RESISTENZA A FATICA ALLA BASE DEL DENTE DI RUOTE DENTATE SINTERIZZATE

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1 AIAS ASSOCIAZIONE ITALIANA PER L ANALISI DELLE SOLLECITAZIONI 40 CONVEGNO NAZIONALE, 7-10 SETTEMBRE 2011, UNIVERSITÀ DEGLI STUDI DI PALERMO AIAS RESISTENZA A FATICA ALLA BASE DEL DENTE DI RUOTE DENTATE SINTERIZZATE M. Benedetti a, C. Menapace a, A. De Nicolò b a Università di Trento - Dipartimento di Ingegneria dei Materiali e delle Tecnologie Industriali, Via Mesiano 77, Trento, matteo.benedetti@ing.unitn.it b GKN Sinter Metals, Via delle Fabbriche 5, Brunico (BZ), Alessandro.DeNicolo@gknsintermetals.com Sommario In questo lavoro viene studiata la resistenza a fatica alla base del dente di ruote dentate ottenute da Metallurgia delle Polveri. Le ruote dentate utilizzate sono state realizzate con due tipi di polvere d'acciaio basso-legata, commercialmente denominati Distaloy DC e Distaloy DH. Parte di esse è stata assoggettata a un trattamento termico di tempra diretta dopo sinterizzazione ( sintero-tempra ). I risultati ottenuti sono stati infine discussi alla luce di indagini frattografiche, di misure di porosità e di microdurezza. Si è riscontrato che l ottenimento di una microstruttura martensitica conferisce buone prestazioni a fatica, di poco inferiori a quelle di ruote realizzate con acciai basso-legati convenzionali e bonificati. Abstract The present paper is aimed at investigating the bending tooth fatigue resistance of gears obtained by Powder Metallurgy. The gears have been machined using two types of low-alloyed steel powder, commercially termed as Distaloy DC and Distaloy DH. Part of them was subjected to a thermal treatment of direct quenching after sintering ( sinter-hardening ). The obtained results were discussed on the basis of fractographic analyses as well as porosity and microhardness measurements. It has been found that the martensitic microstructure is responsible for good fatigue performances, slightly less than those of gears made with low-alloyed conventional hardened and tempered gears. Parole chiave: Metallurgia delle Polveri, ruote dentate con basso modulo, fatica alla base del dente 1. INTRODUZIONE Negli ultimi decenni la metallurgia delle polveri (Powder Metallurgy, P/M) e quindi i processi di sinterizzazione degli acciai hanno subito un notevole sviluppo, tale da far competere questa tecnologia con le tradizionali tecniche di lavorazione da pieno (Ingot Metallurgy, I/M) come la forgiatura, la formatura per colata in stampo e le varie lavorazioni per asportazione di truciolo. Rispetto a queste ultime, infatti, produrre componenti tramite sinterizzazione presenta importanti vantaggi, tra i quali: (i) la possibilità di ottenere direttamente un pezzo finito con le tolleranze dimensionali e il grado di rugosità richieste (processo near-net shape ); (ii) il basso costo della materia prima e il completo utilizzo di essa senza la produzione di trucioli e altri scarti di lavorazione; (iii) la facilità di automazione dell'intero processo; (iv) la possibilità di tenere sotto controllo le proprietà del materiale; (v) l'ottenimento di buone proprietà di resistenza ai carichi statici in relazione a quelle ottenibili da I/M. Naturalmente, accanto ai sopracitati vantaggi sono da evidenziare anche gli svantaggi che un processo di sinterizzazione in genere presenta rispetto alle convenzionali lavorazioni I/M: (i) la

2 presenza di porosità nel materiale ne riduce le proprietà meccaniche; (ii) la disuniformità di distribuzione della pressione all'interno dello stampo impedisce la produzione di componenti di forma molto complicata; (iii) la costruzione di uno stampo comporta un costo molto elevato, per cui tale spesa deve essere ammortizzata su una produzione di larga scala; (iv) le proprietà di resistenza a fatica del componente ottenuto possono risultare molto inferiori e affette da maggiore dispersione rispetto a un particolare ottenuto da I/M. I produttori di autoveicoli utilizzano componenti prodotti da P/M già da diverso tempo, tanto che l industria automobilistica rappresenta il mercato più importante per l industria P/M. L attuale produzione