca sistem de livrare a pulsurilor laser. S-au proiectat și s-au montat capuri mici de iradiere

pentru fiecare proces în parte, necesare pentru diferitele zone de tratat. Pentru realizarea

tratamentului s-a folosit un sistem de fibră optică pe o distanță de până la 50m.

Principalele probleme care s-au întâmpinat în procesul de prelucrare asupra fibrei optice

au fost:

- daune asupra suprafețelor de cuplare a fibrei optice;

- focalizarea în interiorul fibrei;

- defalcarea impulsurilor la intrarea în fibră.

Pentru a evita aceste probleme s-a folosit un omogenizator.

Figura 2.4 Tratamentul LSP aplicat duzelor de reactor nuclear [83]

Sistemul folosit pentru interiorul duzelor este compus dintr-o țeava acrilică, în

interiorul căreia este introdusă fibra optică, o oglindă concavă cu ajutorul căreia pulsul laser

este dirijat către zona necesară tratării. Sistemul este prezentat în figura 2.5.

Figura 2.5 Sistemul folosit pentru tratarea interiorului duzelor, duza tratată [83]



Figura 2.6 Tensiunile reziduale de compresiune din material [83]

În urma rezultatelor obținute, se poate concluziona că LSP induce tensiuni reziduale în

interiorul materialului. Rezultatele obținute în urma tratării cu LSP sunt prezentate în figura

2.6, confirmând inducerea tensiunilor de compresiune în interiorul materialului.

În urma cercetărilor efectuate și a rezultatelor obținute se poate concluziona faptul că

noul sistem dezvoltat este benefic pentru îmbunătățirea rezistenței la coroziune. Sistemul

dezvoltat și prezentat anterior poate fi ușor manevrat și poate fi folosit în diferite domenii ale

industriei.

De asemenea, aplicații au fost făcute și în domeniul aviației. Implementarea

tehnologiei LSP asupra componentelor avioanelor ar reduce costurile de întreținere și ar mari

perioada de viață a acestora. Efectul LSP asupra rezistenței la oboseală a cârligelor de prindere

a aeronavelor T-45 (fig. 2.7) au fost analizate de Jon Rankin et al [67].

Figura 2.7 Cârligul de prindere al aeronavelor T-45 [67]



Rezultatele obținute în urma testelor au arătat faptul că tehnologia LSP poate

îmbunătății perioada de viață cu 250%, față de procedeul clasic de ecruisare, procedeu folosit

anterior testelor efectuate. Rezultatele au demonstrat faptul că aceste cârlige prelucrate prin

ecruisare rezistă la 423 de prinderi, iar cele tratate prin LSP rezistă la 1102 prinderi.

Efectul LSP asupra oțelurilor folosite pentru construcția podurilor au fost analizate de

către Sakino Yoshihiro et. al [81].

Pentru a determina adâncimea efectului LSP, au fost făcute teste de măsurare a durității

Vickers pentru fiecare probă de cercetat. Tensiunile reziduale induse de tratament au fost

măsurate prin metoda difracției de raze X. Valoarea tensiunilor reziduale sunt aproximativ la

fel în toate cele 4 cazuri. Rezultatele obținute în urma testelor de duritate sunt prezentate în

figura 2.8.

Figura 2.8 Microduritatea Vickers după tratamentului LSP aplicat oțelurilor de poduri [81]

O altă aplicație a tehnologiei de prelucrare prin șoc cu laser a fost făcută de către

Hyuntaeck Lim et al. [43] asupra pompelor de desalinizare a apei de mare. Pompele de

desalinizare a apei de mare funcționează într-un mediu foarte coroziv, la temperaturi și

presiuni ridicate.

Pentru acest experiment s-a folosit un laser Nd:YAG cu o lungime de undă de 532 nm,

cu o energie a pulsului de 1.5 J și o frecvență de 11 mm. Diametrul razei a fost de 11 mm.

Pompele sunt construite din oțel inoxidabil AISI 304 și din oțel duplex inoxidabil

2205. Aceste materiale sunt caracterizate în general ca având o bună rezistență la coroziune și

o sudabilitate bună.

Procesul LSP s-a variat în funcție de densitatea pulsului și stratul protector astfel:

- pentru oțelul duplex inoxidabil s-au folosit 25, 50, 75 pulsuri/mm2;

- pentru oțelul inoxidabil AISI 304 s-au folosit 5, 10, 25 pulsuri/mm2;

- ca și strat protector s-a folosit vopsea neagră, folie de Al și folie de Fe.

Rezultatele au arătat faptul că duritatea materialului poate fi îmbunătățită cu maximum

30 % în stratul protector adecvat. Folia de Al poate fi folosită ca și cel mai propice material

pentru stratul protector (fig. 2.9).



Figura 2.9 Microduritatea funcție de stratul protector [43]

Rezistența la uzură a materialelor s-a determinat folosind metoda pin on disk, cu o

viteză de rotație de 160 rpm și o greutate de 3, 6 și 10 kg. Rezultatele au arătat faptul că

folosind folia de aluminiu ca și strat protector, volumul materialului pierdut prin uzură scade

de la 2,36 mm3, pentru piesa netratată, la 0,8 mm

3, pentru piesa tratată cu LSP.

2.6 Concluzii

Tehnologia de prelucrare prin șoc cu laser este în continuă dezvoltare; analizând

cercetările efectuate de către ceilalți cercetători se poate concluziona faptul că procesul LSP

este aplicabil diferitelor materiale. Datorită fascicolului laser care poate fi direcționat în cele

mai greu accesibile zone ale unei piese, acest procedeu permite tratarea unor zone greu

accesibile, cum ar fi interiorul unor bazine sau căilor de acces ale acestora. Tratarea

cordoanelor de sudură a unor asemenea piese, reprezintă o îmbunătățire a proprietăților

mecanice și a rezistenței la coroziune.

Cercetări asupra tratamentului LSP aplicat oțelului inoxidabil AISI 316L au mai fost

efectuate [63, 64], dar nu asupra cordoanelor de sudură realizate pe acest material. Conform

literaturii, tratarea LSP a cordoanelor de sudură pe ambele părți conduce la o îmbunătățire a

proprietăților materialului, ceea ce se dorește a se demonstra și în cazul sudării oțelului

inoxidabil AISI 316L, prin prezenta cercetare.



3. Obiectivele tezei de doctorat

Principalele obiective ale tezei de doctorat au constat în:

aplicarea tratamentului superficial de prelucrare prin şoc cu laser (LSP) după sudarea

cu laser a oțelului AISI 316L;

caracterizarea suprafețelor tratate superficial cu LSP;

propuneri privind aplicarea tehnologiei LSP, în conformitate cu rezultatele obținute.

1. Aplicarea tratamentului superficial de prelucrare prin şoc cu laser LSP după

sudarea cu laser a oțelului AISI 316L

Principalul obiectiv al tezei de doctorat îl reprezintă aplicarea tratamentului superficial

de prelucrare prin şoc cu laser (LSP) asupra cordoanelor de sudură ale oţelului inoxidabil AISI

316 L.

Densitatea pulsurilor, energia iradiantă precum şi diametrul spotului laser, sunt

parametrii definitorii pentru obţinerea unui strat superficial cu caracteristici ridicate.

2. Caracterizarea suprafețelor tratate superficial cu LSP

După aplicarea tratamentului LSP asupra materialului de cercetat se vor analiza şi se

va caracteriza suprafeţele cordoanelor de sudură din punct de vedere metalografic şi mecanic.

Astfel se vor efectua microscopii optice, electronice, se va determina coeficientul de frecare,

rugozitatea suprafeţei materialului precum şi microdurităţile acestuia, se vor efectua teste de

rezistenţă la oboseală şi de rezistenţă la coroziune.

3. Propuneri privind aplicarea tehnologiei LSP, în conformitate cu rezultatele

obținute

Oţelul AISI 316 L, este un oţel inoxidabil austenitic, utilizat în industria alimentară,

industria chimică (containere pentru transportul şi depozitarea substanţelor chimice).

În urma cercetărilor efectuate se vor analiza rezultatele obţinute şi se va analiza

aplicativitatea tehnologiei LSP în industrie.

Prin tematică și obiective prezenta cercetare se înscrie în aria tematică “Industrial

Technologies” a programului Orizont 2020, domeniul “Advanced manufacturing and

processing (production technologies)”.



4. Cercetări experimentale privind aplicarea LSP după sudarea oțelului

AISI 316L

4.1. Programul de cercetare

Materialul folosit pentru cercetare este un oțel inoxidabil austenitic AISI gradul 316L.

(EN 1.4404; UNS S31603). Materialul utilizat a fost furnizat de către compania Iturrino

Suministros Industriales S.A. din Madrid, Spania, cu următoarea compoziție chimică (tabelul

4.1):

Tabelul 4.1 Compoziția chimică a oțelului AISI 316L

Compoziția chimică a oțelului inoxidabil AISI 316L (%)

Element C Cr Mn Mo Ni N P S Si

Concentrație 0,018 16,815 1,294 2,044 10,086 0,032 0,032 0,003 0,458

Materialul a fost prelucrat prin laminare la cald, urmată de o recoacere la o

temperatură între 1050ºC și 1100ºC, conform certificatului producătorului. Dimensiunile

originale ale plăcilor au fost 3000x1500x6 mm, din acestea obținându-se bucăți de diferite

dimensiuni necesare experimentelor. Prin examinarea vizuală a materialului se pot observa

striații superficiale pe direcția de laminare. Proprietățile mecanice furnizate de către

producător sunt prezentate în tabelul 4.2.

Tabelul 4.2 Proprietățile mecanice ale oțelului AISI 316 L

Proprietățile mecanice ale oțelului inoxidabil AISI 316L

Material Rm(MPa) Rp0.2(MPa) ASO(%) HRB

AISI 316L 627,96 359,27 46,67 90,00

Rm fiind rezistența la rupere, Rp0.2 limita de curgere, ASO alungirea la rupere și HRB duritatea

Rockwell.

Pentru realizarea experimentelor au fost necesare realizarea a două tipuri de epruvete.

Epruvetele tip I sunt necesare pentru determinarea microstructurii, microdurității, rugozității,

coeficientului de frecare și a rezistenței la coroziune. Epruvete de tip II sunt necesare pentru

determinarea rezistenței la oboseală.

Epruveta de tip I a fost debitată din materialul de cercetat în așa fel încât dimensiunile

epruvetei să poată fi tratate prin LSP folosind două densități de puls diferite; astfel s-au

obținut platbande cu dimensiunile 40x80x6 mm. Epruveta este prezentată în figura 4.1. a.

Figura 4.1 Tipuri de epruvete folosite ȋn cadrul experimentelor



Epruvetele tip II, necesare pentru determinarea rezistenței la oboseală, au fost debitate

conform standardului ASTM E 466. Forma și dimensiunile epruvetei sunt prezentate în figura

4.1. b.

După debitarea epruvetelor la formele și dimensiunile dorite, s-a continuat cu sudarea

acestora. Sudura oțelului s-a efectuat cu un laser produs de compania ROFIN modelul DY

033. Laserul este format dintr-un generator de tipul Nd:YAG, pompat optic cu diode generând

o putere maximă de 3,3 kW. Fascicolul laser generat se află în domeniul infraroșu având o

lungime de undă de 1064 nm și o divergență maximă de 12 mm*mrad. Modul transversal al

radiației electromagnetice generate este TEM00. Capul de sudare a fost acționat cu ajutorul

unui robot marca ABB IRB 4400 cu 6 grade de libertate și o sarcină utilă de 60 kg.

