Onderzoek naar toepassing van lasercladden
Niels Vercaemst
Promotoren: Antoine De Henau, dhr. Karel Vincke
Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van
Master of Science in de industriële wetenschappen: elektromechanica
Vakgroep Industriële Technologie en Constructie
Voorzitter: prof. Marc Vanhaelst
Faculteit Ingenieurswetenschappen en Architectuur
Academiejaar 2013-2014
De auteur(s) geeft (geven) de toelating deze scriptie voor raadpleging beschikbaar te stellen
en delen ervan te kopiëren voor persoonlijk gebruik. Elk ander gebruik valt onder de
beperkingen van het auteursrecht, in het bijzonder met betrekking tot de verplichte
bronvermelding bij het gebruiken of aanhalen van teksten of resultaten uit deze scriptie.
Woord vooraf
De masterproef waarvan deze scriptie het neergeschreven resultaat is, is het sluitstuk van mijn
opleiding tot Master in de industriële wetenschappen. Dit eindwerk heeft heel wat voeten in de
aarde gehad en alleen had ik onmogelijk de resultaten neergezet die in deze scriptie beschreven
staan. Graag had ik in dit woord vooraf een bijzondere blijk van dank gericht aan personen die
mij hebben bijgestaan in het bereiken van de gehoopte resultaten in deze omvangrijke
masterproef.
Mijn grote erkentelijkheid gaat in de eerste plaats uit naar mijn promotors. De heer Karel Vincke
begeleidde mij binnen het bedrijf, V.A.C. Machines, met aimabel enthousiasme van begin tot
einde. De heer Antoine De Henau, UGent-promotor van dit eindwerk, stond mij ook steeds met
raad en daad bij en reikte verschillende oplossingen aan voor problemen, altijd met groot geduld,
know-how en begrip voor de moeilijkheden binnen het thema.
Daarnaast ontmoette ik ook verschillende personen die mij in grote mate hielpen bij industriële
processen waarvan ik vooraf te weinig kennis had. Deze personen kwamen vaak uit andere
bedrijven dan V.A.C. Machines en hielpen mij ondanks het feit dat ik vaak een erg tijdrovende
factor was op hun werkplaats. In de eerste plaats verdienen de heren Dimitri Allemeersch en
Mark Meire een erg groot dankwoord. In het metallurgisch labo van Dana stonden zij mij
dagenlang bij met interesse en uitzonderlijke vriendelijkheid. Ook de heren Eric Melis en Matthy
Labeur, beiden eveneens van het bedrijf Dana, hielpen mij in het test-gedeelte van deze thesis.
De heer Steven Rubben toonde mij de weg in mijn eerste stappen omtrent het werken met de
laserclad-opstelling en het voorverwarmen via autogeen lassen. Docente Metaalkunde Kim
Ragaert wil ik ook bedanken voor de tijd dat ze uittrok om me verschillende analysemethodes aan
te leren. De mensen van D’haene stonden me bij in het afdraaien van de teststukken.
Tenslotte mogen nog twee mensen niet ontbreken in deze bedankingslijst. Mijn ouders hebben
met onvoorwaardelijke steun en geloof de grootste steen bijgedragen in mijn academische
vorming.
Niels Vercaemst, Juni 2014, Gent
1
Abstract
Bij V.A.C. Machines werd tijdens het academiejaar onderzoek verricht naar de toepasbaarheid
voor het reeds aanwezige laserclad-systeem. Het doel dat dit eindwerk diende te bereiken was om
vanuit een adequate procesbeheersing door literatuurstudie, toepassing van parameterkeuzes en
analyses van verschillende testresultaten tot conclusies te komen inzake de mogelijkheden van dit
unieke proces. Vanuit de kennis die opgedaan werd in dit literatuuronderzoek werd aan de slag
gegaan inzake legeringskeuzes en parametervariaties.
Er werd gekozen voor twee totaal verschillende legeringen: Stellite 6 en Metcoclad52052. De
eerste is een kobaltlegering, de tweede is een legering op basis van een nikkelmatrix met 60%
ingebedde wolfraamcarbiden in die matrix.
Na uitvoerige bespreking van zowel het lasercladproces als de legeringssoorten werden de
testsamples, uitgevoerd volgens een wijde variëteit aan welbepaalde parameters, onderlegd aan
microstructuur en hardheids-testen. Deze gaven een grote bundel aan conclusies. De Stellitelegering bleek in bepaalde gevallen een uitzonderlijke hardheid en kwaliteit van microstructuur te
bezitten en goede parameters werden gevonden. Het Metcoclad-poeder daarentegen heeft een te
hoog gewichtspercentage aan carbiden en was niet scheurvrij oplasbaar. Desalniettemin werd een
lijst aan belangrijke aandachtspunten en voorzorgsmaatregelen, zoals voorverwarmen, voorzien.
Voor het Metcoclad-poeder waren de vooruitzichten voor verder onderzoek met poeders met
minder carbiden bijzonder goed. In het algemeen gaven de resultaten weer dat het
lasercladproces er één is met erg grote voordelen op het vlak van het harden van kleine
werkstukken. Door de grote plaatselijke vermogensinbreng zijn de afkoelsnelheid en geringe
warmte-inbreng oorzaken van de mogelijkheid tot hoogwaardige cladlagen.
Research was done in aspect to the applicability of the laser cladding process, for which a system
was already in place at V.A.C. Machines, in prospect of reaching conclusions about the
possibilities and aspects of this unique process. An understanding of parameters and alloy
properties should be achieved through an elaborate literature study, application of the chosen
parameters and analysis of tests. The obtained knowledge served as a base for the choosing of
different alloys and their parameters.
