Sviluppo di una tecnologia per l'aumento della vita a fatica di giunti saldati testa a testa mediante trattamento friction stir Developf"Dent of fatigue life improvement technology of butt joints using friction stir processing

Autori

* Hindawi Publ ishing Corporation, Advances in Mechanical Engi­neering, Volume 2014, Article ID 9434 76, 14 pages. http://dx.doi. org/1 O 1155/2013/256758.

• Jeong-Ung Park, Department of Civil Engineering, Chosun University, Gwangju, Republic of Korea.

** Copyright e 2014 J.-U. Park et al. Th is is an open access article distributed under the Creative Commons Attribution License, which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the origi­nai work is properly cited.

• GyuBaek An, FOSCO Technical Research Laboratories, Pohang, Republic of Korea. • Heung-ju Kim, Research Institute of Industriai Science and Technology (RIST),

Ulsan, Republic of Korea. • Jae-hyouk Choi, School of Architecture, Chosun University, Gwangju, Republic of

Korea.

Burr grinding, tungsten inert gas (TIG) dressing, ultrasonic impact treatment, and peening are used to improve fatigue !ife in steel structures. These methods improve the fatigue !ife of weld joints by hardening the weld toe, improving the bead shape, or causing compressive residuai stress. This study proposes a new postweld treatment method improving the weld bead shape and metal structure at the welding zone us­ing friction stir processing (FSP) to enhance fatigue life. For that, a pin-shaped tool and processing condition employing FSP has been established through experiment. Experimen­tal results revealed that fatigue !ife improves by around 42% compared to as-welded fatigue specimens by reducing the stress concentration at the weld toe and generating a metal structure finer than that of flux-cored are welding (FCAW). Hot-spot stress, structural stress, and simplified calculation methods cannot predict the accurate stress at the weld toe in case the weld toe has a smooth curvature as in the case of the FSP specimen. On the contrary, a finite element calcula­tion could reasonably predict the stress concentration factor for the FSP specimen because it considers not only the bead profile but also the weld toe profile.

La fresatura al piede del cordone, la ripresa con processo ad

elettrodo infusibile (TIG) e la pallinatura sono impiega ti per incrementare la vita a fatica delle strutture in acciaio. Questi metodi aumentano la durata a fatica dei giunti au­

mentando la durezza del piede del cordone, migliorano la

Riassunto • Abstract

forma del cordone o inducono stati di compressione residui. Questo studio propone un nuovo metodo per il trattamento

dopo saldatura per il miglioramento della forma del cordo­

ne e della struttura in zona fusa mediante tecnologia fiction stir (FSP) per incrementare la vita a fati ca. Allo scopo, un utensile con una punta appositamente sagomata ed un trat­tamento basato sulla tecnologia FSP sono stati impiegati a

livello sperimentale. I risultati sperimentali hanno eviden­

ziato incrementi della durata a fatica attorno al 42% a con­fronto con i campioni testati allo stato come saldato grazie alla riduzione della concentrazione delle tensioni al piede del cordone ed alla form azione di una microstruttura piu

fine rispetto a quella caratteristica del processo a filo anima­to (FCAW). Le tensioni tipo hot spot, le tensioni strutturali

ed i metodi di calcolo semplificati non possono prevedere in modo accurato la distribuzione delle tensioni al piede del cordone nel caso in cui il piede presenti un raccordo dolce, come nel caso dei provini processati con FSP Al contrario,

un calcolo agli elementi fin iti potrebbe stimare in modo ra­

gionevole il fa ttore di concentrazione delle tensioni per il provino FSP poiché considera non solo il profilo del cordone ma anche quello del piede dello stesso.

IIW Thesaurus Keywords: Friction stir processing; fatigue life; fatigue strength; butt joints; welded joints; stress distribution; finite element analy­sis; stress analysis; flux cored are welding.

Rivista Ita liana della Saldatura · l · Gennaio- Febbraio 2015 53

J.·U. Park. Sviluppo di una tecnologia per l'aumento della vita a fatica di giunti saldati testa a testa mediante trattamento friction stir. ..

1. lntroduction

Tt is a well-known fact that welded joints have a low fatigue !ife compared to the base materiai. Fatigue life at weld joints in steel structures is affected by factors such as welding residuai stress or stress concentration at the discontinuous portion on which base metals and deposited metals are joined by softening materials at heat-affected zones (HAZ). Stress concentration is more prominent at weld joints due to their geometry rather than weld imperfections such as slag inclusions or undercutting (1, 2]. Materiai softening at HAZ occurs due to changes in the metal structure via quick heating and cooling processes [3]. In addition, thermal stress induces a compressive plastic strain due to uneven temperature distribution caused by movements of the welding heat source. This compressive plastic strain generates tensile residuai stress after cooling (4-6]. Improving the fatigue life of welded joints by applicatio~ of different postweld treatments has received much attent10n lately, as methods for improving fatigue life in steel struc­tures are being used such as burr grinding, TIG treatment, ultrasonic impact treatment, and peening. The purpose of burr grinding (7, 8] is to remove minor weld defects in the weld toe by machining while reducing the stress concentra· tion factor of the weld toe. Tue use of a burr grinder instead of a disc grinder leaves the grinding marks parallel to the di­rection ofloading, which prevents them from acting as crack initiation sitt:s. TI1e method showed significant improvc­ments in fatigue life from a two-stage burr grinding proce­dure, using first a rough tungsten carbide burr followed by a second run with a finer grinder [9]. Tue objective of TIG dressing (10] is to remove welding imperfections such as un­dercuts, cold laps, and inclusions by remelting the weld toe, thereby leaving the weld practically defect-free. Moreover, •he treatment significantly reduces the stress concentration factor of the weld toe by introducing a smooth transition. TIG dressing was carried out according to IIW recommen­dations (11 ]. Prior to TIG dressing, the weld seam and adja­cent plate are thoroughly cleaned by sandblasting. Ultrasonic impact peening [ 12] is a recently developed technique which applies compressive residuai stresses to weldments [ 13 J. In this process a 4-7 mm wide zone at the weld toe is treated with an ultrasonic hammer. The equipment consists of a magneto striction transducer, an ultrasonic wave transmit­ter, and a peening tool. Peening (14] is a cold working tech­nique which replaces the tensile residuai stresses produced by the welding process at the weld region with favorable compressive residuai stresses, which effectively introduce a substantial initiation period in the fatigue life of the welded components (15, 16]. In this study, a new postweld treatment method, friction stir processing (FSP) (17- 19] , is proposed to extend fatigue life by improving the weld bead shape and the metal structure at the weld zone. For that, first of ali, an adequate pin shape and process conditions for FSP were developed through

54 Rivista Italiana della Saldatura· 1 · Gennaio- Febbraio 2015

1. Introduzione

È noto che i giunti saldati presentano una durata a fati­ca minore rispetto al materiale base. La vita a fatica delle strutture in acciaio in prossimità dei giunti saldati è in­fluenzata da numerosi fattori come ad esempio le tens'.on'. residue di saldatura oppure la concentrazione delle tensioni nella zona di transizione in cui materiale base e d 'apporto sono saldati con consumabili che hanno un effetto di ridu­zione delle durezze in zona termicamente alterata (ZTA). La concentrazione delle tensioni è più accentuata nei giunti saldati per effetto della loro geometria piuttosto che delle imperfezioni di saldatura. come ad esempio le inclusioni di scoria o le incisioni marginali [ 1, 2]. La diminuzione delle durezze in ZTA si veri.fica per effetto delle variazioni mi­crostrutturali a seguito del riscaldamento rapido e del raf­freddamento [3]. Le tensioni di origine termica inducono

inoltre una deformazione di compressione di tipo plastico a causa della disuniforme distribuzione della temperatura prodotta dai movimenti della sorgente termica. Tale defor­mazione di compressione di tipo plastico genera tensioni residue di trazione a valle del raffreddamento [4-6].

