Saldatura laser di giunti dissimili di leghe Al5754

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Saldatura laser di giunti dissimili di leghe Al5754
Saldatura laser di giunti dissimili di leghe Al5754-H111 e
Ti6Al4V
Giuseppe Casalino, Michelangelo Mortello
Abstract
La necessità di strutture sempre più leggere e resistenti richiede spesso l’integrazione di leghe
metalliche diverse messe in opera mediante opportune tecniche di giunzione. La giunzione di
acciaio e leghe d’alluminio nel settore automotive e quello delle leghe di titanio e d’alluminio in
quello aerospace riveste un ruolo importante nello sviluppo di progetti innovativi in termine di
performance e sostenibilità ambientale. La tecnologia di saldatura mediante fascio laser promette di
essere tra quelle di maggiore impatto nel raggiungimento di giunti defect-free.
In questo lavoro mediante il processo di saldatura laser sono stati ottenuti giunti di testa costituiti da
lamierini di leghe di titanio e d’alluminio con spessori differenti. Sono state utilizzate piastre da 3
mm in lega di alluminio Al5754-H111 e piastre in lega di titanio Ti6Al4V da 2 mm. Ai fini di
prevenire il degrado a cui è sottoposta la lega di alluminio a seguito dell’interazione col fascio laser
e ai fini di favorire una maggiore stabilità al processo, le lavorazioni sono state condotte
focalizzando la sorgente sulla lega di titanio in prossimità dell’interfaccia tra i due materiali.
1. Introduzione
1.1 Cenni introduttivi agli assemblaggi eterogenei
La combinazione di materiali differenti finalizzata alla costituzione di strutture eterogenee
performanti in grado di operare in condizioni chimiche, fisiche e meccaniche variabili nell’ambiente
di esercizio può essere realizzata attraverso le giunzioni dissimili. Esse consistono in strutture
assemblate, qualitativamente accettabili secondo criteri di valutazione dei giunti, costituite da due o
più materiali differenti. Negli ultimi anni, le aziende operanti nel settore aeronautico e
automobilistico hanno rivolto particolari attenzioni a questo tipo di giunto, in riferimento a quelle
applicazioni per le quali è richiesto che le strutture presentino simultaneamente caratteristiche
eterogenee in varie parti di esse. Per la creazione di tali assemblaggi dissimili si è ricorso dapprima
a tecnologie di giunzione di tipo meccanico, quali clinciatura e rivettatura, che non presentano una
stringente richiesta di compatibilità tra le proprietà termofisiche dei differenti materiali. Tuttavia, ai
fini di evitare l’utilizzo di elementi additivi (quali i rivetti) che produrrebbero un aumento del peso
della struttura e garantire versatilità e incremento della capacità produttiva del processo di
assemblaggio, si è valutata la possibilità di realizzare tali giunti attraverso tecniche di saldatura.
Sono stati condotti diversi studi sull’ottimizzazione del processo di saldatura per la realizzazione di
giunti dissimili. In particolare, le leghe dissimili di alluminio e di titanio sono leghe leggere
fortemente impiegate nel settore aeronautico per la realizzazione di componenti meccanici e
pannelli di rivestimento. La necessità di realizzazione di giunti eterogenei di alluminio e di titanio
nasce dalla presenza, in ambito aeronautico e spaziale, di ambienti nei quali le condizioni
meccaniche, fisiche e chimiche variano nello spazio di lavoro in modo tale che un materiale (quali
titanio o alluminio) risulta più adeguato in alcune parti piuttosto che in altre. Considerate
distintamente, le leghe di titanio e di alluminio hanno vantaggi tali da essere impiegate in una vasta
gamma di applicazioni. In particolare, le leghe di alluminio presentano un’elevata duttilità, una
bassa densità, buona riciclabilità e basso costo. Le leghe di titanio, invece, presentano elevatissima
resistenza specifica, resistenza alla corrosione e resistenza all’usura. Tuttavia, dato che tali leghe si
differenziano sotto il profilo chimico, fisico, meccanico e tecnologico, la saldabilità di giunti saldati
dissimili Al-Ti ne risulta fortemente compromessa. Principalmente, la qualità di tali giunti è
inficiata dai seguenti fattori:





Fragilità dei composti intermetallici. Tali composti generati all’interfaccia e in prossimità di
essa (soprattutto TiAl e TiAl3) presentano una buona resistenza e durezza ma
compromettono le proprietà meccaniche del giunto a causa della scarsa duttilità.
Difetti geometrici, cricche e inclusioni gassose. Trattandosi di processi di saldatura per
fusione l’insorgenza delle difettosità persiste anche nel caso di giunti eterogenei.