Two very different alloys were chosen: Stellite 6 and Metcoclad52052. The first is a cobalt-base
alloy, the second is an alloy with 60% of tungsten carbide particles imbedded in a nickel-alloy
matrix.
After the discussion of both the process-parameters and the alloys, test-samples were prepared
using a variety of well-chosen parameters. These samples were tested for microstructure quality
and hardness. Several conclusions were formed. The Stellite alloy showed exceptional
microstructure quality and hardness: good parameters were found. The Metcoclad-powder had a
weight percentage of carbides that was too high for the cladding of crack-free layers.
Nevertheless, a list of points of interest and advices, such as preheating, was made. Possible
future research on the same matrix, but with less carbides, shows great potential in the forming
of extremely valuable coatings. Results also show that the laser cladding process shows unique
advantages when used for hardfacing small parts. With the combination of a high power density,
great cooling rate and low heat-input, layers of very high quality can be formed.
2
Inhoudsopgave
Woord vooraf................................................................................................................................................ 1
Abstract .......................................................................................................................................................... 2
Inleiding ......................................................................................................................................................... 6
1 V.A.C. Machines...................................................................................................................................... 10
2 Slijtage- en corrosiebestrijding .............................................................................................................. 11
3 Hardchromeren ....................................................................................................................................... 12
4 Lasertechnieken voor metaaloppervlaktebewerkingen ...................................................................... 14
4.1 Omsmelten en verglazen ................................................................................................................ 14
4.2 Lasershockharden ............................................................................................................................ 15
4.3 Laserlegeren ...................................................................................................................................... 15
4.4 Laserdispergeren .............................................................................................................................. 16
5 Lasercladden ............................................................................................................................................ 17
5.1 Het proces ......................................................................................................................................... 19
5.1.1 Tweestapsproces ....................................................................................................................... 19
5.1.2 Eénstapsproces ......................................................................................................................... 21
5.2 Theoretische benadering ................................................................................................................. 22
5.3 Parameters – processen - cladlaag ................................................................................................. 23
5.3.1 Cladgeometrie ........................................................................................................................... 26
5.3.2 Hardheid en slijtageweerstand ................................................................................................ 27
5.4 Invloeden van parameters en combinaties van parameters ....................................................... 28
5.4.1 ‘Operating window’ van Steen ................................................................................................ 29
5.4.2 Doctoraatstudie van Schneider aan de universiteit van Twente ........................................ 32
5.4.3 Analyse van procescondities voor het coaxiaal lasercladden ............................................. 35
5.5 Apparatuur en materiaal.................................................................................................................. 43
5.5.1 De laser ...................................................................................................................................... 43
5.5.2 Poedertoevoersystemen ........................................................................................................... 49
5.5.3 Opstelling V.A.C. Machines .................................................................................................. 52
5.6 Voordelen en nadelen van het lasercladden ten opzichte van alternatieve methodes ........... 59
3
5.6.1. Plasmalassen ............................................................................................................................. 59
5.6.2 Vlamspuiten............................................................................................................................... 61
5.6.3 HVOF ........................................................................................................................................ 62
5.6.4 Overzicht en voordelen lasercladden .................................................................................... 63
6 Lasercladpoeders: enkele mogelijke legeringen................................................................................... 65
6.1 Legeringen voor lasercladden......................................................................................................... 65
6.2 Legeringen op ijzerbasis .................................................................................................................. 68
6.3 Legeringen op kobaltbasis .............................................................................................................. 69
6.3.1 Inleiding ..................................................................................................................................... 69
6.3.2 Legeringselementen bij kobaltlegeringen .............................................................................. 70
6.3.3 Kobaltlegeringen bij V.A.C. Machines .................................................................................. 72
6.4 Legeringen op nikkelbasis............................................................................................................... 74
6.4.1 Inleiding ..................................................................................................................................... 74
6.4.2 Superlegeringen met nikkelbasis ............................................................................................. 75
6.4.3 Nikkellegeringen & lasercladden ............................................................................................ 76
6.4.4 Nikkellegering bij V.A.C. Machines: Ni-Cr-B-Si-legering als matrix ................................ 77
7 Experimenten en resultaten ................................................................................................................... 83
7.1 Werkwijze van experimenten en testen ........................................................................................ 83
7.1.1 Keuze poeder ............................................................................................................................ 83
7.1.2 Lasercladden bij V.A.C. Machines ......................................................................................... 86