Il miglioramento del comportamento a fatica dei giun­ti saldati grazie all'esecuzione di diversi trattamenti dopo saldatura ha ricevuto ultimamente grande attenzione, una volta che hanno iniziato ad essere impiegati metodi per il miglioramento della vita a fatica per strutture saldate come la fresa tura al piede del cordone, la ripresa mediante TIC, il trattamento per urto con ultrasuoni e la pallinatura. Lo scopo della fresatura al piede del cordone è la rimozione di macchina dei difetti di saldatura minori per ridurre il fatto ­re di concentrazione delle tensioni al piede stesso. L'impiego di una fresa al posto di un disco mola consente di creare se­gni di lavorazione paralleli alla direzione dei carichi, il che evita che agiscano come punti di innesco di cricche. Il meto­do ha consentito miglioramenti significativi nel comporta­mento a fatica mediante procedure di fresatura in due fasi, impiegando da prima una fresa in carburo di tungsteno meno fine, seguita da una seconda passata con un utensile più fine [9]. L 'obiettivo della ripresa con processo TIC [10} è la rimozione di imperfezioni come le incisioni marginali, i traboccamenti e le inclusioni mediante la rifusione del piede del cordone, lasciando quindi il giunto virtualmente privo di difetti. Il trattamento riduce inoltre in modo significativo il fattore di concentrazione delle tensioni al piede del cor­done generando un raccordo graduale. La ripresa con TIC è stata eseguita secondo le raccomandazioni dell'IJW [ 11].

Prima della ripresa con TIC, il giunto e la regione adiacente della lamiera sono lavorati accuratamente con sabbiatura. Il trattamento per urto con ultrasuoni [12] è una tecnica di sviluppo recente che applica tensioni residue di compressio­ne ai giunti [ 13]. In questo processo, una fascia larga da 4 a 7 mm viene trattata con un martello ad ultrasuoni. L'at­trezzatura consiste in un trasduttore magnetostrittivo, un

J.-U. Park - Sviluppo di una tecnologia per l'aurr;,ento della vita a fatica di giunti saldati testa a testa mediante trattamento friction stir...

Shoulder Lcading·edge of the rotating tool

Retreating side of the weld

Figura 1 - Schema del processo friction stir welding. Figure l - Schema tic diagram of friction stir welding.

experimentation. Furthermore, the improvement of fatigue life was validated by conducting a fatigue experiment after FSP.

2. FSP conditions

2.1. Overview of the fat igue life improvement method through FSP

Friction stir welding was developed by Tue Welding Institute (TWI) in England in 1991 (20] and has been widely used in aluminum alloys and thin plates with relatively low strengths. Tue principle of friction stir welding is that the pin of the rotating tool is inserted into the portion to be joined as shown in Figure 1. When friction heat is generated by the friction between the base metal and the rotating pin, the latter is advanced along the weld line to join the two base metals. During this process, the softened base metal created by the inserted pin is stirred and pushed toward the rear portion of the inserted pin, thereby executing welding. This welding method improves the mechanical properties of the weld joint due to less welding deformation and residuai stress since the amount of heat input decreases by around 60% compared with generai welding methods. Also, the weld joint is not melted, which leaves a fine extrusion structure. Therefore, the metal structure is very sound after the welding process. Fatigue !ife is improved by reducing the stress concentration on the weld joint, softening the weld toe shape, improving the metal structure of the weld zone, and adequately changing the pin shape and treatment conditions of friction stir welding as shown in Figure 2.

2.2. Process conditions of FSP Tue specimens used in the experiment were EH47 (YP 460 MPa) steel grade for a shipbuilding thickness of 25 mm. Tue chemical composition and materiai properties of the specimens are outlined in Table 1. For the optimum process conditions, an experiment was conducted where trave! speed, spindle speed, and tilted angle of a tool were manipulated as

Figura 2 · Immagine relative al trattamento f riction stir. Figure 2 - lmage of friction stir processing.

trasmettitore di impulsi ultrasonori ed un utensile per la palli natura. La pallina tura [ 14} è una tecnica a freddo che sostituisce le tensioni residue di trazione dovute ai processi di saldatura in zona fusa con tensioni residue di compres­sione, più favorevoli, in grado di introdurre un periodo di nucleazione nella vita a fatica dei componenti saldati {15, 16]. In questo studio è proposto un nuovo trattamento dopo saldatura denominato fiction stir processing (FSP) [ 17 - 19 J per /'estensione della vita a fatica m igliorando il profilo del giunto e la microstruttura dello stesso in zona f usa. Allo scopo, in primo luogo, sono stati sviluppati un utensile con una punta apposita e parametri di lavoro ottimizzati per il FSP per via sperimentale. Successivamente, il miglioramen­to del comportamento a fatica è stato verificato con oppor­tune prove di fatica dopo il trattamento FSP

2. Modalità di impiego del FSP

2.1. Panoramica su i metodi di miglioramento del comportamento a fatica mediante FSP

La friction stir welding è stata sviluppata da Ihe Welding lnstitute (TWI), in Inghilterra, nel 1991 {20} ed è stata am­piamente impiegata per leghe di alluminio e spessori sottili con resistenza relativamente bassa. Il principio della fiction stir welding prevede che la punta di un utensile in rotazione sia penetrata nel materiale da saldare come indicato nella Figura 1. Una volta generato calore per attrito tra materiale base ed utensile in rotazione, quest'ultimo è traslato lungo la linea di giunzione per saldare i due materiali base. Durante questo processo, il metallo plasticizzato dalla pun­ta penetrata è rimescolato e spinto verso la parte posteriore della punta, realizzando in questo modo il giunto saldato. Questo metodo di saldatura migliora le proprietà meccani­che del giunto saldato dato che l'apporto termico diminuisce di circa il 60% rispetto ai tradizionali processi di saldatura. Inoltre, il giunto non subisce fusione, per cui mantiene una microstruttura fin e. Di conseguenza, la struttura metallica dopo il processo di saldatura appare perfettamente integra. Il comportamento a fatica è migliorato riducendo la con-

Rivista Italiana della Saldatura · l · Gennaio· Febbraio 2015 55

i

I

J.-U. Park

Tabella 1 -Table I - C

- Sviluppo di una tecnologia per l'aumento della vita a fatica di giunti saldati testa a testa mediante trattamento friction stir ...

Composizioni chimiche e proprietà meccaniche dei provini. hemical compositions and mechanical properties of specimen.

Chemical composition (wt%) Mat erials

e Mn Si P S Others

EH4 7 steel :s; 0.1 :s; 2.0 :s; 0.6 :s; 0.05 :s; 0.05 Al, Nb, V, Ti, Cu, Cr, Ni, Mo, B

Mechanical properties Mat erials

Tensile strength (MPa) Yield strength (MPa) Elongation (%)

EH4

Tabella 2 -Table 2 - F

7 steel 570-720

Condizioni di impiego del processo FSP. SW conditions.

460 17

Spindl e speed (rpm) Travel speed (mm/min) Tilted angle (deg.) lnert gas shield Used welding tool

5 00-2000 60-300

can be se en in Table 2. Tue pin shape was modified with a diameter of 6-12 mm, a shoulder angle of 1 ° -5°, a eter of 2-4 mm, and a pin length of 1.5-2 mm as Figure 3. Figure 4 shows the surface of specimens

shoulder pin diam shown in processed by FSP in which pin shape, travel speed, and

eed of the tool are manipulated as shown in Table on the welded bead shape (Figure 4), the process s for FSP were determined, with the trave! speed of et to 60 mm/min and the spindle speed of the tool

spindle sp 3. Based condition the tool s set to 500 microstru

rpm. Figure 5 shows the macro-cross-section and cture of the specimens prepared by applying the rocess conditions. From these microstructures, it at the metal structure treated by FSP became finer

selected p is clear th compared with the base metal.

2.3. Metal structure and hardness distribution Figure6s hows the macro-cross-section of a friction modified

0-3

zone with a tool speed of 60 mm/min and a spindle speed m. Figure 7 shows the magnified microstructure e metal and the FSP and FCAW zones. When the e microstructures were compared, the ferrite and ructures through the FSP were finer than those of g welding process (FCAW). Therefore, toughness

of 500 rp of the bas above thre pearlite st the existin and stren improve t

gth can be improved by FSP but it is difficult to he fatigue life of finer microstructures.