Schema de principiu a echipamentului utilizat în procesul de sudare a epruvetelor este

prezentată în figura 4.2.

Figura 4.2 Schema de principiu a echipamentului folosit la procesul de sudare

În primă fază s-au realizat probe pe platbande de oțel. După stabilirea parametrilor

optimi necesari realizării îmbinării sudate, s-a trecut la sudarea efectivă a probelor fără

pregătirea în prealabil a marginilor.

Pentru stabilirea parametrilor optimi s-au variat puterea laserului și viteza procesului

de sudare. Probele preliminare au prezentat anumite defecte în cordonul de sudură, și anume:

- folosind viteze mai mari de 5 mm/sec și o putere a laserului de 3.3 kW, se pot

observa întreruperi în cordonul de sudură al materialului;

- folosind puteri ale laserului mai mici de 3,3 kW și viteza de 5 mm/sec se pot observa

nepătrunderi în material.

După realizarea procedeului de sudare se validează parametrii din tabelul 4.3 ca fiind

buni și stabili. Cu aportul de gaz folosit, 15 l/min, nu se produce plasmă, ci doar fum negru ce

se poate șterge ușor după sudare. Cu parametri stabiliți nu există întreruperi și nici surplusuri

de material pe suprafața cordonului de sudură, iar rădăcina sudurii este stabilă și fără

deformări. În figura 4.3 este prezentat cordonul de sudură obținut în urma folosirii

parametrilor stabiliți. Temperatura piesei a fost de aproximativ 20º… 25º C.



Figura 4.3 Imaginea cordonului de sudură cu parametrii validați

Tabelul 4.3 Parametrii sudării cu laser ai oțelului AISI 316L

Parametru Valoare Unitate de măsură

Diametrul spotului 0,5 mm

Frecvența 100 Hz

Puterea 3,3 kW

Viteza de sudare 5 mm/sec

Gaz protector (He) 15-20 l/min

În figura 4.4 este prezentată instalația folosită pentru sudarea epruvetelor, aflată la

Centro Laser din Madrid. Laserul marca ROFIN model Dy033 este amplasat în afara cabinei

de lucru. Raza laser este transmisă prin fibra optică către capul de sudare atașat la brațul

robotului ABB.

Figura 4.4 Instalația folosită pentru sudarea epruvetelor



Aplicarea tratamentului LSP s-a făcut cu un laser marca Spectra-Physics modelul

Quanta-Ray PRO 350 Nd:YAG. Laserul cu neodim dopat cu oxizi de ytriu și aluminiu

(Nd:Y3Al5O12) este unul dintre cei mai des laseri utilizați cu mediul activ solid.

Tratamentul a fost aplicat pe ambele părți ale materialului de cercetat. Parametrii

folosiți în procesul LSP sunt prezentați în tabelul 4.4.

Tabelul 4.4 Parametrii folosiți pentru tratamentul LSP aplicat oțelului AISI 316L

Parametrii procesului

Lungimea de undă (nm) 1064

Frecvența (Hz) 10

Energia (J/puls) 2.8

Durata pulsului (ns) ~ 9

Diametrul spotului (mm) ~ 1.5

Densitatea (puls /cm2)

900

1600

Mediul de limitare Jet de apă

Stratul protector Nu s-a utilizat

Tratamentul s-a aplicat fără strat protector, jetul de apă s-a utilizat ca strat de limitare,

apa fiind transparentă pentru raza laser. Având în vedere faptul că amploarea tensiunilor

reziduale de compresiune la suprafață este proporțională cu densitatea pulsurilor, s-au folosit

două densități de puls diferite, 900 pulsuri /cm2 respectiv 1600 pulsuri /cm

2. Raza laser este

dirijată direct către suprafața piesei de tratat trecând printr-un sistem optic format dintr-o

oglindă reflectoare și o lentilă de focalizare. În figura 4.5 este prezentată instalația folosită

pentru aplicarea tratamentului LSP, aflată la Centro Laser din Madrid.

Figura 4.5 Instalația folosită pentru aplicarea LSP

Pentru a analiza efectul LSP în zonele specifice cordonului de sudură și anume:

cordonul de sudură, zona influențată termic cât și materialul de bază epruvetele necesare

pentru determinarea rezistenței la oboseală, s-au tratat pe o suprafață de aproximativ 40x15

mm, iar cele de tip I necesare pentru celelalte experimente au fost tratate pe o suprafață 40x20

mm.



4.2. Analiza microscopică

4.2.1. Metodica de cercetare

Examinarea microscopică a fost folosită cu scopul de a pune în evidență caracteristicile

microscopice ale îmbinării sudate efectuându-se pe secțiunea transversală, perpendicular pe

axa cordonului de sudară.

Microscopul este un aparat cu ajutorul căruia se obţin imagini mărite ale epruvetei de

examinat, permiţând distingerea cât mai multor detalii.

Microscopul metalografic se utilizează pentru examinarea suprafeţelor fin şlefuite, a

probelor pregătite în prealabil, în scopul punerii în evidenţă a fazelor cristaline, a formei, a

dispunerii cristalelor, etc.

4.2.2. Echipamente utilizate

Analiza microscopică s-a realizat cu microscopul optic Olympus PMG3 (din dotarea

Centro Laser din Madrid), captarea imaginilor s-a realizat utilizând o cameră de mare rezoluție

ALTRA 20. Pentru o analiză mai amănunțită s-au folosit diferite puteri de mărire. În figura 4.6

se prezintă sistemul optic împreună cu sistemul utilizat pentru captarea microscopiilor.

Figura 4.6 Microscopul optic Olympus PMG3

4.2.3. Pregătirea epruvetelor

Prelevarea probelor s-a făcut astfel încât eșantionul să fie reprezentativ pentru zonele

de studiat, s-au evidențiat zonele influențate termic, cordonul de sudură și materialul de bază.

Tăierea eșantioanelor s-a făcut respectând următoarele condiții:

- să nu se producă transformări ale microstructurii;

- să se realizeze o suprafață plană;

Tăierea probelor s-a realizat mecanic cu mașina de debitat Tecnimetal cu disc abraziv.

Pentru a evita producerea de transformări microstructurale, debitarea s-a făcut sub jet constant

de apă. Probele au fost debitate perpendicular pe cordonul de sudură. Debitarea s-a făcut în

trei zone distincte cu scopul de a obține suprafețe netratate, tratate cu LSP 900 pulsuri/cm2 și

respectiv LSP 1600 pulsuri/cm2 conform figurii 4.7.



Figura 4.7 Debitarea epruvetei de analizat

Șlefuirea s-a realizat cu hârtie abrazivă, cu diferite granulații. Au fost folosite patru

tipuri de hârtie abrazivă: cu granulație de 240, 400, 800 și respectiv 1200. Șlefuirea s-a început

cu hârtii de 240 respectiv 400 pentru a obține o rugozitate cât mai fină și s-a continuat cu

granulații mai mari 800 respectiv 1200 pentru a obține luciul metalic. Procesul de șlefuire s-a

efectuat conform procedurilor în vigoare. Piesa s-a ținut cu mâna, apăsându-se ușor asupra ei

astfel evitându-se posibilitatea încălzirii. Șlefuirea s-a realizat într-o singură direcție, paralelă

pe direcția de rotire, continuându-se până la eliminarea rizurilor produse de șlefuirea

anterioară. După atingerea acestui obiectiv hârtia abrazivă se schimbă și piesa se așează

perpendicular pe direcția de rotire. Viteza de rotație a discului abraziv a fost de 100 rot/min,

iar timpul de menținere a fost cuprins între 40 și 60 secunde. Șlefuirea s-a realizat sub un jet

continuu de apă.

Operația de șlefuire s-a realizat mecanic folosind mașina de șlefuit marca Buehler

model Phoenix BETA, procedeul de șlefuire și mașina utilizată sunt prezentate în figura 4.8.

Figura 4.8 Mașina de șlefuit Phoenix BETA, schema tehnologiei de șlefuire

Atacul chimic s-a realizat prin imersarea pieselor în reactivul chimic Vilella compus

dintr-un amestec de 15 ml glicerină, 10 ml acid clorhidric și 5 ml acid azotic. După pierderea

luciului metalic și după punerea în evidență a structurii, probele au fost spălate cu apă apoi

uscate prin tamponare cu hârtie de filtru. Timpul de menținere al epruvetelor în atacul chimic

a fost de aproximativ 3-5 minute.

Pentru evitarea accidentelor s-au luat următoarele măsurii de securitate:

- manipularea reactivilor și a epruvetelor s-a făcut cu mănuși si clești adecvați;

- efectuarea amestecurilor s-a realizat sub o hotă aspirantă de laborator;

- s-a introdus substanța solubilă în solvent.



4.2.4. Rezultate obținute

Având in vedere faptul ca materialul de cercetat a fost tratat pe ambele părți pentru o

analiză mai amănunțită a microstructurii s-au considerat două părți distincte ale epruvetei,

partea superioară, respectiv partea inferioară a sa, figura 4.9.

Figura 4.9 Epruveta de cercetat, atac Vilella, 6x

Pentru o analiză amănunțită a structurii, s-au captat imagini ale zonei influenţate

termic cu două puteri de mărire diferite respectiv 60x şi 120x.

Materialul de bază prezintă o structură austenitică cu grăunţi echiaxiali, observându-se

precipitații de ferită la limita grăunților de austenită. În zona influențată termic se distinge o

structură columnară dendritică.

4.2.5. Interpretarea rezultatelor

a) b)

c)

Figura 4.10 Microscopie piesă netratată: a) parte inferioară; b) parte superioară; c)

interiorul epruvetei, atac Vilella, 120x



a) b)

c)

Figura 4.11 Microscopii ale piesei tratate cu 900 pulsuri/cm2: a) parte inferioară; b) parte

superioară; c) interiorul epruvetei, atac Vilella, 120x

a) b)



c)

Figura 4.12. Microscopii ale piesei tratate cu 1600 pulsuri/cm2: a) parte inferioară; b) parte

superioară; c) interiorul epruvetei, atac Vilella, 120x

Analizând figurile 4.10, 4.11 şi 4.12 se poate observa faptul că grăunţii de austenită ai

epruvetei netratate prezintă o formă colţuroasă comparativ cu cea a epruvetelor tratate cu LSP.

Forma rotunjită a grăunţilor se accentuează o dată cu creşterea densităţii pulsurilor,

observându-se o rotunjire mai pronunţată în cazul epruvetei tratate cu 1600 pulsuri/ cm2.

a) b)

c)

Figura 4.13 Materialul de bază; a)epruveta netratată: b) epruveta tratată cu LSP 900

pulsuri/cm2; c)epruveta tratată cu LSP 1600 pulsuri/cm

2, atac Vilella, 120x



În figura 4.11 a) se poate observa faptul că unii grăunţi sunt subdivizaţi faţă de

structura în sine. Acest efect este considerat ca fiind o consecinţă a undelor de şoc induse în

material de tratamentul LSP.

Structura colţuroasă a materialului duce la fragilizarea acestuia.