7.1.3 Maken van testsamples ............................................................................................................ 88
7.1.4 Testen van de samples ............................................................................................................. 90
7.2 Stellite 1 & Stellite 6......................................................................................................................... 94
7.2.1 Parametervariatie ...................................................................................................................... 94
7.2.2 Microstructuur, scheuren en porositeit ................................................................................. 98
7.2.3 Hardheidsanalyse ....................................................................................................................106
7.2.4 Stellite 1 ....................................................................................................................................114
7.2.5 Toepassingen van Stellite 1 en 6...........................................................................................115
7.2.6 Conclusies Stellite-poeders ....................................................................................................117
7.3 Metcoclad 52052 ............................................................................................................................118
7.3.2 Ni-Cr-B-Si-matrix met wolfraamcarbiden: voornaamste aandachtspunten...................119
4
7.3.2 Parametervariatie ....................................................................................................................123
7.3.3 Microstructuur, scheuren en poriën .....................................................................................124
7.3.3 Hardheidsanalyse ....................................................................................................................132
7.3.4 Hoogte en rendement ............................................................................................................136
7.3.5 Conclusies Metcoclad52052 ..................................................................................................137
8 Algemeen besluit ...................................................................................................................................140
Lijst met figuren en tabellen ...................................................................................................................145
Bronvermelding en literatuurlijst............................................................................................................148
Geraadpleegde literatuur .........................................................................................................................150
Bijlagen .......................................................................................................................................................152
Bijlage 1: Stellite 1 (Durmat S1-PTA) datasheet ..............................................................................152
Bijlage 2: Stellite 6 (Durmat S6-PTA) datasheet ..............................................................................153
Bijlage 3: Metcoclad52052 datasheet .................................................................................................154
Bijlage 4: Hardheidsmetingen Metcoclad52052 ...............................................................................156
5
Inleiding
De laatste drie decennia zijn ongeveer zo’n 2000 wetenschappelijke artikels verschenen in een
brede waaier van gespecialiseerde media over het lasercladden. Deze vrij recente manier van het
opleggen van een hoogwaardige laag om de eigenschappen van een materiaal aan het oppervlak
sterk te verbeteren, heeft de interesse van duizenden ingenieurs en bedrijfsleiders opgewekt. De
grote hoeveelheid aan wetenschappelijke scripties geeft niet enkel blijk van deze interesse in het
proces, ook toont het aan dat het een erg complex proces is met vele aspecten. Tweeduizend
artikels verder is nog steeds geen algemeen algoritme voor het bepalen van de proceseenheden
beschikbaar. Bijna elke toepassing verschilt immers van elkaar. Er is zo’n grote diversiteit aan
invloedfactoren en procesparameters die de uiteindelijke eigenschappen van de cladlaag bepalen
dat de hoeveelheid aan onderzoek blijft stijgen. Enkele van deze factoren zijn, bijvoorbeeld, het
gebruikte lasertype, het vermogen, de grootte van de laserspot, … . Alles begint echter met de
keuze van een opgelegde legering. Voor elke legering zijn de ideale parameters anders, en die
ideale parameters verschillen dan nog eens van installatie tot installatie.
Bedrijven en onderzoekscentra opteren er dus voor onderzoek uit te voeren naar specifieke
toepassingen van het lasercladproces, daar geen algemene vuistregels voor ideale processen
voorhanden zijn. Zoals vermeld zijn de procesparameters afhankelijk van zowel legering als de
specifieke eigenschappen van de gebruikte opstelling. Dit is van belang om de onderzoekstelling
dat voor deze thesis werd aangenomen te kunnen plaatsen in het ruimer kader van het lasercladonderzoek. Bij V.A.C. Machines werd onderzocht hoe de aanwezige laserclad-apparatuur het best
ingesteld werd, naargelang de gekozen legeringen, om zodoende kwaliteitsvolle lagen te bekomen.
Ook hier moest dus onderzoek gedaan worden naar specifieke instellingen voor welbepaalde
legeringen.
Binnen het opleggen van een metalen laag door middel van een laser zijn nog verschillende
opstellingen te vinden. Zo is er bijvoorbeeld het 3D metaal-printen, wat de laatste jaren erg
gehypet is. Daarnaast zijn ook herstellingswerken door middel van lasercladden mogelijk, van
groot tot klein. Bij V.A.C. Machines wordt het lasercladden toegepast om een coating op te
leggen op cilindrische assen die gemonteerd zijn op een draaibank.
Het is quasi onmogelijk om in de literatuur twee exact gelijke opstellingen te vinden voor het
lasercladden. Steeds zal wel minstens één van de parameters als spotgrootte, lasersoort,
poedertoevoerdebiet, vermogen, … verschillen. Daarom werd in het kader van deze masterproef
gezocht naar artikels, richtlijnen of naslagwerken die het lasercladproces in het algemeen
beschreven of in omstandigheden waarbij meerdere opstellingsfactoren van vergelijkbare aard
waren (bijvoorbeeld zelfde vermogensdichtheid). Zowel de keuze van legering, basis en deviaties
van de testparameters en de beoogde resultaten werd onderzocht volgens deze strategie.
6
Het uiteindelijke doel van deze masterproef was het bekomen van richtwaarden en –lijnen om tot
een werkbaar lasercladproces te komen. Microstructuurkwaliteit en hardheidswaarden zijn
hiervoor onontbeerlijk en vormen de basis van het kwaliteitsonderzoek. Er werd begonnen met
één legering, een Stellite. Nadat deze resultaten de goede richting begonnen uit te gaan, werd zelfs
geopteerd nog een tweede, totaal verschillend, poeder te bestuderen. Hierop volgend wordt het
verloop van de scriptie uit de doeken gedaan en wordt er gemotiveerd waarom deze scriptie zo
opgesteld is. Dit overzicht biedt ook een kijk op de behaalde mogelijkheden, doelen en resultaten
van de tests.
Er wordt begonnen met een beknopt hoofdstuk waarin het bedrijf V.A.C. Machines, alwaar het
effectieve lasercladden plaatsvond, wordt voorgesteld. Vervolgens wordt het thema over slijtageen corrosiebestrijding toegelicht. Deze twee zaken zijn de grootste doelen die de cladlaag voor
deze toepassing voor ogen heeft. Vervolgens wordt aandacht besteed aan het hardchromeren.
Het hardverchromen is een proces dat werd toegepast voor het harden van metaal-assen. De
Europese Unie plaatste echter hexavalent chroom op de haar autorisatielijst in het REACHprogramma, waardoor het uitvoeren van het chromeerproces in de toekomst sterk
gehypothekeerd wordt. Het wegvallen van dergelijk wijdverspreid proces gaf in Europa, en ook
bij V.A.C. Machines, aanleiding tot het zoeken naar alternatieven, waarvan lasercladden er één is.