Figure 8 s hows the hardness distributions at a depth of 1.73 mm in the base metal, the FCAW, and FSP zones. Tue hardn ess of the base metal is in the range of200-210 Hv.

ess of the FSP zone is in the range of 230-300 Hv AW zone is in the range of2 10-250 Hv. Tue higher

Tue hardn and theFC hardness by the FSP might be attributed to the micrograin

weld joint due to plastic flow. size ofthe

3. Fatig ue experiments

Tue speci at the cent

men was 25 mm in thickness, 100 mm in width er, and 430 mm in tota! length as can be seen in Tue fatigue experiment was performed for both Figure 9.

56 Rivis ta Italiana della Saldatura· l · Gennaio- Febbraio 2015

ve-ca

centrazione delle tensioni in prossimità del giunto saldato, addolcendo il profilo nella regione del piede del cordone, migliorando la struttura metallica nella zona fusa e modifi­cando in modo opportuno laforma della punta dell'utensile e le modalità con cui la fiction stir welding viene applicata,

come indicato nella Figura 2.

2.2 Condizion i di impiego del processo FSP I provini impiegati durante le parti sperimentali erano rea­lizzati con acciaio grado EH47 (YP 460 MPa) per impieghi navali con spessore di 25 mm. La composizione chimica e le proprietà dei provini sono evidenziate in Tabella 1. Per determinare le condizioni di ottimo del processo è stata condotta un 'attività sperimentale nella quale la velocità di avanzamento, la velocità dell 'utensile e l'angolo di inclinazio­ne del suo asse sono state variate come riportato in Tabella 2. La forma della punta è stata modificata con un diametro del­la spalla di 6-12 mm, un angolo di inclinazione della spalla di 1°-5°, un diametro della punta di 2-4 mm ed una lunghezza della punta di 1.5-2 mm, come riportato nella Figura 3. La Figura 4 mostra la superficie dei provini dopo il tratta­mento con processo FSP, con la variazione della forma della punta e della velocità di avanzamento come riportato nella Tabella 3. Sono state determinate le condizioni di impiego del processo FSP sulla base del profilo del giunto saldato (Fig. 4), con una velocità di avanzamento posta pari a 60 mm/ min ed una ve­locità di rotaz ione de/l 'utensile di 500 rpm. La Figura 5 evidenzia la sez ione trasversale e la microstrut­tura dei provini ottenuti dopo il trattamento con le condi­zioni di processo selezionate. Alla luce delle microstrutture ottenute è chiaro che le struttura metallica trattata mediante FSP appare più fine rispetto a quella del materiale base.

2.3 Struttura metallica, profilo de lle durezze. La Figura 6 riporta una sez ione trasversale di una regione modificata mediante friction con una velocità. di avanza-

J.-U. Park - Sviluppo di una tecnologia per l'aumento della vita a fatica di giunti so/doti testa o testa mediante trattamento friction stir. ..

Tabella 3 - Condizione degli utensili. Table 3 - Tool conditions.

Shape

A

B

e

D

Shoulder size

<1>12

<1>10

<1>6

<1>6

the specimens of the as-weld and the FSP. Ali fatigue test specimens were made by ASTM: E466-07 and the fatigue test was carried out by JSME: S002 (21). Tue specimen for FSP fatigue was prepared with a tool shape of Type A, a

Pin length

Figura 3 - Forma dell'utensile per saldatura friction stir welding. Figure 3 - Tool shape of friction stir welding.

Pin size (top) Pin size (bottom) Pin depth

CD3 2 mm

<1>5 <1>4 2mm

<1>3 <1>2 1.5 mm

X X X

mento di 60 mm/min ed una velocità di rotaz ione dell'uten­sile di 500 rpm. La Figura 7 mostra un ingrandimento della microstruttura del materiale base e delle zone FSP e FCA W Confrontando le tre microstrutture suddette, si è osservato che le strutture ferritiche e perlitiche appaiono generate dal processo FSP più fini rispetto a quelle dovute ai processi di saldatura convenzionali (FCAW). Di conseguenza, la tenacità e la resistenza possono essere migliorate attraverso il FSP, ma appare difficile migliorare il comportamento a fatica di microstrutture più fini. La Fi­gura 8 evidenzia il profilo delle durezze ad una profondità di 1.73 mm nel materiale base, nell'area saldata FCAW e nella zona trattata con FSP La durezza del materiale base è compresa nell'intervallo 200-210 Hv. La durezza nelle zone trattate con FSP nell'intervallo 230-300 Hv e nelle aree sal­date FCAW 210-250 Hv. La maggiore durezza nelle zone trattate con FSP può essere dovuta alla dimensione del grano del giunto, per effetto del flusso plasticizzato.

Rivista Italiana della Saldatura· 1 · Gennaio- Febbraio 2015 5 7

J.-U. Park - Sviluppo di uno tecnologia per l'aumento della vita a fatica di giunti saldati testo a testa mediante trattamento friction stir ...

500rpm (A) 500rpm (A)

1,000 rpm (B) l,OOOrpm (B)

1 ,500 rpm ( C) 1,500 rpm ( C)

2,000 rpm (D) 2,000 rpm (D)

(a) (b)

500rpm (A)

1,000 rpm (B)

1,500 rpm (C)

2,000 rpm (D)

(c)

Fiifura 4 - Aspetto de/ giunto in funzione del/a velocità di rotazione dell'utensile e de/la velocità di avanzamento; (a) 60 mm/ min (b) 180 mml mm, and (e) 300 mm!mrn. ' Figure 4 - Bead shape along spindle speed and trave! speed; (a) 60 mm/min, (b) 180 mm/min, and (e) 300 mm/min.

trave! speed of 60 mm/min, and a spindle speed of the tool at 500 rrpm on the basis of metal structure and hardness. Tue fatigue load condition was set at three levels (240, 260, and 280 MPa). Tue fatigue testing machine used in this study had a maximum capacity of ±50 tons for axis tensile/ compression driven by the hydraulic servo. Tue experiment was conducted using a load contro! mode. Tue waveform of the fatigue load was set as a sine wave with a frequency of 4-6 Hz, depending on the load condition. Tue stress ratio (R) was kept at R = 0.1. Figure 10 shows an image for the fatigue experiment.

4. Results and Discussions

4.1. Fatigue experiments Tue fatigue tests were carried out to evaluate fatigue performance in weld joints which were made by FSP for the development of fatigue strength. Tue fracture surface of the fatigue specimen is shown in Figure 11 where a fatigue crack originates from the weld toe zone on the back face of the weld. Tue fatigue crack started from the root weld toe in specimen 280- 1 because the stress concentration factor was

58 Rivista Italiana della Saldatura · 1 · Gennaio- Febbraio 2015

3. Prove di fatica

Il provino aveva uno spessore di 25 mm, 100 di larghezza nel tratto calibrato e 430 di lunghezza totale, come si os­serva nella Figura 9. La prova a fatica è stata eseguita per entrambi i provini allo stato come saldato e dopo FSP Tutti i provini testati sono stati eseguiti secondo ASTM E466-07 ed i testa a fatica condotti secondo JSME: 5002 [ 21]. Il provino per prova a fatica dopo FSP è stato preparato con una forma della punta Tipo A, una velocità di avanzamen­to di 60 mm/ min ed una velocità di rotazione dell'utensile di 500 rpm, tenendo conto della struttura metallurgica e delle durezze. Il carico di fatica è stato selezionato su tre livelli (240, 260 e 280 MPa). La macchina per la prova di fatica impiegata in questa attività aveva una capacità mas­sima di ±50 t con carichi di trazione/compressione ed era comandata con sistema idraulico. Il carico di fati ca era va­riabile con andamento sinusoidale e frequenza di 4-6 Hz in funzione delle condizioni di carico. Il rapporto di fatica (R) è stato posto R = O, 1. La Figura 1 O mostra un 'immagine scattata durante la prova di fatica .