De asemenea, analizând figura 4.13, în materialul de bază se poate observa accentuarea

apariţiei maclelor. Accentuarea maclelor este rezultatul deformaţiilor plastice rezultate în

urma prelucrării prin șoc cu laser.

4.2.6. Compoziția chimică (EDS) și microscopia electronică (SEM)

Compoziția chimică a materialului de analizat a fost realizată cu ajutorul

microscopului Electronic Quanta 200 3D, cuplat cu spectrometrul EDS Ametek/EDAX,

produs de compania FEI din Olanda, din dotarea Universității Gheorghe Asachi din Iași,

prezentat în figura 4.14.

Figura 4.14 Microscopul Electronic Quanta 200 3D

Compoziția chimică EDS s-a determinat în toate cele trei zone distincte ale epruvetei

de cercetat și anume: materialul de bază, zona influențată termic cât și în cordonul de sudură.

În urma rezultatelor obținute s-a analizat conținutul de carbon din material. Conform

figurii 4.15 se poate observa faptul o dată cu creșterea densității pulsului, atomii de carbon

migrează către zona influențată termic, observându-se o reducere a pantei curbei conținutului

de carbon în cordonul tratat cu LSP 1600 față de cea a epruvetei tratate cu o densitate de 900

pulsuri/cm2.

Figura 4.15 Evoluția conținutului de carbon din compoziția chimică determinată cu EDS



Figura 4.16 prezintă microscopia electronică SEM a probei tratate cu LSP 900

pulsuri/cm2. Microscopia electronică a fost realizată cu același aparat ca și în cazul

determinării compoziției chimice, prezentat în figura 4.14. De asemenea, piesele au fost

atacate chimic cu Villela ca și în cazul microscopiei optice. În zona influențată termic se pot

observa unii grăunți subdivizați, evidențiați prin cercurile roșii din figura 4.16 c).

a) Material de bază b) Zona influențată termic

c) Cordon de sudură

Figura 4.16 Microscopie electronică probă tratată cu LSP 900 pulsuri/cm2, atac Villela,

2000x

4.3. Încercări de microduritate


Încercările de microduritate au fost făcute conform SR EN 1043-2, s-a prelevat o

secțiune transversală din probă prin tăiere mecanică perpendiculară pe îmbinarea sudată.

Această operație și pregătirea ulterioară a suprafeței s-a realizat cu grijă astfel încât duritatea

feței de încercat să nu fie afectată din punct de vedere metalurgic.

Încercările de microduritate au fost realizate sub formă de șiruri de amprente, astfel s-

au obținut valori ale microdurității în toate cele trei zone distincte ale epruvetei.



Metoda de determinare a microdurității, figura 4.17, a constat în următorii pași:

- S-a considerat un punct 0 în centrul cordonului de sudură, în stânga și în dreapta

cordonului de sudură s-au considerat la o distanță, din doi în doi milimetri alte puncte

pentru efectuarea indentărilor necesare determinări microdurității materialului.

- Pe axa transversală (în adâncimea piesei) s-au determinat patru rânduri cu aceeași

structură dimensională ca în cazul axei longitudinale, rândurile fiind la o distanță de

0,5 mm.

Figura 4.17 Modul de determinare a microdurității

În continuare va fi prezentată metoda folosită la determinarea microdurității

materialului de cercetat, și anume a oțelului inoxidabil 316 L. Metoda aleasă pentru

determinarea microdurității a fost metoda Vickers.

Această metodă folosește un penetrator din diamant în formă de piramidă cu baza

pătrată, cu un unghi de 136º. O forță F este aplicată lent asupra penetratorului așezat pe

suprafața materialului de încercat. Duritatea Vickers (HV) reprezintă raportul dintre forța

aplicată și aria suprafeței imprimată pe probă [19].

22

8544,1

2

136sin2

d

F

d

F

S

FHV

(4.1)

d= (d1+d2)/2, unde d1 și d2 sunt diagonalele urmei lăsate.


Determinarea testelor de microduritate s-au efectuat cu durimetrul Matsuzawa MXT30

(aflat în dotarea Centro Laser din Madrid) din figura 4.18. Forța aplicată asupra penetratorului

a fost de 1,2 kgf. Indentările s-au făcut perpendicular pe cordonul de sudură cât şi paralel cu

acesta.

Microdurimetrul Matsuzawa dispune de un sistem de fixare (tip menghină) cu ajutorul

căruia se pot supune testării epruvete de dimensiuni de până la 120mmx160mm. Aparatul

dispune de un indentor tip Vickers și un obiectiv cu ajutorul căruia se obține o mărire a probei

de 100x. Sursa de lumină este de tip LED. Forța aplicată asupra indentorului este de 1200 gf.

Timpul de menținere a indentorului asupra materialului este de 5-30 secunde.



Figura 4.18 Aparatul Matsuzawa MXT30 folosit pentru determinarea microdurității


Probele au fost obținute prin debitarea unei platbande de oțel cu grosimea de 6 mm din

materialul de cercetat. Au fost debitate trei piese necesare pentru determinarea microdurității,

una pentru materialul netratat, una pentru materialul tratat cu procedeul de prelucrare prin

lovituri cu impulsuri laser (LSP) cu o densitate de 900 pulsuri/cm2 și respectiv una pentru

materialul tratat cu o densitate de 1600 pulsuri/cm2, figura 4.19.

Piesa Netratată Piesa Tratată LSP 900 pulsuri/cm

2 Piesa Tratată LSP 1600 pulsuri/cm

2

Figura 4.19 Probele supuse încercărilor de microduritate, atac chimic Vilella, mărire 6x

Debitarea a fost făcută perpendicular pe cordonul de sudură, cu scopul de a determina

microduritatea atât în cordonul de sudură cât și în zona influențată termic (ZIT) a materialului.


Rezultatele obținute sunt prezentate în tabelele de mai jos. Rezultatele pentru piesa

netratată sunt notate în tabelul 4.5, cele pentru piesele tratate cu LSP cu o densitate de 900

pulsuri/cm2 sunt prezentate în tabelul 4.6, iar cele pentru piesele tratate cu LSP 1600

pulsuri/cm2 în tabelul 4.7.



Tabelul 4.5 Duritatea HV1,2 obținută pe proba netratată

Adâncime

[mm]

Distanța din centrul cordonului de sudură [mm]

8 6 4 2 0 2 4 6 8

0 177,1 176,3 186,3 154,9 169,4 172,6 185,4 183,6 177,7

0,5 163,6 169,9 172,1 159,1 161 162,2 180,5 178,9 175,8

1 167,8 163,8 169 162,8 179,6 179,6 174,7 171,1 176,5

1,5 164,8 177,1 169,1 169,4 172,9 175,3 189,7 171,2 177,2

Tabelul 4.6 Duritatea HV1,2 obținută pe proba tratată cu LSP 900 puls/cm

2

Adâncime

[mm]


8 6 4 2 0 2 4 6 8

0 182,6 179,8 184,5 176,5 185,9 167,8 183,2 183,7 183,9

0,5 171,4 177,5 171,7 155,6 164,8 167 175,8 167,5 171,9

1 171,2 170,4 172,2 167,2 167 169,6 177 172,4 176,8

1,5 171,4 166,7 173,7 168,8 163,6 160,4 162,1 166,1 170,9

Tabelul 4.7 Duritatea HV1,2 obținută pe proba tratată cu LSP 1600 puls/cm2

Adâncime

[mm]


8 6 4 2 0 2 4 6 8

0 196,4 196,6 191,3 163,9 223,9 186,7 192,6 185,9 181

0,5 176,3 176,1 178,4 175,3 172,6 179,4 173,9 165,8 164,5

1 163,4 166,9 170,1 165 165 174,6 168,1 163,4 163,4

1,5 164,5 166,7 168,1 170,3 165,1 167,4 170,6 167,7 166,1


După cum se poate observa din tabelele de mai sus, microduritatea probelor supuse

încercărilor variază astfel:

proba netratată 154,9- 189,7 HV1,2;

proba tratată cu LSP 900 puls/cm2 155,6-185,9 HV1,2;

proba tratată cu LSP 1600 puls/cm2 163,4-223,9 HV1,2.

Duritatea oțelului inoxidabil 316L conform standardului este cuprinsă între 159 și 160

HV. Aceste diferențe de valori sunt datorate influenței temperaturii din zona influențată

termic, a solidificării din baia de metal topit precum și a efectului LSP până la o adâncime de

1,5 mm.

Creșterea durității după tratamentul LSP se manifestă în special în stratul de suprafață,

fiind în jur de 180HV (creștere cu 2,8% față de epruveta netratată) pentru 900 pulsuri/cm2,

chiar mai mult în cazul epruvetei tratate LSP cu 1600 pulsuri/cm2, unde valorile ajung în

medie 190 HV (creștere cu 8,5% față de epruveta netratată), cu un maxim de 223,9 HV în

cordon.

Analizând rezultatele obținute și făcând media valorilor microdurităților de la suprafața

piesei în adâncimea sa, se obțin următoarele valori în cele trei zone distincte (tabelul 4.8). În

figura 4.20 este prezentată grafic valoarea medie pe înălțime a microdurității HV1,2, înainte și

după tratamentul LSP. Ȋn cazul aplicării tratamentului LSP cu 900 pulsuri/cm2 se obțin durități

asemănătoare cu cele determinate pe epruveta netratată, în limitele a ±2%. Ȋn cazul aplicării



tratamentului LSP cu 1600 pulsuri/cm2 se obține o ușoară creștere a durității în cordon cu

6,4% față de epruveta netratată.

Tabelul 4.8 Valorile medii pe înălțime ale durității HV1,2 obținute

Tratament/Zona în epruvetă Microduritate (HV1,2)

Ne-

trata

tă Material de bază 173,28

Zona influențată termic 172,67

Cordon 170,73

Tra

tată

cu L

SP

900

Material de bază 174,01


Cordon 170,33

Tra

tată

cu L

SP

1600

Material de bază 172,79


Cordon 181,65

Figura 4.20 Media microdurității HV1,2 măsurate în cele trei zone distincte, materialul de

bază, zona influențată termic și cordonul de sudură

4.4. Determinarea rugozității și a coeficientului de frecare

Pentru caracterizarea materialului din punct de vedere al gradului de deformare

plastică a suprafeței acestuia, s-au măsurat coeficientul de frecare și rugozitatea acestuia.

Testele experimentale s-au efectuat folosind metoda planului înclinat cu ajutorul tribometrului

cu plan înclinat, pentru determinarea coeficientului de frecare, iar pentru determinarea

rugozității s-a folosit un rugozimetru portabil.



4.4.1. Determinarea rugozității

În general, rugozitatea se defineşte ca fiind “ansamblul neregularităţilor suprafeţei al

căror pas este relativ mic şi care, în general, cuprinde neregularităţile rezultate din procedeul

de fabricaţie utilizat şi/sau determinate de alţi factori” [2].

4.4.1.1. Metodica de cercetare

În continuare sunt prezentați principalii termeni caracteristici utilizaţi necesari pentru

determinarea rugozității conform SR ISO 4287:2001, figura 4.21:

Profilul de rugozitate: „profil care rezultă din profilul primar prin suprimarea

componentelor cu lungime de undă lungă”.

Linia medie: „linie care se determină calculând o linie a celor mai mici pătrate, de

formă nominală, pornind de la profilul primar”.

Lungimea de bază, lr: „lungime în direcţia axei X, care se utilizează pentru

identificarea neregularităţilor care caracterizează profilul evaluat pentru rugozitate”.