In hoofdstuk vier worden verschillende alternatieve methoden voor het opwaarderen van
metaaloppervlakken besproken die eveneens gebruik maken van de laser. Sommige processen
lijken intrinsiek erg goed op het lasercladproces. De verschillen in werkwijze en resultaat worden
hier kort omschreven.
Het volgende hoofdstuk handelt dan over het lasercladden zelf. Uiteraard is dit deel van de
scriptie wat uitgebreider. Er werd getracht het proces zo compleet mogelijk te bespreken en toch
beknopt te blijven. Onder andere de verschillende processen, de apparatuur en het materiaal, de
parameters en cladlaagkwaliteiten komen hier aan bod. Een erg belangrijk hoofdstuk voor de
gehele scriptie is hoofdstuk 5.4, alwaar een selectie is gemaakt van drie wetenschappelijke werken
die het lasercladproces op een vrij algemene manier omschreven. Deze artikels onderzochten de
mogelijkheid om de link tussen parameterselectie en uiteindelijke cladlaag-eigenschappen op een
vrij algemeen vlak weer te geven. Door de grote hoeveelheid aan fysische en chemische aspecten
is dit erg moeilijk. Drie artikels staken er in de literatuurstudie bovenuit toen gezocht werd naar
invloeden die parameters op de cladlaag hadden. Vaak beschrijven zij correlaties tussen
combinaties van parameters en uiteindelijke eigenschappen. Het werk van Steen vermeldt een
werkbaar gebied van parameters voor het lasercladden in het algemeen met de belangrijkste
parameters. De scriptie van heer Schneider voegde een resem parameterinstellingen samen
omtrent kobaltlegeringen zoals ze reeds succesvol werden toegepast. Als derde komt nog een
artikel van de Oliveira et al. aan bod waar dieper ingegaan wordt op de statistische correlaties van
parametercombinaties tot uiteindelijke cladlaag-eigenschappen. Verder komen in dit hoofdstuk
onder meer nog enkele voor- en nadelen van vergelijkbare systemen, die niet gebruik maken van
een laser, aan bod.
7
Hoofdstuk 6 gaat in op de legeringen die gebruikt werden bij V.A.C. Machines en ze worden
gesitueerd in hun familie van legeringen. In het kader van deze masterproef was het niet relevant
de volledige studie omtrent legeringen neer te schrijven, over de mogelijkheden binnen de wereld
van legeringen zijn duizenden pagina’s te vullen. Eerst wordt een korte duiding gegeven over
legeringen die gebruikelijk zijn in het lasercladden. Speciale aandacht gaat uit naar de
superlegeringen, hoogwaardige legeringen waarvan de ontwikkeling een graad van symbiose met
de opkomst van het lasercladden in zich draagt. Legeringen op ijzerbasis worden heel kort
besproken omdat ze erg wijdverspreid zijn, hoewel ze niet gebruikt werden binnen het kader van
deze masterproef. Relevanter is het hoofdstuk over de legeringen op kobaltbasis, waarvan Stellite
6 en Stellite 1, beiden gebruikt bij V.A.C. Machines, deel uitmaken. Vervolgens wordt kennis
gemaakt met nikkellegeringen. Deze soort van legeringen is eveneens erg veelzijdig en de matrix
van het Metcoclad-poeder dat bij V.A.C. Machines werd gebruikt, is ook op nikkelbasis. Het
poeder heeft echter al van in de geleverde doos harde wolfraamcarbidenpartikels ingemengd
gekregen, die zich als zodanig in de matrix nestelen bij het lasercladden. Ook dit fenomeen van
Metal Matrix Composites wordt besproken in dit hoofdstuk. Het dient opgemerkt te worden dat
bij stollen er zich ook carbiden vormen in de Stellite-legering, deze wordt in deze thesis echter
niet definitief bij de MMC-soort geplaatst, daar de elementen die verantwoordelijk zijn voor de
meeste carbiden (voornamelijk chroom) ook een onbetwiste rol spelen in de matrix.
In het zevende hoofdstuk wordt met al de achtergrondinformatie aan de slag gegaan voor de
eigen experimenten en resultaatanalyse. Hiervoor wordt de volledige weg van het lege blad naar
de resultaatsanalyse zoals die in het geval van deze masterproef is verlopen beknopt overlopen.
De uitgebreide uitleg en beredenering is steeds terug te vinden in vorige hoofdstukken. Eerst
wordt de keuze van het poeder verduidelijkt. Vervolgens wordt aan de hand van beeldmateriaal
het cladproces, zoals dat er bij V.A.C. Machines uitziet, stap voor stap uitgelegd. Wanneer de
stukken eenmaal geclad zijn is de helft van het werk nog niet achter de rug. Vooraleer de tests en
analyses kunnen gebeuren moeten de samples nog voorbereid worden. Dit werk gebeurde bij
Dana en staat eveneens omschreven.
8
Deel twee van het zevende hoofdstuk handelt over de analyse van de testresultaten van het
Stellite-poeder. Vooraleer nuttige uitspraken te kunnen doen omtrent kwaliteit van de cladlaag,
wordt eerst uitgelegd hoe een parametervariatiesysteem werd opgesteld om verschillende
verschijnselen bij lasercladden te kunnen onderscheiden en analyseren. De samples werden getest
op zowel microstructuur als hardheid. In de analyse zal blijken dat de keuze van
parameterinstelling én –variatie erg goed gekozen bleek. Er werden samples bekomen van een
uitstekende kwaliteit. Fijne microstructuren van grote densiteit werden behaald met bepaalde
instellingen. De bekomen hardheid overtrof de verwachtingen en de datasheetwaarden. Uit de
resultaten van samples met mindere goede parameters (slechtere cladlaag) misschien nog meer
nuttige info gehaald worden. De relaties tussen de verschillende soorten defecten, bijvoorbeeld
scheuren, of aspecten, zoals rendement, en parameters toonden in grote mate overeenkomsten
met vergelijkbare studies. De manier waarop combinaties van parameters invloed hebben op de
totale cladlaag werd uitvoerig besproken en een lijst aan conclusies werd gemaakt.