Mescolamento di materiale in prossimità dell’interfaccia. I moti di materiale fuso
avvengono secondo varie direzioni in funzione dei gradienti termici generati. Di
conseguenza i materiali si mescolano in corrispondenza della zona di giunzione. Ciò
comporta sia un ampliamento della zona intermetallica che la presenza di una delle due
leghe originarie nel lato opposto del giunto. Tale mescolamento, dunque, conferisce
disomogeneità metallurgiche e anisotropie.
Ripetibilità. Il processo di saldatura comporta fenomeni aleatori molto complessi dei quali
non è possibile determinare con precisione l’esito, quali ad esempio la fusione e
vaporizzazione del metallo, il trasferimento di calore, la formazione delle specie chimiche
nel processo di solidificazione. Tali fenomeni, inoltre, interagiscono tra loro e rendono
impossibile definire con certezza a priori il risultato del processo.
Misurazione e controllo. Si consideri che le grandezze geometriche coinvolte sono
nell’ordine dei micron e, pertanto, anche scostamenti apparentemente ridotti possono avere
risvolti deleteri sul giunto. Per poter gestire accuratamente piccole grandezze occorre poter
contare su adeguata strumentazione e procedure di misurazione e controllo.
1.2 Valutazione delle problematiche di interazione laser-materia
Nonostante i processi di saldatura laser per giunti di testa siano stati generalmente condotti
focalizzando la sorgente lungo la linea di separazione delle due piastre, i fattori appena evidenziati
rendono inadeguata questa procedura nel coso specifico dei giunti dissimili. Essa, infatti, acuirebbe
le problematiche descritte comportando una scarsa qualità dei giunti realizzati, sia sotto un profilo
geometrico che meccanico. La ricerca si è orientata sullo studio della focalizzazione del fascio laser
e dell’apporto termico specifico introdotto nella zona di giunzione, ai fini di ottimizzare
qualitativamente i risultati conseguibili. Innanzitutto, dunque, si è ritenuto indispensabile analizzare
le problematiche di saldabilità riscontrate nella conduzione del processo sui singoli materiali,
ovvero sulle leghe di alluminio e sulle leghe di titanio, in modo tale da evincere indicazioni
significative sulla procedura ottimale da condurre per la realizzazione di giunti dissimili.
a) Saldatura laser di leghe di allumino.
La saldabilità delle leghe di alluminio attraverso l’utilizzo di sorgenti laser è fortemente
compromessa a causa delle caratteristiche termo-fisiche del materiale. L’elevata riflettività alle
lunghezze d’onda del fascio laser riduce drasticamente il rapporto tra l’energia assorbita dal
materiale e quella erogata dalla sorgente. Inoltre, l’elevata diffusività termica favorisce la diffusione
del calore nel pezzo impedendo che esso permanga in corrispondenza della zona di giunzione. Tali
due aspetti, oltre a costituire fattori di perdita di energia termica (e quindi causare dispendio
economico di energia elettrica), compromettono la stabilità del key-hole. Infatti, ai fini della
generazione e stabilità di quest’ultimo è importante che si sviluppi nel materiale un’ottimale densità
di energia termica. Il collasso del key-hole, la cui stabilità è legata all’equilibrio meccanico, fisico e
chimico tra plasma e metallo liquido, riduce le profondità di penetrazione, favorisce difetti
geometrici, priva il processo di ripetibilità e promuove la formazione di porosità. Infatti, a seguito
del collasso, il fascio laser incide sulle pareti di liquido e, conseguentemente, si generano flussi di
metallo fuso a causa dell’irradiazione diretta e della pressione esercitata dal metallo evaporato. Tale
evaporazione, unitamente all’inglobamento dei gas atmosferici e di protezione, comporta la
formazione dei bubbles e, quindi, delle porosità. Inoltre, la presenza del magnesio condiziona
negativamente il processo perché incrementa l’ossidabilità della lega allo stato fuso. L’allumina
così costituita presenta un più elevato punto di fusione ed una maggiore massa volumica rispetto
alla lega fusa. Di conseguenza, costituisce uno strato che limita il trasferimento del calore e, in
parte, precipita nella struttura sottoforma di difetto, favorendo fenomeni corrosivi.
b) Saldatura laser di leghe di titanio.
Per quanto riguarda le leghe di titanio, invece, si verifica che, a temperature superiori a circa 500
°C, la solubilità dei gas atmosferici nella lega aumenta sensibilmente. Pertanto, a causa della
condizione di elevata reattività chimica, tali gas tendono ad essere assorbiti comportando la
generazione di inclusioni, strutture fragili e ossidazione superficiale. Tuttavia, la progettazione di
adeguato sistema di protezione e la determinazione di ottimali parametri fluidodinamici riducono
sensibilmente tali fenomeni e comportano un significativo aumento della qualità del giunto
realizzato. Per quanto concerne la generazione del key-hole e il mantenimento della relativa
condizione di equilibrio, invece, si registra che, differentemente da quanto descritto nel caso di
leghe di alluminio, la maggiore affinità del fascio laser con il materiale e la più bassa diffusività di
quest’ultimo favoriscono il trasferimento di calore nella zona di giunzione. Inoltre, nei materiali con
maggiore tensione superficiale la stabilità del processo è incrementata perché i vapori prodotti
vengono espulsi verso la zona superiore. Tali aspetti si ripercuotono nella maggiore ripetibilità e
qualità del processo.
c) Saldatura laser di giunti eterogenei alluminio-titanio.