di parti automobilistiche sinterizzate è tuttavia rivolta solo a componenti soggetti a sollecitazioni basse o medie, prevalentemente di natura statica. Il numero di tali componenti potrebbe aumentare in modo significativo solamente se la tecnologia P/M potesse offrire, a costi sostenibili, prestazioni a fatica equivalenti a quelle dei componenti massivi ottenuti per lavorazione meccanica. Per questo motivo, in tempi recenti, numerosi studi sono stati condotti al fine di caratterizzare e migliorare il comportamento a fatica di componenti ottenuti da sinterizzazione [1,2]. Essi si sono concentrati essenzialmente sull obiettivo di aumentare la densità finale del componente sinterizzato; si è osservato infatti che aumentando la densità relativa oltre il 90%, le proprietà meccaniche, specie quelle a fatica, migliorano radicalmente [3]. Per ottenere questo incremento, diverse tecnologie sono state studiate: (i) processi di compattazione innovativi per migliorare la densità del pezzo stampato, (ii) sinteroforgiatura, (iii) densificazione superficiale mediante rullatura o pallinatura [4]. Questi processi si sono rivelati efficaci nell incrementare le prestazioni a fatica dei componenti sinterizzati, rappresentano tuttavia un aggravio di costo che riduce parzialmente i vantaggi economici offerti dalla P/M. Il presente lavoro si prefigge lo scopo di valutare le prestazioni a fatica alla base del dente di ruote dentate P/M di piccolo modulo (1 mm), che trovano largo impiego nell industria automobilistica. Il margine di guadagno in tali componenti può non essere tale da giustificare trattamenti postsinterizzazione volti ad aumentare la densità finale del pezzo. Per questo motivo è di cruciale importanza definire un processo di sinterizzazione in grado di conferire a questi organi meccanici prestazioni a fatica accettabili. Sono state quindi condotte prove di fatica alla base del dente mediante una macchina elettromagnetica di prova a risonanza. Le ruote dentate utilizzate sono state realizzate con due tipi di polvere d'acciaio basso-legata, commercialmente denominati Distaloy DC e Distaloy DH. Parte di esse è stata assoggettata a un trattamento termico di tempra diretta dopo sinterizzazione ( sintero-tempra o sinter-hardening ). Quest ultima è stata un'interessante innovazione del processo produttivo introdotta negli ultimi vent'anni. Essa consiste nella combinazione nello stesso ciclo termico della fase di sinterizzazione e del trattamento di tempra volto ad incrementare le proprietà meccaniche, in particolare la resistenza a fatica. Come risulta evidente, tale sistema permette di effettuare la tempra raffreddando il pezzo direttamente dalla temperatura di sinterizzazione, alla quale l'acciaio è completamente in fase austenitica, con notevole risparmio di tempo ed energia. I risultati ottenuti sono stati infine discussi alla luce di indagini frattografiche, di misure di porosità e di microdurezza. 2. MATERIALI E PROCEDURE SPERIMENTALI Le ruote campione impiegate nel presente lavoro sono ruote dentate cilindriche a denti diritti di piccolo modulo che trovano applicazione in campo automobilistico come satelliti in riduttori epicicloidali. I principali dati geometrici sono elencati in tabella 1. Le ruote sono state prodotte per sinterizzazione delle polveri Distaloy DC e Distaloy DH. Queste ultime sono ottenute aggiungendo diversi elementi di lega alla stessa polvere di partenza, denominata Astaloy Mo, prodotta atomizzando in acqua la lega Fe e 1.5% Mo. Distaloy DC (DC = Dimension Control, controllo dimensionale) è una polvere basso-legata studiata per ottenere dopo sinterizzazione sia variazioni dimensionali costanti, indipendentemente dalla densità, sia elevata resistenza meccanica [5]. Essa è prodotta mediante diffusione parziale controllata di 2% di Ni sulla Astaloy Mo. Questa tecnica di doppia alligazione assicura buona comprimibilità e modesta dispersione delle variazioni dimensionali. Distaloy DH (DH = Direct Hardening, temprabilità diretta) è una polvere basso-legata prodotta mediante diffusione parziale controllata di 2% di Cu sulla Astaloy Mo in modo da aumentarne la temprabilità.