Het derde deel van hoofdstuk zeven bespreekt voor het Metcoclad-poeder wat het tweede deel
besprak voor het Stellite-poeder. Daarbovenop komt eerst nog eens een opsomming met de
voornaamste aandachtspunten die in achterhoofd dienen gehouden te worden wanneer men
dergelijk MMC wil lasercladden. Hieruit blijkt vooral dat de bijkomstige wolfraamcarbiden, en
dan in het bijzonder hun positie en hoeveelheid, een grote invloed hebben op de cladlaag. Dit
was bij Stellite niet het geval. Ook hier worden met een welgekozen parametervariatiesysteem
verschillende samples geclad en getest op microstructuur en hardheid. Ook wordt uitgelegd
waarom bij dit soort poeder de microstructuur van vitaal belang is en de hardheid van een veel
minder belang. Scheuren en porositeiten waren de grootste probleempunten bij het cladden van
Metcoclad52052. In hoofdstuk 7.3 wordt eveneens uitgelegd welke invloed de carbiden op deze
scheurvorming en de vernauwing van het werkbaar cladgebied hebben. Er wordt onder meer
besloten dat een gewichtspercentage van 60% aan wolfraamcarbiden te veel is om een scheurloze
cladlaag te garanderen. Voor de overige zestien belangrijke conclusies wordt verwezen naar
hoofdstuk 7.3.5.
Uiteindelijk wordt aan deze veelzijdige masterproef een einde gebreid met een besluit. Hierin
worden voornamelijk de werkwijze en de belangrijkste conclusies per legering beknopt
samengevat, in de mate dat het mogelijk is om op dit vlak beknopt te blijven.
9
1 V.A.C. Machines
V.A.C. Machines is een bedrijf dat opgericht werd in 1988 en inmiddels sterk groeide. Met het
exclusiviteitscontract voor het vertegenwoordigen van het Duitse bedrijf Trumpf in België en
Luxemburg heeft het een belangrijke troef op zak. In 1991 werd ingetrokken in het gebouw op
het Brugse industrieterrein Blauwe Toren. De belangrijkste werkzaamheden in het bedrijf zijn de
verkoop, montage, onderhoud en reparaties van metaalbewerkingstoestellen. Snijden, ponsen,
walsen en plooien zijn enkele voorbeelden van de functies van deze toestellen.
Ook voor het gebruik van lasers bij het metaalbewerkingsproces is er bijzondere aandacht bij
V.A.C. Machines te Brugge. Met behulp van lasers van Trumpf worden verschillende
werkzaamheden uitgevoerd, zoals snijden, markeren, … . Deze masterproef onderzocht een
andere toepassing van het gebruik van een laser bij metaalbewerking: het lasercladden.
10
2 Slijtage- en corrosiebestrijding
Het vermijden en bestrijden van metaalcorrosie en –slijtage zijn beiden van onschatbaar belang in
elke industrietak dat met metaal in aanraking komt. Het is inmiddels 12 jaar geleden dat de
NACE (National Association of Corrosion Engineers) de resultaten van haar grootschalige studie
naar voor schoof. De jaarlijkse kosten die in de Verenigde Staten alleen al afkomstig zijn van
corrosieve problemen werden geraamd op 276 miljard dollar. Dat dit meer dan 3% van het bruto
binnenlands product van de VS bedraagt, bevestigt eens te meer het enorme belang van het
bestrijden van corrosie. Bij deze duizelingwekkende getallen werden mechanische slijtagegevallen
zelfs nog niet meegerekend.
Een geologische studie uit 2008, ook uit de VS,
geeft een kijk op de grote opmars van de ijzer- en
staalconsumptie wereldwijd (Rogich, 2008). Het is
opvallend dat, na een vrij lange periode van
relatief trage stijging, tussen 2000 en 2005 de
jaarlijkse wereldconsumptie toenam van 700
miljoen ton naar ruim een miljard ton.
Het staat dus buiten kijf dat de toepassing van
Figuur 1: Wereldconsumptie ijzer en staal (Rogich, 2008)
slijtage- en corrosieresistente materialen aan een
onstuitbare opmars bezig is. Verschillende technieken worden aangewend, elk met hun eigen
voor- en nadelen. Hieronder zijn bijvoorbeeld thermische, thermochemische of mechanische
behandelingen als voornaamste procesgroepen voor het bestrijden van slijtage en corrosie.
11
3 Hardchromeren
Het hardchromeerproces dient in deze paper extra aandacht te krijgen. Bij V.A.C. Machines was
het potentieel wegvallen van de mogelijkheid tot toepassing van dit proces in de toekomst één
van de redenen om research naar het laserclad-proces te verrichten. In december 2010 zijn
namelijk verschillende chroomverbindingen door het European Chemicals Agenca (ECHA) op
de autorisatielijst van REACH (Restriction, Evaluation, and Authorisation of Chemicals)
geplaatst. Door deze toevoeging zal chroomtrioxide (waarvan de vorming ervan onvermijdelijk is
bij het chromeerproces) zonder autorisatie van het ECHA niet meer mogen worden gebruikt
vanaf 21 september 2017. De laatste datum voor het indienen van een autorisatieaanvraag is 21
maart 2016.