Alcuni studi sono stati condotti sull’ottimizzazione del processo di saldatura laser per la
realizzazione di giunti dissimili Al-Ti. Tuttavia, essi sono stati condotti, generalmente, sotto forma
di brasatura, adottando filo d’apporto, pre-trattando con cianfrinatura e focalizzando la sorgente
laser sull’alluminio, il quale presenta un più basso punto di fusione rispetto al titanio. Tuttavia, sulla
base di quanto evidenziato, per poter minimizzare la difettologia dei giunti e limitare le
problematiche intrinsecamente legate al processo, risulta più consono focalizzare la sorgente laser
sulla lega di titanio, garantendo una maggiore stabilità al processo. Pertanto, diversamente da
quanto riscontrato in lavori antecedenti, questo studio è stato condotto focalizzando la sorgente
laser sulla superficie superiore della lega di titanio, ad una certa distanza dall’interfaccia tra i due
lembi. Di conseguenza, l’energia introdotta produce il key-hole di saldatura proprio sulla lega di
titanio, ove è favorita la sua stabilità. La giunzione è così generata dal calore pervenuto
all’interfaccia per conduzione dal key-hole di saldatura. Tale quantità di calore all’interfaccia,
infatti, promuove la formazione dei legami intermetallici e la conseguente saldatura delle piastre. In
funzione dei parametri di processo adottati la conformazione geometrica e metallurgica della zona
alterata è variata. In questo studio l’eterogeneità dei giunti non è derivata soltanto dall’impiego di
materiali differenti. Si sono utilizzati, infatti, spessori differenti delle piastre allo scopo di
uniformare in tutta la struttura i livelli di carico di resistenza (in termini di forza resistente anziché
di sollecitazione). Trattandosi di uno studio preliminare si sono trascurati fenomeni di stress
aggiuntivo legati alla geometria dei provini di trazione. I risultati hanno confermato le
considerazioni fatte in merito alla focalizzazione della sorgente sulla lega di titanio. Le differenti
modalità di conduzione del processo sono state analizzate allo scopo di evidenziare gli aspetti
peculiari di ciascuna modalità. L’analisi condotta, nonostante il numero ridotto i campioni
analizzati, ha fornito interessanti indicazioni sull’ottimizzazione del processo. La figura ……
2. Procedura sperimentale
2.1 Proprietà dei materiali
Sono stati realizzati giunti di testa a partire da piastre di lega di Titanio Ti6Al4V e lega di
Alluminio Al5754 aventi rispettivamente spessore di 2 e 3 mm. Nelle tabelle 1, 2, 3 e 4 sono
indicate le composizioni chimiche e le caratteristiche meccaniche e termofisiche delle leghe
utilizzate.
Al 5754
Si
Fe
Cu
Mn
Mg
Cr
Zn
Ti
Al
0.40
0.40
0.10
0.50
2.6-3.6
0.30
0.20
<0.15
balance
Tabella 1: Composizione chimica della lega Al5754
Ti6Al4V
C
Fe
N2
O2
Al
V
H2
Al
<0.08
<0.25
<0.05
<0.2
5.5
3.5
<0.0375
Balance
Tabella 2: Composizione chimica della lega Ti6Al4V
UTS [MPa]
YS [MPa]
E [GPa]
A%
HV
Ti6Al4V
460
276
105
20
145
Al5754
230
80
68
17
62
Tabella 3: Caratteristiche meccaniche delle leghe impiegate
K [W/(m.K)]
Tm [k]
ρ [g/ cm 3]
Ti6Al4V
17
1930
4.51
Al5754
147
870
2.66
Tabella 4: Caratteristiche termofisiche delle leghe impiegate
Lo scopo, come già evidenziato, è stato la realizzazione di un giunto dissimile Al-Ti tendente, nel
contempo, a omogenee caratteristiche di resistenza ai carichi esterni di trazione (in termini di forza)
in ogni parti del componente assemblato. Ciò è stato realizzato attraverso la focalizzazione della
sorgente laser sulla lega di Titanio, imponendo una certa distanza tra l’interfaccia di separazione tra
i due metalli e il centro dello spot (laser offset) e interponendo una lastra sottile di 0.5 mm tra il
supporto e la piastra di titanio. La figura 1 rappresenta schematicamente la configurazione
geometrica di lavoro.