J.-U. Park - Sviluppo di una tecnologia per l'aumento della vita a fatica di giunti saldati testa a testo mediante trattamento friction stir ...

bigger in the root toe compared with the face toe. However, fatigue crack initiation points appeared randomly in the test specimens. Table 4 shows the fatigue test results in the specimens prepared by FSP, as-weld, and base metal. Tue starting points of fatigue cracks appeared on the root side of seven of a tota! of nine specimens as can be seen in Table 4. Cracks were advanced through HAZ and finally resulted in breakage. Figure 12 shows the graph for the fatigue experiment results as an S-N curve. Here, items with the symbol "blue circle" display the fatigue experiment results in the specimens of the as-weld. ltems with the symbol "red box" show the fatigue experiment results from the specimens improved by FSP. Tue experiment was carried out three times under three different stress levels. Generally, the S-N curve is prepared for fatigue experiment results with 14-16 observations. However, the fatigue experiment was performed at the stress leve! corresponding to the slope porti on of the S-N curve, as this study aimed to evaluate the possible implementation of FSP technology on improving fatigue performance. From the fatigue experiment results, a

4. Risultati , loro interpretazione

4.1 Prove di fatica Le prove di fatica sono state condotte per valutare il com­portamento a fatica di giunti saldati trattati con processo FSP per migliorarne la resistenza a fatica. La superficie di rottura dei provini di fatica è mostrata nella Figura 11, con una cricca di fatica originatasi dal piede del cordone, al ro­vescio del giunto. La cricca di fatica è invece partita dalla radice del cordone nel provino 280-1 a causa del fattore di concentrazione delle tensioni maggiore rispetto a quello presente al piede del cordone, al diritto. Tuttavia, i punti di nucleazione della cricca sono sembrati distribuiti casual­mente nei provini. La Tabella 4 mostra i risultati delle prove di fatica relative ai provini trattati con FSP, allo stato come saldato e nel materiale base. I punti di nucleaz ione delle cricche di fatica sono stati registrati al rovescio del giunto in sette provini su nove in totale, come si può osservare nella Tabella 4.

... (a} Measuring position and macrosection

• TMAZ: thermomechanically affected zone

• SZ: stir zone

(b) Microstructure of each position

Fig ura 5 - Macro e microstruttura (60 mm!min, 500 rpm). Figu re 5 - Macro and microstructure (60 mm/ min, 500 rpm).

Rivisto Italiana della Saldatura · 1 · Gennaio- Febbraio 2015 59

- 1

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Figura 6 - Sezione trasversale macro di una regione modificata fiction. Figure 6 - Macro-cross-section of a friction modified zone.

reduction in the stress concentration by improving the weld bead shape by FSP proved to increase fatigue performance. Fatigue life was also improved by around 42% under the design load (280 MPa) of the steel that was adopted in this study. Also, it is well known that fatigue strength increases with fine microstructure. Figure 7 shows the magnified microstructure of the base metal and the FSP and FCAW zones. Tue FSP microstructures are finer than those of the existing welding process (FCAW). Therefore, toughness and strength can be improved by FSP but it is difficult to distinguish each effect to improve fatigue performance in stress concentration effect and fine microstructure effect.

BM FSW

Figura 7 - Microstrutture di BM, FSW e FCAW Figure 7 - Mic rostructures of BM, FSW, and FCAW.

60 Rivista Italiana della Saldatura· 1 · Gennaio- Febbraio 2015

Le cricche si sono propagate in ZTA, causando quindi la rottura. La Figura 12 mostra i risultati delle prove di fati­ca in termini di curve S-N. In questi diagrammi, con i cir­co/etti blu sono stati indicati i risultati delle prove relativi ai provini allo stato come saldato. Con i quadratini rossi, i risultati delle prove relative ai provini trattati con FSP La prova è stata ripetuta per tre volte, con tre diversi livelli di tensione. In genere, le curve S-N sono ottenute elaborando i risultati di prove di fatica relativi a 14-16 osservazioni. Tuttavia, le prove di fatica sono state condotte a valori di tensione corrispondenti al tratto inclinato della curva S-N, in quanto questa attività aveva lo scopo di valutare la possi­bile applicazione del processo FSP per il miglioramento del comportamento a fatica. Dai risultati delle prove di fatica è emerso un miglioramento del comportamento grazie ad una riduzione del fattore di concentrazione delle tensioni dovu­to al miglioramento del profilo del giunto ottenuto con FSP La durata a fatica è stata inoltre aumentata del 42% circa in condizioni di carico di progetto (280 MPa) dell'acciaio adottate in questa attività. È poi noto che la resistenza a fa­tica aumenta in presenza di microstrutture fini. La Figura 7 mostra un ingrandimento della microstruttura del materiale base e delle zone trattate con FSP e saldate FCA W

FCAW

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60 mm/min, 500 rpm 310.--~~~~~~~~~~~,-~~~~~~~--,

290

> 270 :r: ';; 250 "' <1J

~ 230

"' :r: 210

(a) Measuring position ofhardness

Figura 8 - Distribuzione della durezza in prossirnità della regione FSW Figure 8 - Distribution of hardness in near FSW area.

4.2. Evaluation of stress concentration effects 4.2.1. Stress concentration effects between as-weld and FSP. Finite element analysis was performed to evaluate the stress concentration factor with the as-welded and FSP specimens. The analysis tool used was the nonlinear common program MSC Mare.

Figure 13 shows the as-weld model, FSP model, and stress distributions used for the finite element analysis. A 1/2-size

Tabella 4 - Risultati delle prove di fatica. Table 4 - Results of fatigue test.

190

170~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~

-8 -7 -6 -5 - 4 -3 -2 -1 O 2 3 4 5 6

Distance from originai interface (mm)

-- FCAW -o- FSW --+-- BM

(b) Hardness along originai interfacc

Le microstrutture trattate con FSP appaiono più fini ri­spetto a quelle relative agli altri processi in uso (FCAW).

Di conseguenza, la tenacità e la resistenza possono essere incrementate con FSP per quanto risulti difficoltoso distin­

guere ogni effetto nel miglioramento del comportamento a

fatica, considerando il fattore di concentrazione delle ten­sioni quanto la finezza della microstruttura.

Number Thickness t (mm) Width B(mm) Stress amplitude (MPa) Hz Number of failures (N) Position of failure

280-1 280 4 35,800 BR 280_2 280 4 26,200 BR

280-3 280 4 26,885 BR 260.J 260 6 55,300 BL

FSP 260_2 260 5 33,400 BR

260_3 260 5 45,466 TR 240_1 240 6 82,500 TL 240_2 240 6 59,300 BR 240-3 240 5 60,400 BR

230_1 25 50

230 6 64,739 BR 230_2 230 6 50,942 BR

As-weld 180_1 180 7 98,857 TR 180_2 180 7 94,370 BR

150 150 7 243,828 BR

130 130 7 282,984 BR

280 280 4 438,268

260 260 5 544,413 Base metal 240 240 5 1,504,900

220 220 6 1,200,008

200 200 6 10,000,000

'RL: bottom left, BR: bottom right, TL: top lcft, and TR: top right.

Rivista Italiana della Saldatura· 1 · Gennaio- Febbraio 2015 61

- 1

J.-U. Park - Sviluppo di una tecnologia per l'aumento delta vita a fatica di giunti saldati testa a testa mediante trattamento friction stir. ..

Table 5 • Results of FE a~alysis to evaluate stress concentration factors. Tabella 5 · R1sultat1 dellana/151 FE per la valutazione dei fattori di concentrazione delle tensioni.

Stress concentration factor (SCF) Specimens

Face

As-welded specimen 1.812

FSP specimen 1.527

100 ~~ r 100 ___ ___,.

50 t = 25

232 432

Figura 9 · Forma e dimensioni della provetta per prova di fatica. Figure 9 · Shape and dimension of fatigue test specimen.