Lungimea de evaluare, ln: „lungime, în direcţia axei X, care se utilizează pentru

stabilirea profilului evaluat”. Lungimea de evaluare poate cuprinde una sau mai multe

lungimi de bază.

Parametrul R: „parametru care se calculează pe profilul de rugozitate”.

Figura 4.21 Mărimi caracteristice și parametrii geometrici

Proeminenţă a profilului: „parte a profilului evaluat, orientată către exterior (de la

material către mediul înconjurător) care uneşte două puncte consecutive de intersecţie

a profilului cu axa X”.

Gol al profilului: „parte a profilului evaluat, orientată către interior (de la mediul

înconjurător către material) care uneşte două puncte consecutive de intersecţie a

profilului cu axa X”.

Element al profilului: „proeminenţă şi gol, consecutive, ale profilului”.

Înălţimea unei proeminenţe a profilului, Zp: „distanţa dintre axa X şi punctul cel

mai înalt al proeminenţei profilului”.

Adâncimea unui gol al profilului, Zv: „distanţa dintre axa X şi punctul cel mai de jos

al golului profilului”;

Înălţimea unui element al profilului, Zt: „suma dintre înălţimea proeminenţei şi

adâncimea golului, ale unui element al profilului”, respectiv:

Zt = Zp + Zv. (4.2)

Lungimea portantă a profilului la nivelul c, MI(c): „suma lungimilor segmentelor

care se obţin intersectând elementul profilului cu o dreaptă paralelă cu axa X, la un

nivel dat, c”, respectiv:

MI(c) = Ml1 + Ml2. (4.3)



Principalii parametri de rugozitate utilizaţi pentru prescrierea și evaluarea rugozităţii

suprafeţelor - Definire, reprezentare, relaţii:

Înălţimea maximă a profilului, Rz: „suma dintre cea mai mare înălţime a

proeminenţelor profilului, Zp, şi cea mai mare adâncime a golurilor profilului, Zv, în

limitele unei lungimi de bază”:

Rz = max{Zpi} + max {Zvi} = Zpmax + Zvmax. (4.4)

Înălţimea medie a elementelor profilului, Rc: „valoarea medie a înălţimilor

elementelor profilului, Zt, în limitele lungimii de bază”:

m

i

iC Ztm

R1

1. (4.5)

Înălţimea totală a profilului Rt: „suma celei mai mari înălţimi a proeminenţelor

profilului, Zp, şi a celei mai mari adâncimi a golurilor profilului, Zv, în limitele

lungimii de evaluare”(fig. 4.22).

Figura 4.22 Parametrii profilului

Abaterea medie aritmetică a profilului evaluat, Ra: „media aritmetică a valorilor

absolute ale ordonatelor Z(x) în limitele unei lungimi de bază”:

dxxZl

Rrl

ra

0

1. (4.6)

Abaterea medie pătratică a profilului evaluat, Rq: „media pătratică a valorilor

ordonatelor Z(x), în limitele unei lungimi de bază”:

dxxZl

Rrl

rq

0

21. (4.7)

4.4.1.2. Echipamente utilizate

Măsurarea rugozității s-a efectuat cu rugozimetrul portabil Surtronic 25 (aflat în

dotarea Universității Transilvania) din figura 4.23. Pentru a se obține o suprafață paralelă cu

sistemul de înregistrare al aparatului necesar determinării rugozității, piesa de cercetat a fost

suspendată pe doi cilindrii.



Figura 4.23 Rugozimetrul portabil Surtronic 25

4.4.1.3. Pregătirea epruvetelor

Epruvetele folosite în scopul determinării rugozității sunt aceleași ca și în cazul

determinării microscopiilor optice, aspectul macroscopic al suprafețelor epruvetelor de

cercetat sunt prezentate în figura 4.24.

Figura 4.24 Aspectul macroscopic al suprafeței de măsurat

Testele au fost efectuate pe suprafețele superioare ale epruvetelor de cercetat, nefiind

afectate termic de procesul mecanic de tăiere, sau atacate chimic.

4.4.1.4. Rezultate obținute

S-au efectuat câte trei determinări pe suprafețe diferite ale celor trei piese, cea

netratată, tratată cu LSP 900 pulsuri/cm2 și LSP 1600 pulsuri/cm

2. Măsurarea rugozității s-a

făcut determinându-se valoarea coeficientului Ra. Valorile obținute și media acestora sunt

prezentate în tabelul 4.9.

Tabelul 4.9 Rugozitatea Ra la suprafața probelor

Măsurarea rugozității s-a efectuat paralel pe direcția de lovire a impulsurilor laser.

Reprezentarea grafică este prezentată în figura 4.25.

Nr. Încercări Fără LSP LSP 900 LSP 1600

1 4,7 2,32 2,66

2 3,48 2,7 2,76

3 4,25 2,5 2.72

Media valorilor 4,14 2,51 2,71



Figura 4.25 Reprezentarea grafică a rugozității la suprafața probelor

4.4.1.5. Interpretarea rezultatelor

Făcând media valorilor obținute se poate observa cǎ diferența între piesele tratate și

cea netratată este de 37%, valoarea lui Ra scade cu aproximativ 1,5 unități; reprezentarea

grafică este prezentată în figura 4.26:

Figura 4.26 Media valorilor Ra

Acest fapt se datorează suprapunerii amprentelor lăsate în material, datorate presiunii

exercitate de plasma rezultată în timpul tratamentului LSP. O consecință a micșorării

rugozității o reprezintă scăderea coeficientului de frecare. Amprentele lăsate în material

sporesc lubrifierea suprafețelor materialului.

4.4.2. Determinarea coeficientului de frecare

Forţa de frecare este forţa care apare în urma interacţiunii dintre corpuri la contactul

acestora. Este întotdeauna de sens contrar mişcării, având caracter disipativ.



Cunoaşterea frecării este deosebit de importantă, deoarece oriunde apare mişcare,

apare şi frecare. Însăşi mişcarea, transmiterea acesteia sau oprirea ei într-un sistem mecanic

complex sunt condiţionate de existenţa frecării. Frecarea poate aduce atât prejudicii, situaţie în

care trebuie limitată, cât şi utilităţi, situaţie în care trebuie provocată ca atare [7,108].

Legile frecării:

Legea І a frecării: Forţa de frecare la alunecare nu depinde de mărimea suprafeţei de

contact dintre 2 corpuri.

Legea a II-a a frecării: Forţa de frecare este o mărime direct proporţională cu normala

la suprafaţă şi depinde de natura suprafeţelor aflate în contact printr-o constantă de

material numită coeficient de frecare, care se notează cu litera µ. Coeficientul de

frecare este o mărime fizică ce nu are unitate de măsură, adică este adimensională

[108].

4.4.2.1. Metodica de cercetare

Coeficienţii statici de frecare sunt coeficienţii care apar la limita dintre repaus şi

mişcare, adică la pornirea semicuplei mobile, respectiv a epruvetei care este echivalentă unei

scule de prelucrare plastică. În acest moment se înregistrează o frecare maximă între sculă şi

materialul supus deformării. Cunoaşterea acestor coeficienţi prezintă o deosebită importanţă,

în special la semicuplele de frecare, la care mişcarea se produce cu viteze mici, respectiv în

situaţia prelucrărilor de deformare prin presare. De asemenea, mărimea acestor coeficienţi

reprezintă un indicativ important al comportării ansamblului sculă – semifabricat, în condiţiile

prelucrării suprafeţelor lubrifiate.

Unghiul α (αlimită), la care apare alunecarea, este în corelaţie cu coeficientul static de

frecare µs, conform relaţiei [7]:

N

Ftg T

ls , (4.8)

în care:

Ft = - T, după cum rezultă din figura 4.27.

Figura 4.27 Schema determinării pe plan înclinat a coeficientului de frecare static [7]

4.4.2.2. Echipamente utilizate

Determinările coeficientului de frecare au fost efectuate pe un tribometru original

bazat pe principiul planului înclinat fig. 4.28, aflat în laboratorul de tribologie al Universităţii

“Transilvania” din Braşov înregistrat cu Certificatul de inovator Nr. 25 din 14.06.2004 – prof.

dr. ing. Şerban Bobancu.



Figura 4.28 Tribometrul folosit pentru determinarea coeficientului de frecare

Tribometrul prezintă o soluţie constructivă simplă şi are o exploatare comodă, rapidă,

sigură şi precisă. El este compus dintr-o masă (care este de fapt planul înclinat) care poate fi

rotită în jurul unei axe. Pe masă se imobilizează cu ajutorul unor cleşti cu strângere rapidă,

semicupla fixă, iar pe aceasta se aşează semicupla mobilă (epruveta) [7, 12].

Înclinarea mesei se realizează cu ajutorul unui şurub rotitor, montat într-o piuliţă având

axa filetului înclinată sub un unghi fix şi egal cu 60° în raport cu orizontala. Şurubul înclină

masa mobilă prin intermediul unei bile de rază „r”. Bila este amplasată în capul şurubului,

într-un locaş conic, având unghiul la vârf de aproximativ 90°. Masa mobilă se sprijină pe bilă

prin intermediul unei porţiuni plane, perfect paralelă cu suprafaţa pe care se montează

semicupla fixă.

Figura 4.29 Schema tribometrului bazat pe măsurarea dimensiunilor liniare [12, 13]



Determinarea înclinării mesei mobile se face prin intermediul măsurării cotei LS, dintre

ştifturile amplasate în punctele D şi E, de raze rD şi, respectiv, rE figura 4.29, conform unei

funcţii neliniare de tipul αl = α (LS ).

Această funcţie neliniară este dată de relaţia de mai jos şi se poate determina fie printr-

o metodă vectorială, fie printr-o metodă analitică [12, 13]:

2

21

22

222

222

2LCC

CLCCCarctgl

, (4.9)

în care:

EDS rrLL ,

25

24

231

221 lllllC ,

523142 22 lllllC ,

423153 22 lllllC .

Pentru utilizarea practică, această funcţie neliniară este tabelată cu ajutorul

calculatorului, pentru diferite valori ale cotei LS. Astfel, se poate citi direct valoarea

coeficientului static de frecare, corespunzătoare lungimii măsurate. Măsurarea efectivă a cotei

LS se poate face în mai multe moduri: cu şublerul, cu micrometrul, cu jocuri de cale sau cu un

traductor liniar (inductiv) de spaţiu, care se poate monta (cu posibilităţi de rotire) în punctele

D şi E. Cu cât aparatura de măsură este mai precisă, cu atât rezultatul determinărilor este mai

precis. Se recomandă utilizarea unui şubler digital care asigură o precizie ridicată, în condiţiile

unei manevrări expeditive. În prezenta teză, s-a utilizat un asemenea şubler digital Powerfix,

cu precizia de 0,05 mm.

Determinarea înclinării mesei mobile se face prin intermediul măsurării cotei LS (fig.

4.29) dintre ştifturile amplasate în punctele D şi E, conform relaţiei neliniare, de tipul αl = α

(LS).