Figura 1: Configurazione geometrica di lavoro
Lo studio è stato svolto per valori costanti di laser offset (1 mm). Come già anticipato, si è condotto
il processo secondo 2 diverse modalità, in funzione del solo apporto termico specifico fornito dalla
sorgente:
a) Condizione di interazione solido-liquido.
Rappresentata in figura 2, viene realizzata adottando dei valori di apporto termico specifico
relativamente bassi. In questo modo la fusione della lega di titanio, derivante dall’azione del
key-hole di saldatura e dalla conduzione di calore, investe parti di materiale sufficientemente
lontane dalle superfici di accostamento tra le piastre da non provocare fusione di metallo in
prossimità dell’interfaccia. In questa zona, tuttavia, la quantità di calore trasmessa sarà
sufficiente ad alterare termicamente la lega. Inoltre, sarà indotta una diffusione di titanio nella
lega di alluminio attraverso l’interfaccia e la formazione di composti intermetallici che
costituiscono la giunzione eterogenea. La lega di alluminio in prossimità dell’interfaccia, a
causa del calore trasmesso e della presenza delle lamelle di titanio diffuse, invece, sarà soggetta
a fusione. Il calore nella zona di giunzione, infatti, insufficiente a fondere la lega di titanio
produce una temperatura superiore a quella di fusione nella lega di alluminio. In conclusione, si
registra un’interazione tra la ZTA del titanio, allo stato solido, e la ZF dell’alluminio, allo stato
liquido.
b) Condizione di interazione liquido-liquido.
Rappresentata in figura 3, viene realizzata adottando valori relativamente elevati di apporto
termico specifico. Anche in questo caso il key-hole generato nella lega di titanio, unitamente ai
fenomeni di conduzione di calore, provoca la fusione della lega. In questo caso, però, la fusione
non è limitata a zone distanti dalle superfici di accostamento dei lembi e quindi raggiunge
l’interfaccia metallica generando una geometria curvilinea e provocando mescolamento di
materiale. La quantità di calore nella zona di giunzione fonde anche la lega di alluminio e
produce un’interazione tra leghe fuse di alluminio e di titanio.
Figura 2: Condizione di saldo-brasatura
Figura 3: Condizione di saldatura
2.2 Attrezzatura sperimentale
È stato utilizzato un sistema laser in fibra Ytterbium Laser System (IPG YLS-4000), avente una
massima potenza erogabile pari a 4 kW. La sorgente laser è stata trasmessa in attraverso una fibra di
diametro pari a 200 μm, con un beam parameter product (BPP) pari a 6.3?? mm*mrad. Il fascio
laser, avente una lunghezza d’onda di 1070.6 nm, è stato focalizzato in regime continuo da una
lente di distanza focale di 250 mm producendo un diametro dello spot di 0.4 mm sulla superficie del
pezzo. La distribuzione di potenza erogata nello spot approssima un andamento di tipo gaussiano.
Argon ed Elio sono stati impiegati come gas di protezione, rispettivamente per le superfici superiore
ed inferiore del giunto. Infatti, l’elio presenta un peso specifico inferiore a quello dell’aria
atmosferica e tale condizione favorisce fluidodinamicamente la protezione del bagno fuso posto
superiormente ai canali di adduzione. L’argon, invece, ha un peso specifico superiore e, quindi, la
sua adduzione sulla parte superiore del bagno garantisce una sufficiente copertura. Si consideri che
il comportamento del key-hole è strettamente correlato alla generazione del plasma metallico, a sua
volta correlato al potenziale di ionizzazione dei gas di protezione. Argon ed elio, i quali presentano
un più basso potenziale di ionizzazione, favoriscono la formazione del plasma e la stabilità del keyhole, nonostante tale effetto sia più contenuto nel caso di adozione di laser in fibra. Una portata
volumetrica di 10 l/min per ciascun gas di protezione è stata ripartita in più parti tramite valvole a
tre vie e distribuita lungo un sistema di tubi in PE di sezione circolare con diametro di 0.5 pollici. 2
tubi che trasportano l’elio sono posti lungo le scanalature del supporto lungo al direzione di
saldatura, mentre 3 tubi che trasportano l’argon sono stati disposti trasversalmente alla linea di
giunzione ed accoppiati ad una dima alloggiata sulle piastre. Quest’ultima, la cui geometria è
presentata in figura 4, è stata progettata fluidodinamicamente per ridurre turbolenze nel bagno fuso
e presenta un’asola scanalata per simulare una camera di protezione e fori per l’accoppiamento con
i tubi. La figura 5 presenta la testa della macchina saldatrice, il sistema di ancoraggio e il sistema di
adduzione dei gas di protezione.