Root

1.989

1.726

100

model was used during analysis to consider its symmetry. Tue element used for the analysis was a 2-D shell element with a thickness of 25 mm. Tue boundary condition was set with one side fixed. Tue load was imposed on the other side of the model to receive a tensile stress of 280 MPa. Tue stress concentration coefficient was then estimateci from the stress at the weld toe. Tue mechanical properties used were a modulus of elasticity (E = 205.3 GPa) and Poisson's ratio (0.3). From ali the analysis models, it was clear that stress concentration occurred at the weld toe of the welding bead. Tue FE analysis results are shown in Table 5. In the as-weld model, the stress concentration factor which was at the toe zone in the upper face was 1.812, while it was 1.989 at the toe zone locateci at the back face. Tue larger stress concentration was thus found to be generateci in the weld toe zone at the back face. In the FSP model, the stress concentration factor at the weld toe zone in the upper face of the specimen was 1.527 while at the weld toe zone in the back face it was

Reduction rate of SCF

Face Root

15.73% 13.22%

4.2 Valutazione degli effetti del fattore di concentrazione delle tensioni

4.2.1 Effetti del fattore di concentrazione delle tensioni allo stato come saldato e dopo FSP. È stata effettuata un 'analisi agli elementi finiti per valutare il fattore di concentrazione delle tensioni dei provini allo stato come saldato e dopo FSP. Lo strumento impiegato per l'analisi è stato il programma non lineare MSC Mare. La Figura 13 mostra il modello relativo allo stato come saldato e la distribuzione delle tensioni impiegata per l'analisi agli elementi finiti. L'elemento impiegato per l'indagine era un elemento shell a 2-D con uno spessore di 25 mm. Le condi­zioni al contorno prevedevano un lato vincolato. Il carico è stato applicato dalla parte opposta del modello in modo da ottenere una tensione di 280 MPa. Il fattore di concentra­zione delle tensioni è stato valutato in base alle tensioni al piede del cordone. Le proprietà meccaniche impiegate sono state il modulo di elasticità (E = 205,3 GPa) ed il coeffzcien­te di Poisson (0,3). Da tutti i modelli dell'analisi è ~pparso chiaro che si verificava una concentrazione d i tensione al piede del cordone di saldatura. I risultati dell'analisi FE sono riportati nella Tabella 5. Nel modello relativo allo sta­to come saldato, il fattore di concentrazione delle tensioni al piede del cordone, al diritto, è risultato pari a 1,81 3, mentre era 1,989 nella regione della radice, al rovescio del giunto. La concentrazione di tensioni più estesa è stata registrata nella zona del piede del cordone, al rovescio del giunto. Nel modello relativo allo stato dopo FSP, il fattore di concen-

(a) Fatigue crack propagation path (b) Fatigue fracture surface Figura 10 - Fotografia della pro­va di fatica. I Figure 10 - Photo­graphy of fatigue test.

Figura 11 - Fotografia della modalità di frattura per fatica e della superficie (numero 280- /). Figure 11 · Photograph of fat igue fracture mode and surface (number 280-1).

62 Rivisto Italiano dello Saldatura · 1 . Gennaio- Febbraio 2015

J.-U. Park - Sviluppo di una tecnologia per l'aumenta della vita a fatica di giunti saldati testa a testa mediante trattamento frictian stir. ..

300

•·

100

·· ·:· ' ...

· ··:.~ . FSP as same S-N slope(m) :

of as-welded

Range of fatigue · · improvement

o~~~~~~~~~~~~~~~~~~

I.OOE + 04 I.OOE + 05 l.OOE +06 l.OOE + 07 l.OOE + 08 Number of cycles to failure (N)

• As welded - As-welded • Base metal --- FSP • FSP - Modif..FSP

Figura 12 - Curva S-N relative ai risultati della prova. Figure 12 - S-N curves offatigue test results.

1. 726. Therefore, the stress concentration with the FSP was reduced by 13.22-15.73% compared to that ofthe as-welded specimen. Generally, fatigue crack initiation is expected to occur at the weld toe where stress is concentrated to occur in the back face, even though stress concentration is reduced by the FSP. However, the fatigue !ife of the FSP specimen would improve more than in the as-welded specimen by reducing the stress concentration in FSP.

4.2.2. Effects of stress concentration by hot-spot stress and structural stress. Hot-spot stress (HSS) and structural stress (SS) were assessed by conducting an experiment and comparing the obtained

(a) As-welded FE analysis model

trazione delle tensioni nella zona del piede del cordone al diritto è stati pari a 1,527 mentre nella zona di radice del cordone, al rovescio, è risultato 1,726. Di conseguenza, la concentrazione delle tensioni nel caso dopo FSP è risultata inferiore del 13.22-15.73% a confronto con quella relativa allo stato come saldato. In genere, la nucleazione delle cric­che di fatica è attesa nella zona del piede del cordone, in cui la tensione si concentra per verificarsi al rovescia del giunto, per quanto la concentrazione delle tensioni risulti ridotta dal FSP. Tuttavia, la durata a fatica dei provini relativi allo stato dopo FSP sembrerebbe migliorare di più rispetto ai provini relativi allo stato come saldato per effetto della ridu­zione della concentrazione delle tensioni effettuata dal FSP.

4.2.2 Effetti del fattore di concentrazione delle tensioni mediante tensione hot-spot e tensione strutturale. La tensione hot-spot e la tensione strutturale sono state va­lutate mediante la conduzione di una prova e confronto tra i valori ottenuti per determinare la tensione in prossimita del piede del cordone, in cui si propagano le cricche di fati­ca. Per misurare la tensione al piede del cordone sono stati posizionati due estensimetri da 2 mm con un asse ad una specifica distanza rispetto al piede del cordone, come indi­cato nella Figura 14. La tensione HSS è stata stimata per estrapolazione delle tensioni in un punto ad una specifica distanza dal piede del cordone in quanto le cricche si verificavano soprattutto in prossimità di variazioni di profilo, come appunto il piede del cordone. Come metodo per la valutazione della tensione HSS sono state impiegate (1) l'estrapolazione delle tensioni a 0,4 te 1 t (t: spessore) e (2) l'estrapolazione delle tensioni a 0,5 t ed 1,5 t, impiegando anche (3) un valore di tensione a 0,5 t dal piede del cordone. ln questa analisi, la tensione

(b) FSP FE analysis model

Figura 13 - Modello e distribuzione delle tensioni con provette allo stato come saldato e FSP Figure 13 - Model and stress distribution with as-welded and FSP specimens.

Rivisto Italiana della Saldatura· 1 · Gennaio- Febbraio 2015 63

J.-U. Park - Sviluppo di uno tecnologia per l'aumento dello vita o fatico di giunti soldati testa o testo mediante trattamento friction stir. ..

Straingauge

f ,1.) Sui e de,·.i.hon

(b) f k"l>r pl:m

Figura 14 - Posizione degli estensimetri. Figure 14 - Strain gauge locations.

Unit:mm

t= 2S n,m

W:M: welJ metal

C / Strain gauge

>.--...,..-,,,.----=;=-~-';''--~~~Y

A B

A

I I

: L

B e

Figura 15 - Illustrazione delle misurazioni delle tensioni strutturali. Figure 15 - Jllustration of structural stress measuremenl.

valucs to cvaluatc thc stress at the weld toe where welding

fatigue cracks propagate. To measure the stress at the weld toe, 2 mm strain gages having one axis were attached at a specified distance from the end of the weld toe as shown in Figure 14.

HSS was estimateci by using an extrapolation of stresses at a point of specified distance from the weld toe because cracks occurred mainly at a discontinued part such as the weld toe. As methods to predi et HSS, there were ( 1) extrapolation of stresses at 0.4t and lt (t: thickness) (2) extrapolation of stresses at 0.St and l.St, and (3) using a stress value at O.St from the weld toe. In this study, the HSS was assessed by using the second method that is ( 1) proposed by Niemi [22]

aHs = l.Sa1 - O.Sa2, (1)

where a, is a stress at O.Stand a2

is a stress at l.St.

SS (a) (23] is comprised of membrane stress (a,,) and bending stress (a/ The maximum stress was obtained from the end of the weld toe as in Figure 15. The strain gage has to be attached to the upper and back faces of a plate to measure the stress at the weld toe in the SS method. However, it was not possible to attach the strain gage due to the upper bead profile, making it impossible to assess the SS on the back side of the plate. Therefore, SS was measured only at the upper side of the plate. This distribution of stress shows a simple decreasing trend along the thickness.