4.4.2.3. Pregătirea epruvetelor

Măsurarea coeficientului de frecare s-a realizat pe trei piese, piesa netratată, tratată cu

900 pulsuri/cm2 și respectiv 1600 pulsuri/cm

2. Epruvetele sunt prezentate în figura 4.30.

Figura 4.30 Epruvete folosite pentru determinarea coeficientului de frecare



4.4.2.4. Rezultate obținute

Rezultatele obținute au arătat faptul ca LSP poate influența într-o mică măsură

valoarea coeficientului de frecare o dată cu creșterea densității pulsurilor, figura 4.31. Testele

au fost efectuate la temperatura ambiantă de 23º C și o umiditate de 54%.

Figura 4.31 Coeficientul de frecare

4.4.2.5. Interpretarea rezultatelor

Făcând o medie a valorilor obținute în urma determinări valorilor coeficienților de

frecare se poate observa faptul că diferența dintre piesa netratată și cea tratată cu LSP 900 este

nesemnificativă comparativ cu coeficientul de frecare al epruvetei tratate cu LSP 1600, care

scade semnificativ. Media coeficienților de frecare obținuți în urma testelor este prezentată în

figura 4.32.

Figura 4.32 Media coeficienților de frecare



4.5. Determinarea rezistenței la oboseală


Ruperea de oboseală are loc de regulă perpendicular la cea mai mare tensiune normală,

în speță la solicitări de tracțiune și încovoiere perpendicular pe axă, iar la solicitări de răsucire,

pe o suprafață situată la 45º față de axă.

Solicitarea variabilă și rezistența la oboseală. Reprezentarea variației în timp a solicitării

sau a tensiunii duce la diagrame de solicitare variabile. Definirea mărimilor caracteristice:

Perioada T – timpul cuprins între două maxime sau două minime succesive ale tensiunii.

Ciclul – ansamblul tensiunilor maxime și minime dintr-o perioadă T.

Numărul de cicluri N este numărul total de cicluri efectuate și se indică ca multipli de 106.

Tensiunea medie σm – media aritmetică între tensiunea maximă și tensiunea minimă σm

=(σmax + σmin)/2, unde σmax – este tensiunea maximă, iar σmin – tensiunea minimă ce poate

apărea în ciclu.

Amplitudinea tensiuni σa =(σmax - σmin)/2

Coeficientul de asimetrie (R) raportul dintre σmax și σmin, R = σmax / σmin.

În cazul ciclului periodic cu σmax = σmin, coeficientul de asimetrie este zero. Dacă în tot

intervalul solicitării, tensiunile au aceleași valori, ciclul este staționar.

Majoritatea mărimilor caracteristice se definesc în jurul tensiunii medii (σm). După

poziția acestei tensiunii medii, se deosebesc mai multe domenii ale solicitării variabile:

- domeniul pragului de compresiune – tensiunile medii și vârfurile tensiunilor se găsesc în

domeniul de compresiune;

- domeniul pragului de întindere – tensiunile medii și vârfurile tensiunilor se găsesc în

domeniul de întindere;

- domeniul de trecere – tensiunile medii pot lua valori în domeniul compresiunii și în cel

al întinderii, iar vârfurile de tensiune sunt de asemenea plasate în aceste domenii.

Trebuie menționat că tensiunile de întindere se notează cu semn pozitiv, iar cele de

compresiune cu semn negativ [27].

Determinarea rezistenței la oboseală cu ajutorul diagramei Wöhler

Una din cele mai cunoscute metode pentru determinarea rezistenței la oboseală este

diagrama Wöhler, o diagramă în coordinate amplitudinea tensiunii (σa) – număr de cicluri de

solicitare (N).

Pentru trasarea diagramei sunt necesare un număr de cel puțin 6÷8 epruvete sau un

multiplu întreg al acestora, în cel din urmă caz putându-se efectua pentru fiecare tensiune mai

multe încercări, care se mediază în final. Epruvetele folosite trebuie să fie absolut identice

(compoziție, tratament termic, formă, calitatea prelucrării). În funcție de problematica

încercării se menține constantă fie tensiunea medie σm fie tensiunea minimă σmin și se modifică

tensiunea maximă σmax aplicată epruvetei. Prima epruvetă încercată se va solicita la o tensiune

σa respectiv σmax atât de ridicată încât după un număr relativ mic de cicluri de solicitare (N) să

se ajungă la rupere. A doua epruvetă se încearcă la o sarcină mai mică, iar următoarele la

sarcini și mai mici. Repartiția sarcinilor se va face în așa fel încât ultima epruvetă să nu se mai

rupă indiferent cât de mare a fost numărul de cicluri. După trecerea punctelor obținute pe

hârtie milimetrică se obține o curbă Wöhler, care tinde spre valoarea ∞ a numărului de cicluri

(N).


Pentru determinarea rezultatelor de rezistență la oboseală s-a utilizat mașina de

încercări mecanice universală marca MTS modelul 810 (aflată în dotarea Centro Laser din

Madrid) cu o capacitate maximă a sarcini de încărcare de 100 kN, și o frecvență maximă la



care se pot realiza cicluri de încărcare - descărcare de 60 Hz. În figura 4.33 este reprezentată

schema de principiu a mașini folosite pentru determinarea rezistenței la oboseală.

Figura 4.33 Mașina de încercat universală MTS 810


Pentru încercarea produselor plane, epruvetele au secțiune rectangulară. Pentru aceste

epruvete aria secțiunii transversale în zona tensiunii maxime trebuie să fie de minim 30 mm2

și de maxim 650 mm2. O epruvetă tip folosită pentru efectuarea testelor este prezentată în

figura 4.34.

Analizând rezultatele obținute asupra proprietăților mecanice ale oțelului AISI 304,

probele de cercetat au fost tratate cu LSP pe ambele părți. L. Zhang și alții [100] au

demonstrat faptul că proprietățile mecanice (limita de curgere și rezistența la tracțiune) pot fi

îmbunătățite tratând materialul pe ambele părți. Rezistența la tracțiune a piesei tratate pe o

singură parte a fost de 683,10 MPa iar cea a piesei tratate pe ambele părți 763,10 MPa. Limita

de curgere de asemenea a fost îmbunătățită cu 77,44 MPa, pentru piesa tratată pe o singură

parte s-a obținut o limită de curgere de 240,74 MPa, pe când valoarea celei tratate pe ambele

părți a fost 318,18 MPa.

În urma analizei făcute asupra acestor rezultate, piesa de cercetat, asupra căreia s-a

aplicat tratamentul de prelucrare prin șoc, a fost tratată LSP pe ambele părți cu scopul de a

obține rezultate cât mai favorabile.



Figura 4.34 Epruvetele tip II utilizată pentru determinarea rezistenței la oboseală


Analizând rezultatele obținute de către Leonardo Ruiz de Lara de Luis în [80], având

drept scop analizarea efectului LSP asupra rezistenței la oboseală a oțelului inoxidabil 316L,

putem concluziona faptul că creșterea densității pulsurilor nu a avut un efect major asupra

rezistenței la oboseală a materialului de cercetat. Rezultatele au arătat faptul că limita de

oboseală a oțelului a crescut de la 160 MPa la 200 MPa după aplicarea tehnologiei LSP [80].

Curba Wöhler pentru epruvetele nesudate și tratate cu LSP la diferite densități de puls, este

prezentată în figura 4.35.

Figura 4.35 Curba Wöhler pentru epruvetele nesudate AISI 316L [80]

Urmărind şi analizând aceste rezultate, testele de oboseală în prezenta cercetare s-au

realizat pe epruvete sudate netratate cu LSP şi pe epruvete sudate şi tratate cu LSP 900

pulsuri/cm2. În continuare se vor prezenta rezultatele testelor la oboseală obținute asupra

oțelului inoxidabil 316L, atât pentru probele sudate cât și pentru cele tratate cu LSP 900

pulsuri/cm2 după sudare.

Comportarea la oboseală a materialului este analizată cu ajutorul curbei S-N

(amplitudinea tensiunii în funcție de numărul de cicluri), determinându-se astfel valoarea

tensiuni sub care materialul nu se rupe. Această valoare este stabilită la un milion de cicluri,

de exemplu, pentru o anumită sarcină în cazul în care materialul ajunge la un milion de cicluri,

aceasta va fi considerată ca limită de oboseală.

În figura 4.36 sunt prezentate epruvetele folosite la determinarea rezistenței la oboseală

tratate cu LSP 900 pulsuri/cm2. După cum se poate observa din figură și din tabelul 4.40,

limita la oboseală a epruvetelor tratate cu LSP 900 pulsuri/cm2 creste la σa = 120 MPa.



Figura 4.36 Epruvetele după încercările de rezistență la oboseală

Datele obținute în urma testelor de rezistență la oboseală sunt prezentate în tabelul

următor:

Tabelul 4.10 Rezultate obținute la încercarea de oboseală

σa

(MPa)

σMax

(MPa)

Fmax

(kN)

Fmin

(kN)

Fmediu

(kN)

N fără LSP N cu LSP 900

200 444 38,933 3,893 21,413 20710 16339

180 400 35,040 3,504 19,272 30437 -

160 356 31,147 3,115 17,131 45507 -

150 333 29,200 2,920 16,060 148887 82295

140 311 27,253 2,725 14,989 291324

130 289 25,307 2,531 13,919 152149 566767

120 267 23,360 2,336 12,848 222182 1000000

110 244 21,413 2,141 11,777 525873 -

100 222 19,467 1,947 10,707 734961 -

90 200 17,520 1,752 9,636 1000000 -

Scopul final este de a compara rezistența la oboseală a cordoanelor de sudură netratate

cu cele tratate cu LSP 900 și de a demonstra că tensiunile reziduale de compresiune induse de

LSP favorizează rezistența la oboseală.

Pentru trasarea diagramei Wöhler au fost folosite un număr de 14 epruvete. Epruvetele

folosite au avut aceeași compoziție chimică, au fost supuse aceluiași tratament LSP,

epruvetele au avut aceeași formă și dimensiune, iar prelucrarea lor s-a făcut în aceleași

condiții.




Rezultatele obţinute în urma determinării rezistenţei la oboseală, au arătat faptul că

tratamentul de prelucrare prin şoc cu laser are un efect benefic asupra prelungirii perioadei de

viaţă a cordoanelor de sudură ale oţelului inoxidabil 316L.

Figura 4.37 Diagrama Wöhler a cordoanelor de sudură netratate și tratate cu LSP 900

pulsuri/cm2

Din diagrama Wöhler prezentată în figura 4.37 se poate observa faptul că valoarea

tensiunii supuse epruvetelor care rezistă la 106 cicluri crește de la 90 MPa, în cazul epruvetelor

netratate la 120 MPa în cazul epruvetelor tratate cu LSP 900 pulsuri/cm2.

Figura 4.38 Evoluția rezistenței la oboseală la diferite tensiuni aplicate

Conform graficului din figura 4.38 se poate observa că în cazul aplicări unei tensiuni

σa= 120 MPa durabilitatea materialului de cercetat crește aproximativ de 4 ori după aplicarea

tratamentului LSP 900 pulsuri/cm2, iar în cazul aplicării unei tensiuni de 130 MPa

durabilitatea crește de aproximativ 2,7 ori.



4.6. Determinarea rezistenței la coroziune


Coroziunea este un proces de distrugere a materialelor metalice sub acţiunea chimică

sau electrochimică a mediului înconjurător sau a substanţelor cu care acestea vin în contact.

Coroziunea electrochimică este atribuită adesea activităţii unor pile galvanice

microscopice sau de dimensiuni mai mari ai căror anozi realizează distrugerea propriu-zisă pe

anumite porţiuni ale metalului, în timp ce restul suprafeţei funcţionează catodic adică nu se

distruge.