Figure 4, 5: Sistema di saldatura
Prima di eseguire le lavorazioni, data la criticità degli accostamenti tra le due piastre ai fini della
formazione e dell’estensione delle strutture intermetalliche, le superfici di accostamento sono state
preparate attraverso taglio alla troncatrice metallografica (velocità di taglio 2 mm/s) e spianatura
con carta-vetrata (granulometria 300 grift). In seguito, per un’ottimale analisi microstrutturale delle
sezioni trasversali, i corrispondenti provini metallografici sono stati inglobati, lappati e attaccati con
una soluzione chimica ai reagenti di Keller (1% HF, 1.5% HCl, 2.5% HNO3 and 95% H2O). Per
l’analisi microstrutturale si è ricorso sia al microscopio ottico OM che al microscopio elettronico
SEM. In alcune zone in prossimità dell’interfaccia è stata analizzata la composizione chimica
attraverso l’impiego dell’EDS. Per quanto concerne la caratterizzazione meccanica si è impiagata
una macchina di trazione INSTRON 5881, adottando uno strain rate di 10-4 s-1. Per ogni
assemblaggio sono stati ricavati due provini di trazione. Le superfici di frattura sono state
caratterizzate attraverso ispezione al microscopio elettronico SEM. infine è stato rilevato un profilo
di microdurezza Vickers in corrispondenza dello spessore medio della sezione trasversale. Si è
utilizzato un carico di 200 gf ed un passo tra due impronte successive di 0.25 mm.
2.3 Parametri di processo
La tabella 5 mostra i parametri di processo adottati per l’esecuzione dell’analisi. È indicata anche
l’energia di linea, definita come rapporto tra potenza erogata e velocità di saldatura, in modo tale da
rendere esplicito il valore di apporto termico specifico introdotto per ogni condizione di saldatura.
La scelta dei parametri di processo, che costituiscono il piano sperimentale definito, derivano da
ricerche sulla saldatura laser del Titanio e da prove preliminari.
sample
Power [W]
Welding speed [mm/min]
Lineic energy [J/mm]
s1
1200
1000
70.6
s2
1200
2000
35.3
s3
1500
2500
35.7
s4
1500
3000
30.0
Tabella 5: Parametri di processo adottati
3. Risultati
3.1 Ispezione dei giunti
Le figure 5a e 5b rappresentano rispettivamente la superficie superiore ed inferiore di un giunto
realizzato. Si badi come, grazie all’opportuno sistema di protezione adottato, i livelli di ossidazione
superficiale del cordone siano molto bassi. Inoltre, i cordoni risultano ristretti, omogenei e con un
basso contenuto di difettosità geometrica. Anche il quantitativo si spatter sulla superficie superiore è
estremamente ridotto. La colorazione nera in prossimità del key-hole deriva dalla vaporizzazione e
condensazione di nano-particelle prodotte, in regime di key-hole, dall’interazione tra i materiali, gas
atmosfericie gas di protezione.
Figura 5a: Superficie superiore del giunto
Figura 5a: Superficie inferiore del giunto
3.2 Caratterizzazione microstrutturale e analisi chimica
Le figure 6 e 7 rappresentano la sezione trasversale dei provini 1 e 4 rispettivamente. Come
evidenziato in tabella 5 i due giunti sono stati ottenuti attraverso valori molto differenti di energia di
linea. Si noti che, in riferimento al provino 1, la zona fusa di Titanio ha raggiunto, lungo tutto lo
spessore del giunto, l’interfaccia metallica rendendo quest’ultima curvilinea. Tale condizione è
determinata dall’elevata energia di linea impiegata e costituisce la condizione di saldatura esplicata
in precedenza. Nel caso del provino 4, invece, i livelli di energia di linea introdotta risultano
significativamente più bassi (meno della metà) e ciò ha comportato la generazione di un’interfaccia
metallica lineare, caratterizzata dalla prossimità della ZTA di Titanio con l’Alluminio fuso per
conduzione di calore. Tale condizione corrisponde alla condizione di saldo-brasatura evidenziata in
precedenza.
Figura 6: Sezione trasversale del provino 1
Figura 7: Sezione trasversale del provino 4
Sempre in riferimento ai provini 1 e 4, le figure 8 e 9 rappresentano le immagini rilevate al
microscopio ottico con un fattore di ingrandimento di 50x. In tali immagini è possibile osservare
con maggiore chiarezza quanto già discusso in merito alle diverse tipologie di interfaccia generata.
Inoltre, è evidente la struttura della lega di Titanio. Il provino 1 presenta, in prossimità
dell’interfaccia metallica curvilinea, la ZF di Titanio, con struttura aciculare martensitica α1 e grani
allungati β nella direzione del flusso termico. Il provino 4, invece, presenta in prossimità
dell’interfaccia lineare strutture globulari equiassiche, tipiche della zona ZTA.