64 Rivista Italiana della Saldatura · l · Gennaio- Febbraio 2015

HSS è stata valutata impiegando il secondo metodo di cui in (1) proposto da Niemi [22]

aris = I.Sa, - O.Sa 2' (1)

dove a1 è la tensione a 0.5 te a

2 è la tensione a 1.5 t. SS (a)

[23] è compresa tra la tensione membrana/e (a,,) e la ten­sione flessionale ( aJ. La tensione massima è stata ottenuta a partire dall'estremità del piede del cordone, come indi­cato nella Figura 15. L'estensimetro deve essere posto sulla superficie inferiore e superiore del giunto per misurare la tensione al piede del cordone con il metodo delle SS. Tutta­via, non è stato possibile applicare /'estensimetro a causa del profilo superiore del giunto inadeguato, che ha reso impos­sibile la valutazione mediante SS sul rovescio della lamiera. La distribuzione delle tensioni evidenzia un andamento semplicemente decrescente lungo lo spessore. La SS (a) all 'estremità del piede del cordone (A-A) nella Figura 15 è stata valutata dopo aver calcolato la tensione membrana/e (a ) eflessionale (a l sulle sezioni B-B e C-C

m I/ mediante i valori delle misure relativi alle sezioni B-B e C-C, in cui erano stati applicati gli estensimetri e impiegan­do le relazioni:

a! = (i) ( a.fop + a:0 , ),

a: = (}) ( Cl-~P + <Tiot),

at = ( } ) ( a~op -a:0 i) ,

af = (}) ( a.fop + <Ti0 t) ,

(2)

· · 8 8 e e l · · l I li m cui a,op' a 8ot' alop' e allot sono e tens10m ca co ate su a sezione B-B e C-C. Le tensioni membrana/e e flessionale all'estremità del piede del cordone possono essere valutate con una relazione pro­porzionale basata sulle tensioni membrana/e e flessionale calcolate da ogni sezione trasversale e con la distanza dall'e­stremità del piede mediante:

AB (L)( C B) Cl m = Clm + I (J m - Cl m ' (3)

infine, la tensione SS (a) a/l'estremità del piede del cordone (A-A) è calcolata come somma della tensione di membrana (a,) e flessionale (aJ come di seguito:

A A A Cls = 0 m + ab · (4)

La Figura 16 evidenzia con un cerchiolino le tensioni HSS e con un cerchiolino blu le tensioni strutturali. I fattori di concentrazione delle tensioni per le HSS e SS, nel comples­so, evidenziano valori ridotti e molto simili tranne TR (top right) per il provino 280-1 . Tuttavia, HSS e SS non posso­no predire con accuratezza la tensione al piede del cordone in quanto questi valori delle tensioni sono misurati solo al centro dei provini, come indicato nella Figura 15, mentre il provino di fatica dopo FSP presenta una tensione ridotta a causa del raccordo graduale al piede del cordone, come

J.-U. Park - Sviluppo di una tecnologia per l'aumento della vita a fatica di giunti saldati testa a testa mediante trattamento fnction stir ...

Position of failure: BR 2.5 ..---........ ---.-----,,----.--~

g . : : : ,) :. ci 2.0 +----..1---1------'F----+---I u ~

.s ~ E 1:! § V

"' "' ~ c75

1.5

. : : [~ : I.O

0.5

o.o TL TR BL BR

• Simplicity formula o Finite element o Hot spot stress • Structural stress

(a) 280-1

Position of failure: BR 2.5 ~-~--~------~

o.o +----+--"-+---+---+--TL TR BL BR

• Simplicity formula o Finite element o Hot spot stress • Structural stress

(d) 260-2

2.5 Position of failure: BR

? ... 2.0 o u <E e: .2 l.5 ;;; .... E .. V

I.O e: o V

"' 0.5 "' .. t: [/)

o.o TL TR BL BR

• Simplicity formula o Finite element o Hot spot stress • Structural stress

(b) 280-2

Position of failure: TR

? ';:::' 2.0+-- ---t---+---+---+--3 u

<E .g 1.5

l': E 1:! I.O +-'-~---t-----~+-~-+~~ e: o V

"' ~ 0.5+-----t~~c+-.,...,...,...,-+-- -+-...,...,.., c75

TL TR BL BR

• Simplicity formula o Finite element o Hot spot stress • Structural stress

(e) 260-3

Position of failure: BR 2.5

g . . : :11.

... 2.0 3 . 1, ... -1) , V ~ e: 1.5 .2 . . 1p . : 1, :

. ,, . ~

. . . . · ,;,

E I.O , ..

V e: o V

"' 0.5 "' ~ [/)

O.O TL TR BL BR

• Simplicity formula o Finite element o Hot spot stress • Structural stress

(e) 280-3

Position of failure: BR 2.5

? , .

';::' 2.0 o u . 1, ~ . .. : 1, : e: 1.5 .2 . . I~ : . ~ . e .. :, , . : E

I.O .. u e: o V

~ ~ 0.5

c75

o.o TL TR BL BR

• Simplicity formula o Finite element o Hot spot stress • Structural stress

(f) 240-3

Figura 16 - Confronto tra valori del fattore di concentrazione delle tensioni. Figure 16 - Comparison of stress concentration factors.

u,(y)

(a) r\s-wdd (b) FSP

Figura 17 - lllustrazione della distribuz ione delle tensioni al piede del cordone. Figure 17 - lllustration o f stress distribution at weld toe.

Tue SS (a) at the end of the weld toe (A-A) in Figure 15 was assessed after calculating the membrane stress (a,,) and bending stress (ab) ofSection B-B and Section C-C by using the measurement values from Sections B-B and C-C, on which strain gages were attached, and by using:

indicato nella Figura 17. Di conseguenza, è necessario con­siderare il fattore di concentraz ione delle tensioni dal punto di propagazione delle cricche impiegando diverse analisi agli elementi finiti ed il metodo di calcolo semplificato per valutare il fattore di concentrazione delle tensioni in modo più accurato.

4.2.3 Effetti del fattore di concentrazione delle tensioni mediante calcolo agli elementi finiti e simplicity formula mediante profilo del g iunto. Il fattore di concentrazione delle tensioni del provino tratta­to con FSP è stato determinato con l'equazione semplificata [24} ed analisi con gli elementi finiti in funz ione del profilo del giunto ed entrambi i risultati sono stati confrontati. In primo luogo, è stata impiegata una pasta al silicone utiliz­zata per ricavare le impronte in campo odontoiatrico per ottenere un calco del profilo del giunto. li calco dell'intero

Rivista Jto/iono della Saldatura · 1 · Gennaio- Febbraio 2015 65

J.-U. Park - Sviluppo di una tecnologia per l'aumento della vita a fatica di giunti saldati testa a testa mediante trattamento friction stir. ..

p p

L R

Figura 18 - Significato dei parametri geometrici del profilo del giunto. Figure 18 - Notation for parameter~ of welded bead profiles.

u! = O) ( ufop + u:01 ),

u; = ( ~) ( <riap + <ri01),

u: = ( ~) ( u;op - u:01 ),

uf = ( ~) ( cr~op + <rioi) ,

(2)

I B Be eh I w 1ere uTop' u 801, crlop' e u 801 are t e calculated stress va ues at Section B-B and Section C-C. Membrane stress and bending stress at the end of the weld toe can be assessed with a proportional expression based on the membrane stress and bending stress calculated from each cross section and distance from the end of the weld toe using

A B (L) ( C B) um = um + T crm - crm , (3)

Finally, the SS (o) at the end ofthe weld toe (A-A) is calculated with the sum of membrane stress (o,,.) and bending stress ( 0 1,) as below:

(4)

Figure 16 shows the HSS with a "circle" symbol and structural stresses with a "blue circle" symbol. Stress concentration factors of HSS and SS, as a whole, show small and very similar values except TR (top right) for the specimen 280-1. However, HSS and SS cannot accurately predict the stress at the weld toe since these stress values are measured only at the center of the specimen as can be seen in Figure 15, while the FSP fatigue specimen has reduced stress due to the smooth curvature at the weld toe as seen in Figure 17. Therefore, it is necessary to consider the stress concentration factor from the point where fatigue cracks are propagated by using finite element analysis and the simplified calculation method to assess a more accurate stress concentration factor.