În realitate coroziunea se desfăşoară pe suprafaţa metalului sub forma a două reacţii de

electrod simultane de sens contrar şi cu viteze egale adică legate între ele prin transferul

aceluiaşi număr de electroni, reacţii complet independente una faţă de alta, numite reacţii

electrochimice conjugate. Viteza acestor reacţii depinde în primul rând de potenţialul de

electrod.

Teoria Stern-Geary

Cele mai moderne tehnici de coroziune se bazează pe analizele teoretice ale formei

curbelor de polarizare realizate de Stern şi Geary. Într-un sistem simplu în care nu apare

fenomenul de coroziune, (un sistem necoroziv) conţinând M şi M+ (de ex. un electrod de

cupru într-o soluţie de sare de cupru), la echilibru:

0MeM , (4.10)

exMOMR iii ,, , (4.11)

unde: iR,M este curentul de reducere a lui M+

iO,M este curentul de oxidare a lui M

iex este curentul de schimb.

Dacă se aplică pe metal un potenţial de la o sursă externă şi viteza de reacţie este

controlată de o etapă chimică lentă care necesită o energie de activare:

',

eii exMR , (4.12)

'',

eii exMO , (4.13)

unde η este supratensiunea, diferența dintre potențialul aplicat pe metal și potențialul de

coroziune ( η=Eapp-Ecor ), iar β’ și β

’’ sunt constante. Logaritmând ecuația (4.12) rezultă:

'

lnln ,

exMR ii ,

MRex ii ,lnln'

,

MR

ex

i

i

,

ln' ,

ex

MR

i

i ,log'3,2 ,



ex

MRC

i

i ,log . (4.14)

În urma logaritmării ecuației (4.13)

''

lnln ,

exMO ii ,

exMO ii lnln''

,

,

ex

MO

i

i ,ln'' ,

ex

MO

i

i ,log''3,2 ,

ex

MOA

i

i ,log . (4.15)

unde βC=2,3 β’ si βA=2,3 β

’’.

Comportamentul unei reacții izolate este definit de ecuația lui Tafel [124]:

/3,20

0EEeII , (4.16)

unde:

I = curentul rezultat din reacție,

I0 = curentul de schimb,

E = potențialul de electrod,

E0 = potențialul de echilibru (constant pentru o reacție),

β = constanta reacției Tafel.

Ecuațiile Tafel pentru reacțiile anodică și catodică pot fi combinate, generând astfel

ecuația Butler-Volmer:

c

corr

a

corr EEEE

corr eeII3,23,2

, (4.17)

unde:

I = curentul din celulă [A],

Icorr = curentul de coroziune [A], care se poate calcula cu ecuația Stern-Geary:

cap

cacorr

RI

3,2. (4.18)

E = potențialul electrodului [V],

Ecorr = potențialul de coroziune [V],

a = constanta anodică Tafel [V/decadă],

c = constanta catodică Tafel [V/decadă].

Viteza de coroziune poate fi calculatǎ din curentul de coroziune [125]:

Ad

EWKICR corr

, (4.19)

unde:



CR = viteza de coroziune [miliinci/an (mpy)],

Icorr = curentul de coroziune[A],

K = constantă care definește unitatea pentru viteza de coroziune, K=1,288·105 pentru

mpy,

EW = masa echivalentă [grame/echivalent],

d = densitatea [grame/cm3]

A = aria probei [cm2].


Pregătirea epruvetelor pentru realizarea măsurătorilor de rezistență la coroziune s-a

realizat în patru etape (figura 4.39).

Figura 4.39 Etapele pentru pregătirea probelor de coroziune

Din materialul original s-au tăiat mostre cu suprafața determinată. Astfel s-au obținut

două tipuri de epruvete:

- proba 1 tratată cu 1600 pulsuri/cm2 (S=76,55 mm

2),

- proba 2 tratată cu 900 pulsuri/cm2 (S=38,3 mm

2).

Mostrele au fost găurite pentru a le putea conecta la sârme subțiri din cupru.

Punctul de contact între cupru și oțelul inoxidabil a fost izolat cu rășină izolantă

POXIPOL.

Lițele de cupru au fost înfășurate pe un cablu solid de cupru în vederea obținerii unei

poziții fixe în circuit.

Densitatea ambelor materiale s-a considerat în calcul 7,96 g/cm3.


Pentru realizarea măsurării rezistenței la coroziune s-a pregătit o celulă electrochimică

de 3 electrozi:

- 1) electrodul de lucru – oțelul inoxidabil;

- 2) electrodul de referință – calomel (clorură de mercur) saturat cu NaCl cu

potențial de 242 mV;

- 3) contraelectrodul – o plasă de platină (figura 4.40.a). Mediul utilizat a fost

apa de mare, un mediu agresiv prevăzut în standardele internaționale.



S-a lucrat în sistemul „menisc manual” cu circuitul prezentat în figura 4.40.b.

Pentru măsurători au fost folosite amplificatorul PARC 5210 și potențiostatul PARC

263 A, aflate în dotarea Universidad de Las Palmas de Gran Canaria (figura 4.41).

Figura 4.40 Contraelectrodul din Pt (a) și montajul pentru testul de coroziune (b)

Figura 4.41 Amplificatorul PARC 5210 și potențiostatul PARC 263 A


Odată ce mostrele au fost pregătite, s-a trecut la măsurarea vitezei de coroziune. În

acest scop, probelor li s-au aplicat un baleiaj al potențialului în intervalul ±250 mV față de

potențialul în circuit deschis. Se reprezintă grafic potențialul în funcție de logaritmul

curentului de coroziune.



Figura 4.42 Curba obținută pentru proba 2 (tratată cu 900 pulsuri/cm

2)

Figura 4.43 Curba obținută pentru proba 1 (tratată cu 1600 pulsuri/cm

2):


Curbele obținute au fost modelate statistic cu modelul Stern-Geary, desenându-se

tangentele la curba anodică și catodică în potențialul de coroziune și s-a obținut:



Figura 4.44 Curba modelată modelul Stern-Geary pentru proba tratată cu LSP 900

pulsuri/cm2

Figura 4.45 Curba modelată modelul Stern-Geary pentru proba tratată cu LSP 1600

pulsuri/cm2

Raportând cele două valori obţinute respectiv viteza de coroziune a probei 1 și viteza

de coroziune a probei 2 se poate observa că este un raport de 8,4 ceea ce denotă că, oțelul

tratat cu 900 pulsuri/cm2

se corodează de 8 ori mai repede decât cel cu 1600 pulsuri/cm2.

Aceste rezultate se datorează faptului că tensiunile reziduale induse de LSP 900 scad o

dată cu creşterea în profunzime faţă de cele induse de LSP 1600.

În figura 4.15 (pag. 29), se poate observa la sudare scăderea conținutului de carbon din

zona influențată termic, ceea ce înseamnă că atomii de carbon migrează din ZIT în zona de

fuziune. Aplicând tratamentul LSP cu o rată de puls ridicată, atomii de carbon migrează înapoi în

ZIT, panta curbei conținutului de carbon a probei tratate cu LSP 1600 se reduce comparativ cu cea

tratată cu LSP 900, unde conținutul de carbon este încă ridicat în cusătura sudată. Reducerea

concentrației de carbon în cordonul de sudură explică scăderea vitezei de coroziune pentru probele

tratate cu LSP 1600.



5. Contribuții proprii, concluzii finale, perspective de cercetare,

diseminarea rezultatelor

Rezultatele cercetărilor teoretice şi experimentale, dezvoltate pe parcursul elaborării şi

finalizării tezei au condus la următoarele concluzii:

- S-a evidențiat că parametrii cheie ai procesului de prelucrare prin șoc cu laser (LSP),

respectiv densitatea de putere, dimensiunea și densitatea pulsurilor laser, au o influență

majoră asupra proprietăților mecanice și asupra rezistenței la coroziune.

- Creșterea densității pulsurilor, de la 900 pulsuri/cm2 la 1600 pulsuri/cm

2, s-a dovedit a

fi benefică asupra creșterii rezistenței la coroziune.

- Microstructura materialului cercetat a fost și ea schimbată după aplicarea tratamentului

LSP. Forma și dimensiunile grăunților modificându-se într-un mod satisfăcător, a dus

la o ușoară creștere a microdurității, în special la suprafața materialului.

- Rezistența la oboseală a fost îmbunătățită cu aproximativ 50%. Acest lucru s-a datorat

influenței tensiunilor reziduale de compresiune induse de undele de șoc, provocate de

generarea plasmei între materialul de cercetat, oțelul inoxidabil 316L și stratul limită

utilizat, apa.

- Modificarea formei grăunților precum și creșterea microdurității au avut un efect

benefic asupra rezistenței la oboseală, cunoscându-se faptul că structura colțuroasă a

grăunților fragilizează materialul.

- Prin modificarea rugozității suprafeței de analizat s-a modificat și coeficientul de

frecare.

În urma acestor experimentale, prezenta teză de doctorat permite recomandarea

aplicării tratamentului superficial cu laser prin șoc pentru îmbunătățirea proprietății

cordoanelor de sudură din oțelul inoxidabil 316L la diverse echipamente utilizate în industriile

alimentară, chimică și petrolieră de tipul pompelor, rezervoarelor și a fitingurilor, în special în

zonele cu concentratori de tensiune, solicitate la oboseală. Prin demonstrarea scăderii vitezei

de coroziune după aplicarea LSP asupra îmbinărilor prin sudare între oțeluri inoxidabile, se

poate aplica prezentul tratament superficial și construcțiilor metalice sudate care lucrează în

medii corozive.

Analizând obiectivele propuse precum și rezultatele cercetărilor experimentale

obținute asupra proprietăților mecanice ale cordoanelor de sudură din oțelul austenitic AISI

316 L pe parcursul elaborării tezei de doctorat, se pot sintetiza următoarele contribuții

personale:

- În urma cercetărilor teoretice s-a determinat influența individuală a parametrilor de

proces, asociați tehnologiei de prelucrare prin laser cu șocuri.

- S-au determinat parametrii tratamentului cu laser prin șoc a cordoanelor de sudură din

oțel inoxidabil AISI 316L.

- S-a mărit rezistența la oboseală a cordoanelor de sudură din oțel AISI 316L, conform

diagramei Wöhler.

- S-a realizat îmbunătățirea rezistenței la coroziune, crescând densitatea pulsurilor laser

de la 900 pulsuri/cm2 la 1600 pulsuri/cm

2.

- S-a efectuat o investigare amănunțită a stratului superficial modificat prin LSP,

utilizând microscopia optică, electronică, EDS și determinarea durității.

În urma cercetărilor derulate în cadrul acestei teze s-au identificat noi direcţii de

cercetare:



testarea coroziunii la tratamente LSP aplicate după sudarea oțelurilor inoxidabile

cu diferiți parametri și agenți corozivi;

ridicarea măririi și a rezoluției microscopiei electronice pentru a se releva

mecanismele de formare a dislocațiilor în timpul LSP;

creșterea preciziei de determinare a compoziției chimice, pentru a studia efectul

LSP asupra migrării atomilor în sudură.

Diseminarea rezultatelor tezei

Articole în reviste ISI:

1. Roman, I.B., Tierean, M.H., Ocaña, J.L., Effects of laser shock processing on 316L

stainless steel welds, Journal of Optoelectronics and Advanced Materials, Vol. 15, No.