Chroomtrioxide komt vrij bij het hardchroomproces (galvanisatie van chroom op een
metaalsubstraat). Als katalysator voor het neerslagproces wordt zwavelzuur gebruikt. Bij
hardchroomlagen wordt normaal gezien tot een laagdikte van 100µm afgezet op het substraat.
Hierbij kan de hardheid van deze nieuwe toplaag oplopen tot circa 68 HRC (Rockwell C
hardheid). Deze coating biedt een goede bescherming tegen corrosie en, door de grote hardheid,
tegen allerhande vormen van slijtage.
Er wordt (onder andere) in Europa op grote schaal gezocht naar alternatieven voor het
hardchromen met chroomtrioxide. Doordat het verchromen op zich erg wijdverspreid is in de
metaalbewerkingsindustrie, worden voor alle verschillende toepassingen aparte alternatieven
gezocht. Verzinken en vernikkelen zijn beide ook galvanisatieprocessen die in bepaalde gevallen
het verchromen kunnen vervangen. Volgende tabel geeft enkele alternatieven voor het
verchromen weer met voor- en nadelen en in welke industriegebieden ze (kunnen) worden
gebruikt (Legg, K., 2012).
Behandeling
Thermisch spuiten
Andere vormen van
galvanisatie
Warmtebehandeling
Vacuum coatings
Lastechnieken
(bijvoorbeeld
lasercladden)
Typische toepassingen
Landingsgestellen van vliegtuigen,
hydraulische cilinders, …
Voor- & nadelen
Mogelijks harder en beter
corrosiebestendig. Moet echter
uitvoerig worden nabewerkt.
Praktisch overal waar
Vrij vergelijkbaar proces. Meestal
hardchromen gebruikt wordt.
minder goeie eigenschappen dan
hardchromen
Hydraulische cillinders,
Heel hard en corrosiebestendig.
tandwielen, lagers, …
Wel erg duur en complex.
Kleine, hoogwaardige items
Extreem hard. Is echter complex
(bijvoorbeeld mallen)
(per doorsnede nieuwe opstelling)
en duur.
Kleine oplages of reparatie van
Goed voor dikke coatings, veel
kapotte of gecorrodeerde stukken. verschillende mogelijkheden.
Duurder, vereist nabewerking.
Tabel 1: alternatieve metaalbehandelingen ter vervanging van hardchromen
12
Deze alternatieven zijn veelal duurder dan chromeren of geven slechtere eigenschappen. Dit is
vrij logisch want chromeren wordt immers op grote schaal toegepast en processen die goedkoper
én betere resultaten met zich meebrengen zouden al veel vroeger het hardchromen vervangen
hebben. Voor bedrijven die er zich niet toe geroepen voelen om een aanvraag tot autorisatie te
doen, moeten zich meestal beroepen op één van bovenstaande alternatieven. De redenen voor
het niet indienen voor een autorisatie-aanvraag kunnen van verschillende aard zijn: financieel (erg
grote investering voor het indienen van een aanvraag via een consortium), idealistisch (akkoord
gaan met de REACH-conclusies en alternatieve, groenere opties exploreren) of inspelen op
toekomstige methoden en investeren in deze nieuwe toepassingen.
Een groot voordeel van het plaatsen op de autorisatielijst van chroomtrioxide, is de grote
vooruitgang in de onderzoeken naar verschillende (veelal minder toxische) alternatieven.
Lasercladden is één van die alternatieven waarvan de toepassing en het onderzoek ernaartoe
ongetwijfeld een grote boost zullen krijgen door deze REACH-conclusies.
Het chromeren werd onder meer gebruikt om lagering-onderdelen van cardanassen te harden. Bij
V.A.C. Machines werd voor deze paper, onder andere, ook de specifieke toepassing van
lasercladden op deze teststukken onderzocht.
13
4 Lasertechnieken voor
metaaloppervlaktebewerkingen
Buiten het lasercladden, wat in het volgende hoofdstuk inleidend zal besproken worden, zijn er
nog andere procedés om het metaaloppervlak te veredelen. De enorme energiedichtheid die
lasers kunnen behalen, zorgt ervoor dat er enkele unieke technieken kunnen toegepast worden
die onmogelijk met andere processen kunnen uitgevoerd worden. Omsmelten, verglazen en
lasershockharden zijn processen die geen materiaal toevoegen aan het metaal. Laserdispergeren
en –legeren doen dit wel. Eerst worden de technieken die geen materiaal toevoegen in het proces
besproken, daarna de procedés die dit wel doen.
4.1 Omsmelten en verglazen
Het omsmelten van metaaloppervlakken met een laser wordt toegepast om een fijnere
microstructuur te verkrijgen. De fijnere kristalstructuren, de hogere oplosbaarheid van vaste
stoffen in de structuur en de vorming van meta-stabiele fasen zijn mogelijk door de grote
afkoelsnelheid. Hierdoor is een grotere hardheid en corrosiebestendigheid mogelijk. Vooral
gietijzer, hypo-eutectisch gereedschapstaal en aluminium worden vaak omgesmolten met behulp
van de laser.