3 Tabella 1: Dati geometrici principali delle ruote campione Denominazione Simbolo Valore Modulo normale m n [mm] 1 Numero di denti z [-] 19 Angolo di pressione α n [ ] 20 Spessore della ruota b [mm] 10.3 Diametro di testa d a [mm] Diametro di piede d f [mm] Il processo di produzione, condotto presso GKN Sinter Metals, prevede il mescolamento della polvere con grafite e lubrificante. Questa poi è pressata nello stampo fino al raggiungimento di una densità al verde pari a 7 g/cm 3. Un primo trattamento termico provvede all eliminazione del lubrificante dal verde. Il successivo trattamento di sinterizzazione è condotto in campo austenitico in atmosfera endogas. I campioni allo stato sinterizzato vengono raffreddati per convezione naturale fino a temperatura ambiente, mentre quelli sinterotemprati sono raffreddati per convezione forzata mediante ventilatori. Alla tempra segue infine il trattamento di distensione. Sono state quindi prodotte quattro serie di ruote campione: DDC sinterizzate, DDC sinterotemprate, DDH sinterizzate, DDH sinterotemprate. La porosità residua presente nelle varie serie di ruote è stata determinata sia mediante il metodo delle pesate multiple sia attraverso tecniche di analisi d immagine. Figura 1: Apparato utilizzato per le prove di fatica. (a) macchina elettromagnetica a risonanza, (b) particolare degli afferraggi e della ruota campione, (c) parametri geometrici della prova. Per ciascuna serie di ruote campione è stata determinata la curva di Wöhler realizzando delle prove a fatica alla base del dente mediante una macchina di prova elettromagnetica a risonanza avente capacità di carico massima di 20 kn (fig. 1a). Gli afferraggi sono stati realizzati in modo che venga applicato su una coppia di denti un carico pulsante in direzione tangenziale alla circonferenza di base, come schematizzato in fig. 1b e 1c. Durante la prova il carico sinusoidale è applicato con una frequenza pari a circa 140 Hz e con rapporto di carico R = 0.1 necessario per evitare lo scorrimento tra gli afferraggi e la ruota. Le prove sono state eseguite con 2 o 3 ruote campione per ogni serie in modo da considerare le possibili dispersioni all interno di ciascuna variante. Gli esperimenti sono stati condotti a livelli di carico tali da avere rottura entro un intervallo di vita a fatica compreso tra 3x10 4 e 2x10 6 cicli. La curva di fatica a termine corrispondente al 50% di probabilità di rottura, espressa dalla relazione:!!!,!!" =!!!!,!!"!!!/! (1) è stata determinata, come da normativa [6], mediante una regressione ai minimi quadrati in scala bilogaritmica dei risultati di prove condotte su almeno 3 livelli di carico con 3 punti sperimentali per ogni livello. Come valore rappresentativo della banda di dispersione è stato assunto quello fornito

4 dalla regressione, espresso da Tσ = 1:σ P90 /σ P10 in cui P90, P10 indicano rispettivamente 90% e 10% di probabilità di rottura. Il limite a fatica a 2x10 6 di cicli è stato ottenuto mediante una procedura stair case utilizzando 12 punti sperimentali nella zona di vita infinita e gradini di carico di 50 N. La conversione del carico di prova al pulsatore nello sforzo alla base del dente è stata eseguita secondo la normativa DIN 3990 [7]. A questo scopo si suppone che la rottura del dente avvenga alla base propagandosi dal punto di tangenza con la retta inclinata a 30 rispetto alla direzione radiale. Lo sforzo di trazione locale in questa zona raggiunge un massimo e può essere utilizzato come criterio per valutare il pericolo di rottura. La normativa DIN 3990 permette di calcolare lo sforzo massimo alla base del dente σ F tramite l equazione (2) partendo dallo sforzo nominale alla base del dente σ F0.!! =!!!!!!!!!"