1 - 2, January – February 2013, ISSN 1454-4164, p. 121–124.

2. Roman, I.B., Tierean, M.H., Ocaña, J.L., Munteanu, C., Microstructural

characterization and friction coefficient after the laser shock processing treatment on

AISI 316 L stainless steel welds, Journal of Optoelectronics and Advanced Materials,

Vol. 15, No. 7 - 8, July – August 2013, p. 645 – 649.

Articole în reviste BDI:

3. Roman, I.B., Banea, A.S., Tierean, M.H., A Review on Mechanical Properties of

Metallic Materials after Laser Shock Processing, Bulletin of the Transilvania

University of Brasov, Vol. 4 (53) No. 2 - 2011 ISSN 2065-2119 (Print), ISSN 2065-

2127 (CD-ROM), Published by Transilvania University Press Brasov, Romania, 2011,

p. 81-86.

Prezentări la conferințe internaționale:

4. Roman, I.B., Tierean, M.H., Baltes, L.S., Mirza Rosca, J., The effect of laser shock

processing on corrosion resistance of stainless steel AISI 316 L, Book of Abstracts,

Fifth International Conference on Advanced Materials and Structures, 24 - 25

October, 2013, Timisoara, pp. 44.

5. Roman Ionuț Bogdan, Tierean Mircea Horia, Laser shock processing and its effects

on mechanical properties of steels: a review; Book of Abstracts, International

Conference BraMat 2013; 28 februarie - 3 martie 2013, Brasov.

Alte lucrări:

6. Galea Adrian, Vas Alexandru Livius, Roman Ionuț, Banea Alexandru, Trif Iacob-

Nicolae; Research on reconditioning welding rotor coal pulverizing MV; International

Conference of Scientific Paper AFASES 2011; Brasov, 26-28 May 2011.

7. Banea Alexandru Stefan, Roman Ionuț Bogdan, Galea Adrian; Study on the influence

of mechanical vibrations alloys properties; International Conference of Scientific

Paper AFASES 2011; Brasov, 26-28 May 2011.

8. Moraru Corina Gabriela (Eşanu), Roman Ionuț Bogdan, Şerban Cornel Eugen;

Microwave sintering of metal-ceramic hybrid composites; International Conference

Advanced Technologies and Materials Ugalmat 2011; Octombrie 21 – 22, 2011

Galati.



Bibliografie (selectivă)

2. Ashby Michael F., Jones David R.H.; Engineering Materials 1, Butterworth-Heinemann, Oxford,

1996.

4. Benxin Wua, Sha Taoa, Shuting Le, Numerical modeling of laser shock peening with femtosecond

laser pulses and comparisons to experiments; Applied Surface Science; 256; (2010); 4376–4382.

5. Berretta Jose Roberto, Wagner de Rossi, Maurıcio David Martins das Neves, Ivan Alves de

Almeida, Nilson Dias Vieira Junior; Pulsed Nd:YAG laser welding of AISI 304 to AISI 420

stainless steels; Optics and Lasers in Engineering; 45; (2007); 960–966.

6. Boarna C., Dehelean D., Arjoca I., Procedee neconventionale de sudare; Editura Facla; Timisoara; 1980.

7. Bobancu, S., Cozma, R., Tribologie. Frecare-Ungere-Uzare, Universitatea din Braşov, 1995.

8. Chang Ye, Sergey Suslov, Bong Joong Kim, Eric A. Stach, Gary J. Cheng, Fatigue performance

improvement in AISI 4140 steel by dynamic strain aging and dynamic precipitation during warm

laser shock peening; Acta Materialia 59; (2011); 1014–1025.

12. Cozma, R., Bobancu, S., Cioc, V., Aparate şi dispozitive pentru determinări tribologice, Editura

„Matrix Rom”, Bucureşti, 2005.

13. Cozma, R., Cioc, V., Tribometru de înaltă precizie cu prizme pentru determinarea coeficienţilor

statici pentru frecare, Simpozionul National cu Participare Internaţională Proiectarea Asistată de

Calculator PRASIC’02, Vol. I – Mecanisme şi Tribologie ISBN 973-635-064-9, Braşov, 2002.

14. Curt A. Lavender, Sung-Tae Hong, Mark T. Smith, Robert T. Johnson, David Lahrman, The effect

of laser shock peening on the life and failure mode of a cold pilger die; Journal of materials

processing technology; 204; (2008); 486–491.

16. Danylenko M.I., Kotko A.V., Characterization of ultrasonically peened and laser-shock peened surface

layers of AISI 321 stainless steel; Surface & Coatings Technology; 202; (2008); 4875–4883.

19. Dumitrescu, C., ş.a. Tratat de știința și ingineria materialelor, Editura AGIR, Bucuresti, Vol.I, II,

III, 2007.

24. Gomez-Rosas G., Rubio-Gonzalez C., Ocaña J.L., Molpeceres C., Porro J.A., Chi-Moreno W., M.

Morales, High level compressive residual stresses produced in aluminum alloys by laser shock

processing; Applied Surface Science; 252; (2005); 883–887.

25. Gomez-Rosasa G., Rubio-Gonzalez C., Ocaña J.L., Molpeceres C., Porro J.A., Morales M.,

Casillas F.J., Laser Shock Processing of 6061-T6 Al alloy with 1064 nm and 532 nm

Wavelengths; Applied Surface Science; 256; (2010); 5828–5831.

26. Guo Y.B., Caslaru R., Fabrication and characterization of micro dent arrays produced by laser

shock peening on titanium Ti–6Al–4V surfaces; Journal of Materials Processing Technology;

211; (2011); 729–736.

27. Gutt, G., s.a., Încercarea şi caracterizarea materialelor metalice, Editura Tehnică, 2000.

32. Hu Y.X., Yao Z.Q., FEM Simulation of residual stresses induced by laser shock with overlapping

laser spots; Acta Metall. Sin.(Engl. Lett.) Vol.21 No.2 pp125-132 April 2008.

33. Hu Yongxiang, Gong Chumming, Yao Zhenqiang, Hu Jun, Investigation on the non-homogeneity

of residual stress field induced by laser shock peening; Surface & Coatings Technology; 203;

(2009); 3503–3508.

36. Hyuntaeck Lim, Pilkyu Kim, Hoemin Jeong, Sungho Jeong, Enhancement of abrasion and

corrosion resistance of duplex stainless steel by laser shock peening; Journal of Materials

Processing Technology 212 (2012) 1347– 1354.

37. Iordachescu Mihaela, Valiente Andrés, Caballero Luis, Iordachescu Danut, Ocaña José Luis, Porro

Juan Antonio, Laser Shock Processing influence on local properties and overall tensile behavior

of friction stir welded joints; Surface & Coatings Technology; 206; (2012); 2422–2429.

39. Kannatey-Asibu Elijah, Jr., Principles of Laser Materials Processing; John Wiley & Sons, Inc.; 2009.

40. Kruusing Arvi, Under water and water-assisted laser processing: Part I general features steam

cleaning and shock processing; Optics and Lasers in Engineering; 41; (2004); 307–327.

41. Kudryavtsev Y., Kleiman J., Lobanov L; Knysh V.; Prokopenko G.; Fatigue life improvement of

welded elements by ultrasonic peening; International Institute of Welding; IIW Document XIII; 2010.

42. Lifang Mei, Genyu Chen, Xiangzhong Jin, Yi Zhang, Qiang Wu, Research on laser welding of

high-strength galvanized automobile steel sheets; Optics and Lasers in Engineering; 47; (2009);

1117–1124.



43. Lim H., Lee M., Kim P., Park J., Jeong S., Laser Peening of Duplex Stainless Steel for the

Application to Seawater Desalination Pump; The 2nd International Conference on Laser Peening,

San Francisco, CA, USA, April, 2010.

44. Lu J.Z., Luo K.Y., Dai F.Z., Zhong J.W., Xu L.Z., Yang C.J., Zhang L., Wang Q.W., Zhong J.S.,

Yang D.K., Zhang Y.K., Effects of multiple laser shock processing (LSP) impacts on mechanical

properties and wear behaviors of AISI 8620 steel; Materials Science and Engineering A; 536;

(2012); 57– 63.

45. Lu J.Z., Luo K.Y., Yang D.K., Cheng X.N., Hu J.L., Dai F.Z., Qi H., Zhang L., Zhong J.S., Wang

Q.W., Zhang Y.K., Effects of laser peening on stress corrosion cracking (SCC) of ANSI 304

austenitic stainless steel; Corrosion Science; (2012).

48. Lu J.Z., Zhang L., Feng A.X., Jiang Y.F., Cheng G.G., Effects of laser shock processing on

mechanical properties of Fe–Ni alloy; Materials and Design 30; (2009); 3673–3678.

51. Luo, K.Y., Lu, J.Z., Zhang, Y.K., et al., Effects of laser shock processing on mechanical properties

and micro-structure of ANSI 304 austenitic steel. In: Materials Science and Engineering A;

(2011).

52. Luxon James T., Parker David E., Industrial Lasers and their applications; Prentice-Hall, Inc.,

Englewood Cliffs, New Jersey; 1985

54. Martín Óscar, Pilar De Tiedra, López Manuel, Manuel San-Juan, García Cristina, Martín Fernando,

Blanco Yolanda, Quality prediction of resistance spot welding joints of 304 austenitic stainless

steel; Materials and Design; 30; (2009); 68–77.

56. Morales M., Ocaña J.L., Molpeceres C., Porro J.A., García-Beltrán A., Model based optimization

criteria for the generation of deep compressive residual stress fields in high elastic limit metallic

alloys by ns-laser shock processing; Surface & Coatings Technology; 202; (2008); 2257–2262.

57. Mordyuk B.N., Milman Yu.V., Iefimov M.O., Prokopenko G.I., Silberschmid V.V., Danylenko

M.I., Kotko A.V., Characterization of ultrasonically peened and laser-shock peened surface layers

of AISI 321 stainless steel; Surface & Coatings Technology; 202; (2008); 4875–4883.

59. Ocaña J. L., Morales M., Molpeceres C., Porro J.A., Grum J., Zupancic M., Laser Shock

Processing as a method for surface properties modification of metallic materials; ICSP9: Shot

peening; 466-471.

60. Ocaña J.L. , Morales M., Garcıa-Ballesteros J.J., Porro J.A., Garcıa O., Molpeceres C., Laser shock

microforming of thin metal sheets; Applied Surface Science; 255; (2009); 5633–5636.

61. Pǎunescu Gabriela, Laserul şi aplicaţiile lui, 2010, ISBN 978-973-0-08215-9.

63. Peyre P., Carboni C., Forget P., Beranger G., Lemaitre C., Stuart D.; Influence of thermal and

mechanical surface modifications induced by laser shock processing on the initiation of corrosion

pits in 316L stainless steel; J. Mater. Sci. 42; (2007); 6866–6877.

64. Peyre P., Scherpereel X., Berthe L., Carboni C., Fabbro R., Beranger G., Lemaitre C., Surface

modifications induced in 316L steel by laser peening and shot-peening. Influence on pitting

corrosion resistance; Materials Science and Engineering A280 (2000) 294–302.

65. Popescu Claudia Laurentia, Popescu Mihai Octavian, Electrotehnologii. Principii si aplicatii;

Editura MatrixRom; Bucuresti; 1997.