4.2.3. Effects of stress concentration by FE calculation and simplicity formula by weld bead shape. Tue stress concentration factor of the FSP specimen was determined by the simplified equation [24] and finite element analysis according to bead profile and both results were compared. First of ali, silicone putty meant for dentures was used to mold the weld bead shape. Tue molding of the whole bead including weld toe was clone to measure the bead

66 Rivista Italiana della Saldatura· 1 · Gennaio- Febbraio 2015

Figura 19 - Modalità di misurazione caratteristica del profilo del cordone (parte superiore della provetta 280-1). Figure 19 - Typical measurement mode of bead shape (top bead of spe­cimen 280-1 ).

profilo compreso il piede del cordone è stato eseguito per misurare il profilo stesso del provino. Il calco è stato quindi sezionato lungo la lunghezza del cordone con una luce di 5 mm. La forma del cordone lungo la sezione di taglio è stata quindi ingrandita 20 volte mediante microscopio ottico e la larghezza del cordone (L, mm), altezza (h, mm), raggio del piede (p, mm), ed angolo di raccordo (8, 0

) sono stati mi­surati come indicato nella Figura 18. La Figura 19 mostra il profilo di taglio di un giunto saldato in corrispondenza della parte superiore ed i valori delle misurazioni per il pro­vino 280-1. Il profilo di taglio del cordone è stato misurato per sei provini su un totale di nove. Il fattore di concentra­zione delle tensioni (K) è stato ottenuto dalle misurazioni del profilo del cordone attraverso {24} K, = 1 + f(8) (a

1 - 1), (5)

in cui~= 1 + c [{ l/(2.8lill - 2)}(h! p)]P,f(8) = [l - exp{-0.90\/il2(n - 8)}] /{l - exp(0.45n v'X2,)}, f3 = 0.65 - 0.1 exp(-0.63Llt), c = 1 - 0.48 exp{(-0.74L)! t}, ill = (2 h + t)/ t, il2 = il l /2, e t rappresenta lo spessore. Nella Figura 16, i fattori di concentrazione delle tensioni calcolati dal profilo del giunto per i sei provini sono indicati dal quadratino rosso. I fattori di concentrazione delle ten­sioni calcolati sono risultati nel complesso attorno a 1.5 per quanto vi fosse una leggera differenza tra i valori. Inoltre, l'ampiezza della concentrazione delle tensioni in prossimità del punto di nuc/eazione della cricca di fatica si è verificata per tutti i provin i. Nei risultati ottenuti mediante l'equazio­ne semplificata, essendo stato stimato in questo modo il f at­tore di concentrazione delle tensioni sulla base dei profili del giunto, era presente una limitazione nella rappresentaz ione di un fattore di concentrazione delle tensioni ragionevole nel caso in cui il profilo del piede del cordone aveva una curvatura dolce, come nel caso dei provini dopo FSP. Il fattore di concentrazione delle tensioni è stato stimato inoltre mediante analisi agli elementi finiti dopo la misu­razione del profilo del cordone che è stato lo stesso f attore di concentrazione relativo al metodo dell 'equazione sempli­ficata eseguendo il calco con pasta al silicone per i cordoni di saldatura. La stessa m odalità di analisi è stata applicata in 4.2.1. I fattori di concentrazione di tensione stimati me­diante analisi agli elementi fin iti sono indicati con il qua-

J.-U. Park_ Sviluppo di una tecnologia per l'aumento della vita a fatica di giunti saldati testa o testa mediante trattamento friction stir ...

profile from the specimen. Tue putty molding was cut with a 5 mm gap along the bead length, the cut bead shape was magnified 20 times by an optical microscope, and the bead width (L, mm), bead height (h, mm), toe radius (p, mm), and flank angle (8,0

) were measured as shown in Figure 18. Figure 19 shows the cut bead profile of a weld joint at the upper face and the measurement values for specimen 280-1. Tue cut bead profile was measured for the six specimens among a tota! of nine specimens. Tue stress concentration factor (K,) was obtained from a measured bead profile by using [24]

K, = 1 + f(8) (a1

- 1), (5)

where a = 1 + c[{l/(2.81Lì l - 2)}(h/ p)]µ, f(8) = [l - exp{-0.90~(7r - 8)}]/{l - exp(0.45nYLU,)}, /3 = 0.65 - 0.1 exp(-0.63L/t), c = 1 - 0.48 exp{(-0.74L)/t}, Lìl = (2 h + t)!t, Lì2 = Lìl/2, and t is thickness. In Figure 16, stress concentration factors calculated from the bead profiles of six specimens are shown by the "red box" symbol. Tue calculated stress concentration factors were, as a whole, around 1.5 though there was a slight difference in each value. Further, the large stress concentration factor at the starting point of fatigue crack propagation occurred in all specimens. In the results measured by the simplified equation, since it estimated the stress concentration factor from the bead profiles, there was a limit in representing a reasonable stress concentration factor if the weld toe profile had a smooth curvature as in the case of FSP. Tue stress concentration factor was also estimated by finite clcmcnt analysis after measuring the bead profile which was the same as stress concentration factor of the simplified calculation method using silicone putty molding for the weld beads. Tue same analysis condition was applied in Section 4.2.1. Tue stress concentration factors estimated by finite element analysis were presented as the symbol "box" in Figure 16. Figure 20 shows a typical stress distribution calculated by finite element analysis. Tue stress concentration factor was 1.509-2.239 on the upper face and 1.789-2.35 on the back face ofthe bead. Therefore, it was found that the stress concentration factor was highest at the star ting point of fatigue crack propagation compared with those in other fatigue specimens. Tue stress concentration factor based on the finite element analysis was, as a whole, larger by around 30% compared with the stress concentration factor obtained by the simplified calculation method. Therefore, if the shape of the weld toe had a smooth curvature as in the case of the FSP

dratino nella Figura 16. La Figura 20 mostra una tipica di­

stribuzione delle tensioni calcolata con analisi agli elementi

finiti. Il fattore di concentrazione delle tensioni è risultata

1.509-2.239 sulla superficie superiore e 1.789-2.35 su quel­

la inferiore del cordone. Di conseguenza, è stato rilevato

che il fattore di concentrazione delle tensioni era più alto

in prossimità del punto di innesco della cricca a confronto

con quello relativo agli altri provini. Il fattore di concentra­

zione delle tensioni basato sull'analisi agli elementi finiti è risultato, nel complesso, superiore di circa il 30% rispetto al

fattore di concentrazione delle tensioni ottenuto attraverso

il metodo del calcolo semplificato. Di conseguenza, se la for­

ma del piede del cordone presenta un raccordo dolce come

nel caso dei provini dopo FSP, non è stato possibile calcolare

il fattore di concentrazione delle tensioni correttamente me­

diante HSS, SS e l'equazione semplificata. La ragione è stata

che nel caso di HSS e SS, i fattori di concentrazione delle

tensioni risultavano espressi mediante estrapolazione delle

tensioni ad una data distanza dal piede del cordone, men­

tre il metodo di calcolo semplificato prevedeva il calcolo del

fattore di concentrazione delle tensioni usando il solo pro­

filo del giunto. D'altra parte, il calcolo agli elementi finiti

può stimare in modo ragionevole il fattore di concentrazio­

ne delle tensioni per provini dopo FSP in quanto considera

non solo il profilo del cordone ma anche quello del piede del

cordone. Inoltre, il fattore di concentrazione delle tensioni è risultato relativamente più ampio in prossimità del punto di innesco della cricca se confrontato con altre parti.

4.3 Miglioramento del comportamento a fatica con trattamento dopo saldatura (metodo FSP)

I risultati sperimentali di varie tecniche in grado di miglio­

rare il comportamento a f atica del giunto in sé sono stati

riportati nel caso di lamiere saldate soggette a flessione tra­

sversale. Secondo i risultati, l'intervallo in cui si è verificato

specimen, it was not possible to calculate the stress concentration

Figura 20 - Distribuzione de/le tensioni caratteristica relativa a c~lcolo con elementi finit i (280-1 ). Figure 20 - Typical stress distribution of fimte element calculat1on (280-1 ).