Het verglazingsproces is vergelijkbaar met het omsmelten. Echter, hierbij wordt de afkoelsnelheid
zo vergroot dat het materiaal geen tijd meer krijgt voor kristalvorming en diffusie. Dit is niet bij
alle legeringen mogelijk, maar bij degene waarbij de mogelijkheid er wel is, wordt een amorfe,
glasachtige structuur verkregen. Door het gebrek aan defecten en korrelgrenzen wordt een erg
hoge treksterkte en plastische vervormbaarheid verkregen. Vaak worden de substraten bevestigd
op een koperen oppervlak, zodat de warmte erg snel kan afvloeien. Door de grote
vermogensdichtheid die voor dit proces vereist is, wordt vaak gebruik gemaakt van korte pulslasers.
14
4.2 Lasershockharden
Shockharden is een proces dat gebruik maakt van een schokgolf om de microstructuur van het
object te versterken. Het is vergelijkbaar met koud vervormen: defecten worden toegevoegd om
de hardheid te verhogen, dit gaat wel ten koste van de ductiliteit. Bij het shock-proces wordt in
het algemeen een schokgolf gecreëerd dat krachtig inwerkt op de microstructuur van het
metaalobject. Meestal wordt het te harden substraat bedekt met een transparante laag, zoals
water, om het effect te versterken.
Figuur 2: Laserharden (Vollertsen, Partes, &
Meijer, 2005)
Het proces gaat zo te werk: een laserpuls met een erg
grote vermogensdichtheid (circa 109W/cm2) wordt op
het metaal gericht, door het transparante materiaal,
bijvoorbeeld water, heen. De grote vermogensdichtheid
zorgt ervoor dat een dunne laag van het metaal meteen
verdampt. Door de blijvende toevoeging van energie
door de laser wordt erg snel een plasmawolk gevormd.
Doordat het water de snelle expansie van de plasmawolk
verhindert, wordt de druk opgebouwd. De kracht,
afkomstig van deze druk wordt als een schokgolf
doorheen het metaal gedragen, verantwoordelijk voor
dislocaties in de microstructuur, wat een verharding met
zich mee brengt.
4.3 Laserlegeren
Bij het laserlegeren wordt er materiaal toegevoegd
terwijl de laser de toplaag verhit. Door de grote
temperatuurverschillen worden convectiestromen
gecreëerd. Deze convectiestromen zorgen ervoor
dat het toegevoegde materiaal gemengd wordt
met het basismateriaal. Kenmerkend voor het
laserlegeerproces is het feit dat het
toevoegmateriaal volledig smelt en gemengd
wordt met de oorspronkelijke metaallegering.
Door de grote afkoelsnelheid kunnen metastabiele fases verkregen worden in de
Figuur 3: Laserlegeren, -dispergeren en -cladden (Torre &
microstructuur van het afgekoelde materiaal.
Vries, 2000)
Hierdoor kan deze structuur erg van mechanische
en corrosieve eigenschappen verschillen van het basismateriaal, zonder grote verschillen te
hebben in de samenstelling.
De lijst aan mogelijke toevoegmaterialen is erg lang en afhankelijk van substraatmateriaal en het
beoogde effect op zowel corrosieve resistentie en slijtagevastheid.
15
4.4 Laserdispergeren
Laserdispergeren lijkt in se erg op het laserlegeren. Het verschil ligt in het feit dat het
toevoegmateriaal niet oplost in het oorspronkelijke basismateriaal. De partikels blijven nagenoeg
intact en worden ingebed in de basismateriaal-laag. Voorwaarde hiervoor is dat de toegevoegde
partikels een erg hoog smeltpunt hebben (boven 3000°C), zodat ze niet gesmolten worden zoals
bij laserlegeren. Ook hier hebben de convectiestromen, afkomstig van de grote
temperatuurverschillen, een belangrijke rol: in plaats van het vermengen van gesmolten partikels,
zorgen ze er nu voor dat de vaste partikels behoorlijk gelijkmatig worden verdeeld in de toplaag.
Aangezien dit geen vorm van legeren is en de partikels in vaste toestand worden opgenomen in
het basismateriaal, zijn er enkele beperkingen en opvallende eigenschappen aan dit procedé.
Aangezien aan de toplaag vooral nog het basismateriaal te vinden is, is deze techniek niet echt
geschikt voor het versterken van anticorrosieve eigenschappen van het basismateriaal. Deze
techniek wordt gebruikt om de hardheid sterk te verhogen. Men zal dus partikels met én een
hoog smeltpunt én een erg grote hardheid (tot 3000HV) inbedden in het basismateriaal. Veel
gebruikte materialen zijn de carbides (wolfraamcarbides, titaancarbides, chroomcarbides, …).
Men zorgt er vaak voor dat deze erg harde partikels worden ingebed in een relatief zachte
metaalmatrix. Deze matrix als basismateriaal zorgt er met haar taaiheid voor dat bij slijtage de
harde partikels niet zomaar losbreken uit de laag. Ook bij één van de legeringen die toegepast
werd bij V.A.C. Machines in het kader van deze masterproef is dergelijk poeder met harde
carbides in een metaalmatrix gebruikt. Het Metcoclad 520252-poeder is een nikkellegering met
toegevoegde wolfraamcarbides en wordt verder in deze paper besproken.
Ook bij laserdispergeren is de afkoelsnelheid van groot belang. Deze moet uiteraard groot genoeg
zijn, zodat de toegevoegde partikels met hoog smeltpunt de tijd niet krijgen om te smelten en op
te lossen zoals bij het laserlegeerproces. De afkoelsnelheid mag dan ook weer niet te hoog zijn:
een te hoge temperatuurgradiënt zorgt voor te grote spanningsconcentraties rond de grillige
toevoerpoederpartikels. Deze spanningsconcentraties kunnen dan oorzaak zijn van scheuren in
de structuur.