Figura 8: Sezione trasversale del provino 1 (50x)
Figura 9: Sezione trasversale del provino 4 (50x)
Le immagini nelle figure 10 e 11 sono state ottenute utilizzando fattori di ingrandimento di 500x. In
questo modo risultano evidenti le differenze di interfaccia metallica e la presenza delle lamelle di
titanio in prossimità di tale interfaccia.
Figura 10: Sezione trasversale del provino 1 (500x)
Figura 11: Sezione trasversale del provino 4 (500x)
Infine, la figura 12 rappresenta un’immagine rilevata dalla sezione trasversale del provino 1 al
microscopio elettronico SEM con un fattore di ingrandimento di 1000x. Unitamente è evidenziata la
mappatura delle zone per le quali è stata eseguita un’analisi della composizione chimica all’EDS e i
relativi risultati in termini di percentuale atomica.
Figura 12: Sezione trasversale del provino 1 (1000x) e analisi chimica
Lo studio ha rivelato la presenza di Ti, Al e composti intermetallici TiAl e TiAl3 in corrispondenza
dell’interfaccia; non è possibile stabilire con precisione tuttavia, con la sola analisi EDS, i
quantitativi dei singoli costituenti.
3.3 Caratterizzazione meccanica
3.3.1 Microdurezza
La figura 13 presenta un esempio di profilo di microdurezza rilevato nella sezione trasversale del
provino 4 in corrispondenza dello spessore medio del giunto. Innanzitutto, per quanto concerne la
lega di Alluminio, si registra che, in prossimità dell’interfaccia i valori di durezza aumentano. Ciò è
dovuto, sostanzialmente, sia alla presenza di Ti localmente diffuso che indurisce la lega, sia
all’affinamento del grano conseguente all’interazione della lega con il fascio laser e successiva
solidificazione. In corrispondenza della ZF di titanio si registra un aumento dei valori di durezza
rispetto al metallo base a causa della ricristallizzazione. Si badi che non è stato possibile
determinare i valori di durezza in corrispondenza dell’interfaccia metallica a causa dei limiti tecnici
della prova. Infatti, anche nel caso in cui si fossero adottati bassi valori di carico di prova, la
dimensione dell’impronta prodotta dal pin sarebbe stata eccessivamente grande per poter rilevare un
valore di durezza in una zona che si estende per dimensioni prossime al micrometro.
Figura 13: Profilo di microdurezza della sezione trasversale del provino 4 (1000x) e analisi chimica
3.3.2 Prova di trazione
La figura 14 presenta un istogramma riportante i valori di resistenza a trazione rilevati per i vari
provini esaminati. Innanzitutto, per ciascuna saldatura sono stati prelevati due campioni e i valori
ottenuti di resistenza a trazione dimostrano che le proprietà meccaniche sono approssimativamente
inalterate nelle varie parti del giunto. Ciò evidenzia la stabilità del key-hole di saldatura nel corso
del processo che, sulla base del raggiunto equilibrio chimico e termo-fisico, non collassa
inficiandone l’efficacia. Si badi che, relativamente al provino 1, realizzato con elevati valori di
energia di linea e per il quale l’interfaccia risulta curvilinea, i valori di resistenza meccanica sono
risultati significativamente più bassi. D’altra parte, invece, bassi valori di energia di linea
promuovono giunti più resistenti e favoriscono la plasticizzazione. La riduzione delle proprietà
meccaniche dei giunti è causata dalla formazione dei composti intermetallici fragili, dalle microcricche formatesi in prossimità dell’interfaccia metallica, e il mescolamento di materiali. Nel caso
analizzato, inoltre, la presenza di spessori differenti fornisce ulteriori contributi nocivi in termini di
resistenza meccanica. Infatti, sono generate delle sovrasollecitazioni indotte sia dalla mancanza di
coassialità durante la prova (che provoca la formazione di coppie di momento in corrispondenza del
cordone e quindi uno stato additivo di sollecitazione) , sia per la presenza di fattori di intaglio legati
alla variazione di sezione del provino.
Figura 14: Resistenza meccanica dei giunti
3.3.3 Analisi delle superfici di frattura
Le superfici di frattura, presentate nelle figure 15(a) e 15(b) si presentano differenti tra loro. Per
quanto concerne il provino 1, la rottura è avvenuta in modo più fragile e secondo varie direzioni di
propagazione delle cricche. La superficie è costituita essenzialmente dalla lega di titanio che, a
seguito della ricristallizzazione, ha subito infragilimento. Per quanto riguarda il provino 4, invece,
la rottura risulta più duttile. La superficie di rottura si presenta più omogenea e si evince una
direzione di rottura più uniforme. Nonostante la quasi totalità di tale superfice sia costituita dalla
lega di alluminio, v i è presente anche del titanio, a dimostrazione del fatto che la rottura interessa
parzialmente anche lo strato intermetallico essa interessa lo strato intermetallico.