Rivista Italiana della Saldatura· 1 · Gennaio- Febbraio 2015 67

J.-U. Park_ Sviluppo di uno tecnologia per l'aumento dello vita a fatica di giunti saldati testa a testo mediante trattamento friction stir. ..

factor appropriately by the HSS, SS, and simplified equation. Tue reason was that, in the HSS and SS, stress concentration factors were expressed by the extrapolation of stresses from a specified distance from the weld toe, while the simplified calculation method calculated the stress concentration factor by using only bead profile. On the contrary, finite element calculation could reasonably calculate the stress concentratton factor for an FSP specimen because it considered not only bead profile but also weld toe profile. In addition, the stress concentration factor was relatively larger at the fatigue crack starting point compared with other parts.

4.3. lmprovement in fatigue lite with postprocess (FSP Method)

Tue fatigue experimental results of the various techniques that improved the fatigue strength of the weld itself were presented for transverse welded plates in bending. According to the results, the range in fatigue strength improvement at 2 x 106 cycles was 25-30% for AWS profiled joint [25], 50-200% depending on the type of joint for burr grinding [26], 20-50% for disc ground (26], approximately 50% for TIG dressing [27], and 50-200% for ultrasonic impact peening [13]. Meanwhile, to compare improvements to the fatigue strength of the reference data above and FSP, two S-N curves were drawn from FSP in Figure 12. Tue S-N curve was drawn using the results of the FSP fatigue experiment and another S-N curve using the same S-N curve slope for the as­welded specimen to evaluate fatigue strength improvements conservatively. As a result of the comparison, the fatigue strength for FSP at 2 x 106 cycles was predicted to increase by a range of 50-110%. Also, in the magnified microstructure of the base metal, the FSP, and the FCAW, it was observed that ferrite and pearlite structures through the FSP were finer than those of the FCAW. With the increase of fatigue life in an FSP specimen, its grain size became smaller than the FCA W specimen's. Usually, fatigue !ife increases as a microstructure becomes smaller. Therefore, the fatigue !ife improvement method proposed by this study is effective at improving fatigue life at weld joints.

5. Conclusions

In this study, a new postweld treatment method is presented that enhances fatigue !ife by improving the weld bead shape and metal structure at the welding zone using the welding process friction stir processing (FSP).The results of this study are as follows. (1) The optimum pin shape and process conditions

are drawn to improve fatigue life in the weld toe by implementing FSP.

(2) Tue new postweld treatment method for fatigue !ife controlling stress concentration through modifying the weld toe using the FSP method is recommended. FSP contributes to reducing the stress concentration factor by 13.22-15.73% compared to the as-weld.

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il miglioramento della resistenza a fatica per 2 x 106 cicli era 25-30% per giunti con profilo AWS [25], 50-200% in funzione del tipo di giunto per giunti fresati al piede del cor­done, 20-50% per giunti molati con disco [26], il 50% circa nel caso di TIG dressing [27] e 50-200% nel caso di palli­natura ad ultrasuoni [13]. Nel contempo, per confrontare i

miglioramenti della resistenza a fatica prima e dopo il FSP, sono state tracciate due curve S-N relative al trattamento FSP nella Figura 12. La curva S-N è stata tracciata impie­gando i risultati delle prove con FSP ed un'altra curva im­

piegando la stessa pendenza della curva relativa ai pmvini allo stato come saldato per valutare in modo conservativo 1

miglioramenti della resistenza a fatica. Il risultato del confronto mostra una previsione dell 'incre­mento della resistenza a fatica a 2 x 106 cicli in un inter­vallo tra 50-110%. Inoltre, nell'ingrandimento della micro­struttura del materiale base, della regione trattata con FSP e FCAW è stato osservato che le strutture ferritico-perlitiche apparivano più fini dopo FSP rispetto al caso del FCAW Oltre all'incremento della durata a fatica del provini FSP, la loro microstruttura diviene più fine. Di conseguenza, metodo per il miglioramento del comportamento a fatica proposto in questo studio risulta efficace per il aumentare la durata a fatica dei giunti saldati.

5. Conclusioni

In questo studio è presentato un nuovo m etodo per tratta­mento dopo saldatura in grado di migliorare il profilo del giunto e la sua microstruttura in zona fusa mediante trat­tamento con processo fiction stir (FSP). I risultati di questo studio sono riportati di seguito. ( 1) Sono state definite la forma ottimale della punta dell'u­

tensile e le condizioni per il trattamento per migliorare il comportamento a fatica al piede del cordone me­diante FSP

(2) Il nuovo metodo per trattamento dopo saldatura per il comportamento a fatica attraverso il controllo del­la concentrazione delle tensioni mediante metodo FSP appare raccomandabile. Il FSP contribuisce a ridurre il fattore di concentraz ione delle tensioni intorno a 13.22-15. 73% per confronto con lo stato come saldato.

(3) L'incremento della durata a f atica del giunti dopo FSP risulta attorno al 42% nelle condizioni progettuali di carico (280 MPa).

( 4) Le tensioni hot-spot, le tensioni strutturali ed i metodi di calcolo semplificati non possono predire con accura­tezza le tensioni al piede del cordone nel caso in cui la forma dello stesso preveda una curvatura dolce, come nel caso dei provini dopo FSP. Ciò avviene in quanto il fattore di concentrazione delle tensioni è determina­to estrapolando la tensione ad una data distanza dal piede del cordone e calcolato usando solo il profilo del giunto.

J.-U. Park - Sviluppo di una tecnologia per l'aumento della vita a fatica di giunti saldati testa a testa mediante trattamento friction stir...

(3) Fatigue !ife at the improved weld joint for FSP is improved by around 42% compared to the as-welded specimen under the design load (280 MPa).

( 4) Hot-spot stress, structural stress, and simplified calculation methods cannot accurately predict the stress at the weld toe in case the shape of the weld toe has a smooth curvature as in the case of the FSP specimen. This is because the stress concentration factor is determined by extrapolating the stress from a specified distance from the weld toe and calculated by using only the weld bead profile.

(5) Tue stress concentration factor by finite element calculation considers not only bead profile but also weld toe profile. Thus, the stress concentration factor for the FSP specimen could be assessed reasonably by FE analysis. Tue stress concentration factor is calculated to be relatively larger at the starting point of fatigue crack propagation.

Highlights (1) Tue optimum process condition was drawn to improve

fatigue !ife by implementing FSW (2) Friction stir processing contributed to reducing the

stress. (3) Fatigue life was improved by around 42% compared to

that of the as-welded specimen.

Conflict of interests Tue authors declare that they have no contlict of interests regarding the publication of this paper.

Acknowledgment This research was supported by Basic Science Research Program through the National Research Foundation of Korea (NRF) funded by the Ministry of Education, Science and Technology (no. 2013-056169) .

References I Bibliografia

(5) Il fattore di concentrazione delle tensioni mediante calcolo agli elementi finiti considera non solo il profilo del cordone ma anche quello del piede del cordone. Di conseguenza, il fattore di concentrazione delle tensio­ni per i provini dopo FSP può essere valutato in modo ragionevole mediante analisi FE. Il fattore di concen­trazione delle tensioni calcolato interessa una regione relativamente estesa in prossimità del punto di nuclea­zione della cricca di fatica.

In sintesi

(1) È stata individuata la condizione di ottimo del pro­cesso per migliorare il comportamento a fatica grazie all'implemetazione della FSW

(2) Il trattamento mediante friction stir ha contribuito a ridurre gli stati tensionali.

(3) La durata a fatica è stata aumentata di circa il 42% a confronto di quella del campione allo stato come salda­to.

Conflitto di interessi Gli autori dichiarano di non avere conflitto di interessi circa la pubblicazione di questo articolo.

Ringraziamenti Questa ricerca è stata supportata dal Basic Science Rese­arch Program attraverso la National Research Founda­tion of Korea (NRF) finanzia to dal Ministry of Education, Science and Technology (no. 2013-056169).

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