!!" (2) I fattori di esercizio K i tengono conto di un aumento del carico sotto condizioni reali di esercizio e risultano pari ad 1 nelle prove al pulsatore. Lo sforzo nominale alla base del dente σ F0 si calcola secondo la normativa DIN 3990 con l equazione (2) utilizzando come dati d ingresso la forza tangenziale nominale F t, lo spessore della ruota b, il modulo normale m n e i fattori Y F, Y S e Y β.!!! =!!!!!!!!!!! =!!!"#!!"!!!!!!!!!!"#$%&'() (3) In base ai parametri geometrici α Fn, h Fn, s Fn e ρ F (vedi figura 1c) i fattori Y F, Y S e Y β tengono conto della forma del dente (Y F ), dell effetto d intaglio e dello stato di sforzo multiassiale alla base del dente (Y S ) e dell angolo di inclinazione della dentatura (Y β ). Come schematizzato in Figura 1c nelle prove sperimentali, al posto della forza tangenziale nominale, si utilizza la forza trasmessa dalla macchina di prova F Pn (normale sul fianco e tangente alla circonferenza di base). In tabella 2 sono riportati i parametri geometrici α Fn, h Fn, s Fn e ρ F e dei fattori Y F, Y S che risultano in base alla geometria delle ruote campione ed alle condizioni di prova. Il fattore Y β è pari ad 1 per ruote a denti diritti. Tabella 2: Dati geometrici principali delle prove di fatica Denominazione Simbolo Valore Afferraggio tra n denti n [-] 4 Braccio di flessione h Fn [mm] 1.58 Angolo di azione α Fn [ ] 28.4 Spessore del dente s Fn [mm] 1.96 Raggio di raccordo alla base del dente ρ F [mm] 0.25 Fattore di forma Y F [-] 2.31 Fattore correttivo dello stato tensionale Y S [-] 2.13 Le superfici di frattura sono state osservate al microscopio a scansione elettronica allo scopo di individuare i siti d innesco preferenziale del danneggiamento a fatica. Il percorso di avanzamento della fessura di fatica è stato studiato mediante osservazioni al microscopio condotte su ruote sottoposte a prove di fatica che sono state interrotte prima del cedimento finale del dente. Sono stati infine misurati i profili di microdurezza alla base del dente lungo la direzione di sforzo massimo di flessione, ovvero ortogonalmente al punto di tangenza con la retta inclinata a 30 rispetto alla direzione radiale. Per ogni valore di profondità sono state condotte 5 misure di microdurezza Vickers applicando un carico di 0.5 N. 3. RISULTATI E DISCUSSIONE I risultati dei diversi trattamenti termici sono stati valutati tramite analisi metallografiche eseguite su ogni serie di ruota campione. La figura 2 illustra le microstrutture in superficie delle varianti DDH (2a e 2b) e DDC (2c e 2d), nello stato sinterizzato (2a e 2c) e sinterotemprato (2b e 2d). La microstruttura della serie DDH sinterizzata è costituita prevalentemente da perlite/bainite e da alcune zone martensitiche. Analogamente la microstruttura della variante DDC sinterizzata è primariamente bainitica, con presenza di ampie zone austenitiche ricche in Ni e di aree dove si è formata della

5 XXXX CONVEGNO NAZIONALE PALERMO, 7-10 SETTEMBRE 2011 martensite. Le microstrutture delle due varianti sinterotemprate sono molto simili e sono quasi totalmente martensitiche, con presenza di tracce di bainite inferiore immerse nella martensite, più fini nella variante DDH rispetto a quella DDC. In quest ultima si notano inoltre zone bianche nelle quali è concentrato il Ni; tali zone sono comunque più confinate rispetto a quelle che si trovano nella corrispondente variante sinterizzata. Figura 2: Microstruttura delle varianti considerate in questo studio (attacco con Picral). (a) Distaloy DH sinterizzata (1: perlite/bainite, durezza HV0.5 = 330; 2: martensite, durezza HV0.5 = 620; 3: pori), (b) Distaloy DH sinterotemprata (1: martensite, durezza HV0.5 = 890; 2: pori), (c) Distaloy DC sinterizzata (1: bainite, durezza HV0.5 = 350; 2: zona ricca in Ni, durezza HV0.5 = 210; 3: martensite, durezza HV0.5 = 700; 4: pori), (d) Distaloy DC sinterotemprata (1: martensite, durezza HV0.5 = 970; 2: zona ricca in Ni, durezza HV0.5 = 240; 3: pori). Dopo l'osservazione al microscopio sono state eseguite prove di microdurezza Vickers per valutare le durezze dei vari costituenti microstrutturali, indicate nella didascalia di figura 2. A questo proposito si può notare la marcata differenza di durezza tra i vari costituenti microstrutturali riscontrabili allo stato sinterizzato, differenze che invece vengono considerevolmente ridotte dal trattamento di sinterotempra, efficace nel rendere la microstruttura omogenea e quasi totalmente martensitica. In figura 3 sono riportati i profili di microdurezza di tutte le varianti rilevati alla base del dente. Il lieve calo di microdurezza intuibile nei pressi della superficie è indice di una leggera decarburazione superficiale imputabile al blando effetto decarburante dell'atmosfera di sinterizzazione utilizzata (endogas). Si nota inoltre come il trattamento di sinterotempra delle due varianti DDH e DDC induca un rilevante aumento della durezza e come il profilo di microdurezza si mantenga pressoché costante lungo la profondità. Valori così omogenei delle proprietà meccaniche dei vari strati di materiali sono attribuibili alle dimensioni esigue delle ruote campione che subiscono un raffreddamento uniforme dopo il trattamento di sinterizzazione.

6 Figura 3: Profili di microdurezza misurati alla base del dente. Figura 4: Risultati delle prove di fatica. I campioni run-out sono contrassegnati da una freccia. Le curve di Wöhler con probabilità di rottura pari a 50%, relative alle quattro varianti di ruote campione, sono riportate in figura 4. I parametri rappresentativi dell equazione (1) ed i valori del limite a fatica a 2x10 6 cicli sono elencati in tabella 3. Di ciascuna variante sono riportati il limite a fatica dello sforzo nominale alla base del dente σ F0,P50, la sua deviazione standard, il numero di cicli nel punto di flesso N D, l intercetta σ 0F0,P50, la pendenza k della curva di Wöhler e l indice di dispersione dei dati di fatica a termine Tσ. Dall analisi dei risultati a fatica si apprezza l importanza della microstruttura nell influenzare la risposta a fatica delle ruote dentate. In particolare si nota come, nella regione ad alto numero di cicli, la resistenza a fatica dei due materiali sinterotemprati sia chiaramente migliore di quella dei due sinterizzati. Si può quindi asserire che il raggiungimento di un omogenea microstruttura martensitica sia il presupposto per avere ottime proprietà di resistenza a fatica di un materiale sinterizzato. Questa considerazione è anche confermata dall analisi della risposta a fatica della variante DDH sinterizzata, il cui limite di fatica si colloca a metà tra quelli del DDC sinterizzato e delle due varianti sinterotemprate. Le ottime proprietà di temprabilità di questo materiale, infatti, fanno sì che anche

7 senza processo di sinterotempra, la microstruttura risulti mista tra bainite (comunque prevalente) e martensite. Si conferma quindi il ruolo di quest'ultima nel migliorare le proprietà di resistenza a fatica. Tabella 3: Risultati principali delle prove di fatica Variante σ F0,P50 Dev.St. σ N 0F0,P50 [MPa] [MPa] D [MPa] k Tσ DDH sinterizzata DDH sinterotemprata DDC sinterizzata DDC sinterotemprata I risultati ottenuti in termine di resistenza a fatica alla base del dente si possono considerare soddisfacenti: in particolare, il limite di fatica delle due varianti sinterotemprate è persino maggiore di quello riportato in letteratura per ruote prodotte per via analoga ma di modulo leggermente superiore (m n = 1.5 mm) [8], mentre risulta leggermente inferiore a quello di ruote realizzate con acciai bassolegati convenzionali (ad es. 42CrMo4) e bonificati. Per questo tipo di acciai la norma DIN 3990 indica, infatti, un limite di fatica pari a 760 MPa. Queste prestazioni a fatica sono state raggiunte a dispetto