Figura 15(a): Superficie di frattura del provino 1 Figura 15(b): Superficie di frattura del provino 4
4. Conclusioni
Sono stati realizzati giunti di testa eterogenei costituiti originariamente da due piastre Alluminio e
Titanio di spessori differenti (rispettivamente 3 e 2 mm). Le prove di caratterizzazione
metallografica e meccanica hanno permesso di evincere fondamentali elementi per intraprendere un
successivo studio più approfondito:
 Le proprietà meccaniche dei giunti sono più basse di quelle registrate per i metalli base a
causa della formazione di composti intermetallici fragili, mescolamento di materiale, difetti
geometrici e difetti strutturali.
 Sulla base di considerazioni in merito all’interazione tra la sorgente laser e le leghe
impiegate per l’analisi, si è deciso di focalizzare la sorgente laser sulla lega di titanio
ottenendo risultati soddisfacenti sia sotto un profilo metallografico che meccanico.
 Si possono distinguere, in funzione dell’eccentricità della sorgente rispetto all’interfaccia e
dell’apporto termico specifico, due differenti tipologie di processo, ovvero la saldatura e
saldo-brasatura. Come descritto, saranno differenti sia la dinamica della giunzione sia la
qualità e caratteristiche dei risultati conseguiti.
 Alti apporti termici specifici favoriscono una giunzione per saldatura e producono
un’interfaccia curvilinea e l’interazione tra ZF di titanio e ZF di alluminio. Interazioni
liquido-liquido mescolamento di materiale risulta dannoso sia in termini metallografici che
meccanici.
 Bassi apporti termici specifici favoriscono la saldo-brasatura e comportano un’interfaccia
metallica lineare e una giunzione realizzata per saldobrasatura. L’interazione liquido-solido
e diffusioni locali di titanio nell’alluminio promuovono la formazione di lamelle di titanio e
composti intermetallici nella struttura dell’alluminio. Le caratteristiche meccaniche risultato
migliori rispetto al caso di alti apporti termici.
Bibliografia
[1] W.S. Miller, L. Zhuang a, J. Bottema, A.J. Wittebrood, P. De Smet, A. Haszler, A. Vieregge. Recent development in
aluminium alloys for the automotive industry. Materials Science and Engineering A280 2000; 37–49
[2] P. Woizeschke, J. Shumacher. Failure behavior of aluminum-titanium hybrid seams within a novel aluminum-CFRP
joining concept. Physics Procedia 41 2013; 12 – 19
[3] K. Faller, F.H. (Sam) Froes. The Use of Titanium in Family Automobiles: Current Trends. Titanium overview
[4] A. A. Bondar, V. T. Witusiewicz, U. Hecht, M. V. Remez, V. M. Voblikov, N. I. Tsyganenko,Ya. I. Yevich, Yu. M.
Podrezov, T. Ya. Velikanova. Structure And Properties Of Titanium–Aluminum Alloys Doped With Niobium And
Tantalum. Powder Metallurgy and Metal Ceramics, Vol. 50, Nos. 7-8, November, 2011
[5] A. Squillace, U. Prisco, S. Ciliberto, A. Astarita. Effect of welding parameters on morphology and mechanical
properties of Ti–6Al–4V laser beam welded butt joints. Journal of Materials Processing Technology 212 2012; 427–
436
[6] E. Akman, A. Demir, T. Canel, T. Sınmazc¸elik. Laser welding of Ti6Al4V titanium alloys. Journal of materials
processing technology 2 0 9 2009; 3705–3713
[7] Tsung-Yuan Kuo, Yen-Tsun Lin. Effects of Shielding Gas Flow Rate and Power Waveform on Nd:YAG Laser
Welding of A5754-O Aluminum Alloy. Materials Transactions, Vol. 47, No. 5 2006; 1365-1373
[8] T.Y. Kuo, H.C. Lin. Effects of pulse level of Nd-YAG laser on tensile properties and formability of laser weldments
in automotive aluminum alloys. Materials Science and Engineering A 416 2006; 281–289
[9] M. Pastor, H. Zhao, R. P. Martukanitz, T. Debroy- Porosity, Underfill and Magnesium Loss during Continuous
Wave Nd:YAG Laser Welding of Thin Plates of Aluminum Alloys 5182 And 5754.