66. Poprawe Reinhart, Tailored Light 2, Laser Application Technology; Springer-Verlag Berlin

Heidelberg; 2011.

67. Rankin Jon, Effect of Laser Peeningon Fatigue Life in an Arrestment Hook Shank Application for

Naval Aircraft; Second International Laser Peening Conference; April 19; 2010; San Francisco

CA.

69. Ren X.D., Jiang D.W., Zhang Y.K., Zhang T., Guan H.B., Qian X.M., Effects of laser shock

processing on 00Cr12 mechanical properties in the temperature range from 25 0C to 600

0C;

Applied Surface Science; 257; (2010); 1712–1715.

70. Ren X.D., Zhang T., Zhang Y.K., Jiang D.W., Yongzhuo H.F., Guan H.B., Qian X.M., Mechanical

properties and residual stresses changing on 00Cr12 alloy by nanoseconds; Materials Science and

Engineering; A 528; (2011); 1949–1953.

73. Roman, I.B., Banea, A.S., Tierean, M.H., A Review on Mechanical Properties of Metallic

Materials after Laser Shock Processing, Bulletin of the Transilvania University of Brasov, Vol. 4

(53) No. 2 - 2011 ISSN 2065-2119 (Print), ISSN 2065-2127 (CD-ROM), Published by

Transilvania University Press Brasov, Romania, 2011, p. 81-86.



74. Roman, I.B., Tierean, M.H., Baltes, L.S., Mirza Rosca, J., The effect of laser shock processing on

corrosion resistance of stainless steel AISI 316 L, Book of Abstracts, Fifth International

Conference on Advanced Materials and Structures, 24-25 October, 2013, Timisoara, pp. 44.

75. Roman, I.B., Tierean, M.H., Ocaña, J.L., Effects of laser shock processing on 316L stainless steel

welds, Journal of Optoelectronics and Advanced Materials, Vol. 15, No. 1 - 2, January –

February 2013, ISSN 1454-4164, p. 121–124.

76. Roman, I.B., Tierean, M.H., Ocaña, J.L., Munteanu, C., Microstructural characterization and friction

coefficient after the laser shock processing treatment on AISI 316 L stainless steel welds, Journal of

Optoelectronics and Advanced Materials, Vol. 15, No. 7 - 8, July – August 2013, p. 645 – 649.

77. Rubio-González C., Felix-Martinez C., Gomez-Rosas G., Ocaña J.L., Morales M., Porro J.A.,

Effect of laser shock processing on fatigue crack growth of duplex stainless steel; Materials

Science and Engineering A; 528; (2011); 914–919.

78. Rubio-Gonzalez C., Garnica-Guzman A., Gomez-Rosas G., Relaxation of residual stresses

induced by laser shock processing; Revista Mexicana de fizicǎ; 55; (4); 256–261.

79. Rubio-Gonzalez C., Ocaña J.L., Gomez-Rosas G., Molpeceres C., Paredes M., Banderas A., Porro

J., Morales M., Effect of laser shock processing on fatigue crack growth and fracture toughness of

6061-T6 aluminum alloy; Materials Science and Engineering A 386 (2004) 291–295.

80. Ruiz de Lara Leonardo, Díaz Muñoz, M., Porro González, J.A., Ocaña Moreno, J.L., Development

and Application of Methods of Evaluating the Effect of Shock Waves Generated by Laser on

the Fatigue Life of Metallic Alloys. Advanced Manufacturing Technologies 3rd International

Seminar; 29 September 2011; Madrid.

81. Sakino Yoshihiro et. al., Application of laser penning to fatigue of steel bridges; Second

International Laser Peening Conference; April 19; 2010; San Francisco CA.

83. Sano Yuji, Development and Applications of Laser Peening System for Field Operation; The First

International Conference on Laser Peening; December 15 - 17, 2008; Houston, Texas, USA.

84. Shi Yan, Zhang Hong, Takehiro Watanabe, Tang Jingguo; CW/PW dual-beam YAG laser welding

of steel/aluminum alloy sheets; Optics and Lasers in Engineering; 48; (2010); 732–736.

89. Steen William M., Mazumder Jyotirmoy; Laser Material Processing, 4th Edition; Springer-Verlag

London Limited; 2010.

95. Voiculescu I., Rontescu C., Dondea L. I., Metalografia îmbinărilor sudate, Editura Sudura

Timisoara, ISBN 798-973-8359-58-1.

96. Vural Murat, Akkus Ahmet, On the resistance spot weldability of galvanized interstitial free steel

sheets with austenitic stainless steel sheets; Journal of Materials Processing Technology; 153–

154; (2004); 1–6.

97. Webb Colin E., Julian D. C. Jones, Handbook of Laser Technology and Applications, Volume II:

Laser Design and Laser System; Institute of Physics Publishing Bristol and Philadelphia; 2004.

100. Zhang L., Luo K.Y., Lu J.Z., Zhang Y.K., Dai F.Z., Zhong J.W., Effects of laser shock processing

with different shocked paths on mechanical properties of laser welded ANSI 304 stainless steel

joint; Materials Science and Engineering A 528 (2011) 4652–4657.

101. Zhang Y.K., Lu J.Z., Ren X.D., Yao H.B., Yao H.X., Effect of laser shock processing on the

mechanical properties and fatigue lives of the turbojet engine blades manufactured by LY2

aluminum alloy; Materials & Design; 30; May 2009; 1697–1703.

103. Zhang, Y., You, J., Lu, J., et al., Effects of laser shock processing on stress corrosion cracking susceptibility

of AZ31B magnesium alloy. In: Surface & Coatings Technology; 204; (2010); 3947–3953.

108. ***ASM International Handbook, Friction, Lubrication, and Wear Technology, Volume 18 of the

ASM Handbook, 1992, ISBN 0-87170-380-7.

113. ***ASM International Handbook, Nondestructive Evaluation and Quality Control, Volume 17 of

the Handbook, 1997, ISBN 0-87170-007-7.

114. ***ASM International Handbook, Surface Engineering, Volume 5 of the Handbook, 1994, ISBN

0-87170-377-7.

123. ***American Welding Society; Welding Handbook Seventh edition, Volume 4, Metals and their

Weldability; 1997; Miami; ISBN 0-87171-218-0.

124. http://www2.mtec.or.th/th/research/famd/corro/electrochem.html#Review of the Electrochemical

Basis of Corrosion

125. http://metals.about.com/od/Corrosion/a/Corrosion-Rate-Calculator.htm

http://metals.about.com/od/Corrosion/a/Corrosion-Rate-Calculator.htm



REZUMAT

Teza intitulată „Cercetări privind aplicarea tratamentului superficial de șoc cu laser

după sudarea oțelului AISI 316L” abordează un domeniu tehnic în continuă dezvoltare pe

plan mondial, respectiv îmbunătățirea proprietăților materialelor metalice prin aplicarea

tratamentelor superficiale.

Scopul principal al tezei de doctorat îl constituie îmbunătățirea proprietăților

cordoanelor de sudură din oțel inoxidabil AISI 316L, cȃt și determinarea parametrilor

necesari efectuării acestor îmbunătățiri.

În urma cercetărilor experimentale efectuate în decursul realizării tezei de doctorat,

rezultatele au demonstrat beneficiile precum și utilitatea aplicării tratamentului de prelucrare

cu laser prin șoc după sudarea cu laser a oțelului AISI 316L.

Rezultatele au arătat o bună creștere a rezistenței la oboseală precum și a rezistenței la

coroziune în urma aplicării tratamentului superficial cu laser prin șoc.

Cuvinte cheie: tratament superficial, prelucrare cu laser prin șoc, oțel inoxidabil, sudare

ABSTRACT

The PhD thesis called „Researches concerning the application of laser shock

processing after welding process of 316L steel” approaches a technical domain in a

continuous development worldwide, namely the improving of material properties of metallic

materials using surface treatments.

The main goal of the thesis is the improvement of mechanical properties of 316L

stainless steel welds and determination of parameters needed to perform these improvements.

Following the experimental research undertaken within this thesis, the results

demonstrated the benefits and the utility of laser shock processing (LSP) on AISI 316L

welds.

The results show a great improvement of fatigue life and corrosion resistance after

LSP surface treatment.

Key words: surface treatment, laser shock processing, stainless steel, welding



Ionuț B. Roman

Data nașterii: Martie 7, 1984

Naționalitate: Romȃnă

Adresa: Drumul Cernatului, nr 28, cod 500408, Brașov, România

Telefon: +40 727 951682, E-mail: [email protected]

Limbi vorbite: Româna, Engleza (nivel mediu)

EDUCAȚIE:

Doctorand, Universitatea Transilvania din Brașov (2010-2014)

cercetări privind ingineria materialelor și sudării;

cursuri privind folosirea echipamentelor de laborator;

cursuri relevante cu privire la gestionarea resurselor și a proiectelor de cercetare, a

legislației și a eticii în tehnologii de cercetare, informațiile științifice în cercetarea

științifică;

stagiu extern la Centro Laser; Universidad Politecnica de Madrid, Spania, opt luni,

2011-2012.

Inginer în Utilajul și tehnologia sudării, Facultatea de Știința și Ingineria Materialelor,

Universitatea Transilvania din Brașov (2003-2009)

REALIZǍRI REPREZENTATIVE:

membru în comitetul de organizare al 7th

International Conference on Advanced

Materials ROCAM 2012, August 28-31, 2012;

două articole publicate în reviste ISI, prim autor;

un articol publicat în revistă BDI, prim autor;

două lucrări prezentate la conferințe internaționale, prim autor;

trei lucrări prezentate la conferințe internaționale, coautor;

membru în echipa de cercetare a contractului FP7 „Magnetic Sorting and Ultrasound

Sensor Technologies for Production of High Purity Secondary Polyolefins from

Waste”, 2011.



Ionuț B. Roman

Date of birth: March 7, 1984

Nationality: Romanian

Address: 28 Drumul Cernatului, 500408 Brasov, Romania

Cell phone: +40 727 951682, E-mail: [email protected]

Spoken languages: Romanian, English (independent user level)

EDUCATION:

Ph.D. student, Transilvania University of Brasov, Romania (2010-2014)

research on materials engineering and advanced welding;

training on the using of laboratory equipment;

relevant courses on resource management and management of research projects,

legislation and ethics in scientific research, information technologies in scientific

research;

external placement at Centro Laser; Universidad Politecnica de Madrid, Spain, eight

months, 2011-2012.

Welding Equipment and Technologies Engineer, Materials Science and Engineering Faculty,

Transilvania University of Brasov, Romania (2003-2009)

REPRESENTATIVE ACCOMPLISHMENTS:

member of the organizing committee of the 7th

International Conference on

Advanced Materials ROCAM 2012, August 28-31, 2012;

two published papers in ISI journals, first author;

one published paper in BDI journal, first author;

two presentations at international conferences, first author;

three presentations at international conferences, co-author;

member of the research team on the FP7 contract „Magnetic Sorting and Ultrasound

Sensor Technologies for Production of High Purity Secondary Polyolefins from

Waste”, 2011.

-DD Universit Universitatea Transilvania din Brasovold.unitbv.ro/Portals/31/Sustineri de...

Documents

Transcript of -DD Universit Universitatea Transilvania din Brasovold.unitbv.ro/Portals/31/Sustineri de...