di una certa porosità residua presente in tutte le varianti investigate. La tabella 4 riassume i valori di porosità misurata sia mediante il metodo delle pesate multiple eseguito su denti rotti in seguito alle prove di fatica sia attraverso tecniche di analisi d immagine di sezioni del dente a cuore ed in prossimità della superficie. Tabella 4: Risultati delle misure di porosità Pesate multiple Analisi d'immagine Variante Porosità Porosità aperta totale Superficie Cuore DDH sinterizzata 8.8% 13.2% 12.4% 12.3% DDH sinterotemprata 7.9% 11.5% 12.0% 11.8% DDC sinterizzata 6.7% 10.0% 11.3% 11.0% DDC sinterotemprata 6.5% 9.3% 11.0% 11.2% Si osserva in particolare come (i) la porosità totale, stimata con entrambe le tecniche, si attesti intorno all 11%, (ii) le due varianti DDC hanno porosità leggermente inferiore rispetto alle varianti DDH in virtù della loro maggiore stabilità dimensionale e all assenza, rispetto a queste ultime, di Cu ritenuto responsabile di una certa porosità secondaria, (iii) il trattamento di sinterotempra riduce leggermente la porosità, (iv) la porosità è distribuita uniformemente nello spessore delle ruote, indice questo che i trattamenti di compattazione e sinterizzazione sono stati condotti correttamente. Figura 5: Tipica superficie di frattura che mostra un poro superficiale da cui è nucleata la fessura di fatica. Zona di raccordo alla base del dente di una ruota Distaloy DH sinterizzata. Dall analisi frattografica è emerso come la porosità superficiale in corrispondenza del raccordo alla base del dente funga da sito preferenziale di innesco del danneggiamento a fatica, come evidenziato

8 dalla figura 5, che riporta a titolo d esempio la superficie di frattura della variante DDH sinterizzata. Una volta nucleata, la fessura si accresce tendenzialmente lungo la direzione di massima tensione flessionale (ovvero quella ortogonale al punto di tangenza con la retta inclinata a 30 rispetto alla direzione radiale), attraversando i pori disposti più favorevolmente lungo il percorso di propagazione, come mostrato in figura 6 per la medesima variante. Figura 6: Percorso di avanzamento di una fessura di fatica in una ruota Distaloy DH sinterizzata. 4. CONCLUSIONI I principali risultati ottenuti possono essere riassunti come segue: 1) Il limite di fatica delle ruote sinterotemprate è pari a circa il 93% di quello di ruote realizzate con acciai basso-legati convenzionali e bonificati. 2) La microstruttura martensitica conferisce elevate proprietà di resistenza a fatica. Pertanto l uso di polveri con elevata temprabilità porta a buone prestazioni a fatica anche allo stato sinterizzato. 3) La porosità media delle ruote studiate è di circa l 11%. La porosità superficiale funge da sito d innesco preferenziale del danneggiamento a fatica nella zona del raccordo alla base del dente. BIBLIOGRAFIA [1] P.K. Jones, K. Buckley-Golder, H, David, D. Sarafinchan, R. Shivanath, L. Yao, Fatigue properties of high density powder metal alloy steels for high performance power train applications, Proc PM World Congress, Granada, Spain, (1998). [2] S. Dizdar, P. Johansson, PM Materials for Gear Applications, Proc. EURO PM2007, Toulouse, France (2007). [3] L. Alzati, A. Bergmark, J. Andersson, Fatigue performance of PM steels in as-sintered state, Proc. PMAI 2005, Mumbai, India (2005). [4] M. Asti, D. Bassan, M.F. Pidria, Ingranaggi sinterizzati per uso automobilistico, La metallurgia italiana, 9, (2004). [5] A. Bergmark, Microstructure enhancement for fatigue improvement, Proc. EURO PM2003, Valencia, Spain (2003). [6] ASM Metals Handbook, vol. 2, [7] DIN 3990, Calculation of load capacity of cylindrical gears, Beuth Verlag, Berlin [8] S. Dizdar, P. Skoglund, S. Bengtsson, Process, quality and properties of high-density P/M gears, Adv. Powd. Metall. Particul. Matter, 9, (2003).