[10] A. Haboudoua, P. Peyrea, A.B. Vannes, G. Peix. Reduction of porosity content generated during Nd:YAG laser
welding of A356 and AA5083 aluminium alloys. Materials Science and Engineering A363 2003; 40–52
[11] A.G. Paleocrassas, J.F. Tu. Inherent instability investigation for low speed laser welding of aluminum using a
single-mode fiber laser. Journal of Materials Processing Technology 210 2010; 1411–1418
[12] Shusen Zhaoa, Gang Yu, Xiuli He, Yaowu Hu. Microstructural and mechanical characteristics of laser welding of
Ti6Al4V and lead metal. Journal of Materials Processing Technology 212 2012; 1520– 1527
[13] Chengwu Yao, BinshiXu, XianchengZhang, JianHuang, JunFu,
YixiongWu. Interface microstructure and
mechanical properties of laser welding copper–steel dissimilar joint. Optics and Lasers in Engineering 47 2009; 807–
814
[14] Yaowu Hu, Xiuli He, Gang Yu, Zhifu Ge, Caiyun Zheng, Weijian Ning. Heat and mass transfer in laser dissimilar
welding of stainless steel and nickel. Applied Surface Science 258 2012; 5914– 5922
[15] M.J. Torkamany, S. Tahamtan, J. Sabbaghzadeh. Dissimilar welding of carbon steel to 5754 aluminum alloy by
Nd:YAG pulsed laser.. Materials and Design 31 2010; 458–465
[16] A.G. Olabi a,n, F.O.Alsinani, A.A.Alabdulkarim b, A.Ruggiero, L.Tricarico, K.Y.Benyounis. Optimizing the CO2
laser welding process for dissimilar materials. Optics and Lasers in Engineering 51 2013; 832–839
[17] Friction stir welding of titanium alloy TiAl6V4 to aluminium alloy AA2024-T3. Ulrike Dressler , Gerhard Biallas,
Ulises Alfaro Mercado. Materials Science and Engineering A 526 (2009) 113–117
[18] Microstructural characterization and mechanical properties in friction stir welding of aluminum and titanium
dissimilar alloys. Y.C. Chen , K. Nakata Materials and Design 30 (2009) 469–474
[19] Yuhua Chen, Changhua Liu and Geping Liu. Study on the Joining of Titanium and Aluminum Dissimilar Alloys
by Friction Stir Welding. The Open Materials Science Journal, 2011; 256-261
[20] J-G. Luo And V. L. Acoff. Interfacial Reactions of Titanium and Aluminum during Diffusion Welding.
SUPPLEMENT TO THE WELDING JOURNAL, SEPTEMBER 2000
[21] Ki-Sang Bang, Kwang-Jin Lee, Han-Sur Bang and Hee-Sun Bang. Interfacial Microstructure and Mechanical
Properties of Dissimilar Friction Stir Welds between 6061-T6 Aluminum and Ti-6%Al-4%V Alloys. Materials
Transactions, Vol. 52, No. 5 2011; 974-978
[22] Lee Ju-Jin, Nakamura Hiroshi, Kawahito Yousuke, Katayama Seiji. Microstructural characteristics and mechanical
properties of single mode fiber laser lap welded joint in Ti and Al dissimilar metal. Transactions of JWRI, 2013
[23] Shuhai Chena, Liqun Li, Yanbin Chen, Jihua Huanga. Joining mechanism of Ti/Al dissimilar alloys during laser
welding-brazing process. Journal of Alloys and Compounds 509 2011; 891–898
[24] Zhihua Song , KazuhiroNakata, AipingWub, JinsunLiao. Interfacial microstructure and mechanical property of
Ti6Al4V/A6061 dissimilar joint by direct laser brazing without filler metal and groove. Materials Science &
Engineering A 560 2013; 111–120
[25] Michael Kreimeyer, Florian Wagner, Frank Vollertsen. Laser processing of aluminum–titanium-tailored blanks.
Optics and Lasers in Engineering 43 2005; 1021–1035
[26] Gerhard LIEDL, Alexander KRATKY, Matthias MAYR, Alexandra SALIGER. Laser Assisted Joining Of
Dissimilar Materials. IQCMEA-ICF-Processing, Performance and Failure Analysis of Engineering Materials,
14-17 Nov., 2011
[27] Yanbin Chen, Shuhai Chen, Liqun Li. Influence of interfacial reaction layer morphologies on crack initiation and
propagation in Ti/Al joint by laser welding–brazing. Materials and Design 31 2010; 227–233
[28] Shuhai Chen, Liqun Li, Yanbin Chen, Jingmin Dai, Jihua Huang. Improving interfacial reaction nonhomogeneity
during laser welding–brazing aluminum to titanium. Materials and Design 32 2011; 4408–4416
[29] CHEN Shu-hai, LI Li-qun, CHEN Yan-bin, LIU De-jian. Si diffusion behavior during laser welding-brazing of Al
alloy and Ti alloy with Al-12Si filler wire. Trans. Nonferrous Met. Soc. China 20 2010; 64-70
[30] F. Möller, M. Grden, C. Thomy, F. Vollertsen. Combined Laser Beam Welding and Brazing Process for
Aluminium Titanium Hybrid Structures. Physics Procedia 12 2011; 215–223