16
5 Lasercladden
Zoals reeds aangegeven stijgt het belang van anticorrosieve en –slijtage maatregelen de laatste
jaren sterk. Vooral voor toepassingen met erg hoge kwaliteitseisen maar met lage oplages is deze
technologie erg interessant. Lasercladden is immers zeker geen goedkope technologie, de
investeringskosten in de laserapparatuur alleen al zijn erg hoog. Door deze reden zijn vooral
hoogtechnologische markten geïnteresseerd in het lasercladden. De luchtvaartsector is één van de
sectoren die het meest gebruik maakt van de lasercladtechnologie (Mishra, 2011). Onderdelen van
gasturbinemotoren komen immers onder extreme omstandigheden qua temperatuur en slijtage
terecht. Dit, gecombineerd met de eis voor een hogere efficiëntie en een stijgende hoeveelheid
mogelijkheden zorgde ervoor dat de lasercladtechnologie succesvol toegepast werd in een sector
waar extreme kwaliteit van vitaal belang is. Niet enkel de luchtvaart is de laatste jaren een trouwe
gebruiker van het proces gebleken. Ook marine (scheepsmotorenonderdelen), defensie en zelfs
de mijnbouw en landbouw vonden telkens toepassingen waarvoor lasercladden de voorkeur
kreeg op alternatieve processen. In deze paragraaf worden drie van de belangrijkste toepassingen
van het lasercladden besproken.
Ten eerste wordt de technologie vaak gebruikt om het aanbrengen van een coating. Het principe
van een coating luidt als volgt: het aanbrengen van een dunne laag materiaal (bijvoorbeeld:
metalen, keramieken,…) op een oppervlakte van een geselecteerd materiaal. Hierdoor worden de
eigenschappen van het uiteindelijk bekomen materiaal veranderd en bekomt men meestal
eigenschappen die men met enkel het substraatmateriaal niet zou kunnen bekomen. Een
voorbeeld hiervan (niet gerelateerd aan het lasercladden) is bijvoorbeeld het hardchroomproces,
waarbij door galvanisatie een coating wordt afgezet met superieure hardheid en corrosieve
eigenschappen. Door het toepassen van een relatief dunne coating, dient men niet het volledige
object in het sterkere, corrosievaste en quasi steeds vele malen duurdere materiaal te
vervaardigen. Men bekomt een composietmateriaal waarvan het oppervlak, dat met de negatieve
effecten van de omgeving in aanraking komt, hoogwaardiger is dan het eigenlijke bulkmateriaal,
dat goedkoop en taai kan gehouden worden. Bij lasercladden wordt het oppervlak uiteraard niet
gegalvaniseerd, de coating wordt op het substraat gelast met een laser. Er moet wel gezegd
worden dat het aanbrengen van een coating door middel van lasercladtechnologie nog steeds
beperkt is. De reden hiervoor is hoofdzakelijk de trage processnelheid en de hoge kost. Verwacht
wordt dat, met verdere stijging van laserefficiëntie in de toekomst, steeds meer
coatingtoepassingen door middel van de laser zullen uitgevoerd worden. Door de hoge kost van
het proces zelf, worden meestal toepassingen gezocht waarvoor dure en hoogwaardige legeringen
gebruikt worden als coating. Voorbeelden hiervan zijn nikkel- en kobalt-superlegeringen.
Daarnaast is er ook een kleine nichemarkt voor het gebruik van lasercladden voor het aanbrengen
van een bio-keramiek coating op titaniumlegering voor de medische sector (meer bepaald voor
orthopedische implantaten).
17
De tweede toepassing waarvoor het lasercladden interessant is, is het herstellen van hoogwaardige
componenten. Wanneer dure, hoogwaardige en vitale componenten door fouten in het
bewerkingsproces verkeerde afmetingen meegekregen hebben, is een eenvoudige additieve
herstelling vaak erg moeilijk. De conventionele methode voor deze herstellingen van
hoogwaardige componenten is het oplassen van het vereiste materiaal. Echter, deze techniek kan
erg negatieve gevolgen hebben voor het bewerkte component door de grote warmte-inbreng.
Eén van de grootste voordelen van het lasercladden is de kleine HAZ (Heat Affected Zone,
warmte-aangetaste zone), wat verderop in deze paper nog besproken zal worden. Door deze
kleine HAZ is de invloed op het te herstellen component erg klein wat betreft de mechanische
eigenschappen, porositeit en scheuren. Ook kunnen met lasercladden materiaal opgelast worden
die voorheen ‘onlasbaar’ leken (zoals diverse aluminium-legeringen).
Ten derde is de Rapid Prototyping en Rapid Toolingtoepassing ook van belang bij het lasercladden. Deze vrij
nieuwe markt, die zich vooral richt op een verhoging in
snelheid en efficiëntie van het maken van prototypes, al
dan niet via het produceren van mallen of andere ‘Tools’,
vindt met het lasercladden een technologie die het
mogelijk maakt om ook erg stevige, metalen, prototypes
of mallen te creëren. Vooralsnog wordt voornamelijk met
(zachtere) polymeren gewerkt. Het gebruik van
metaalpoeders zorgt ervoor dat prototypes of mallen met
erg lange levensduur kunnen gecreëerd worden, met
dezelfde sterkte-eigenschappen als het uiteindelijk te
bekomen object.
Figuur 4: LENS-systeem (Sandia National
Producten als matrijzen zouden met de
Laboratories, 2013)
lasercladtechnologie vele malen sneller geproduceerd
kunnen worden. Daarbovenop komt nog het feit dat, met
de juiste CNC-software, hoogopgeleide en ervaren matrijsmakers overbodig kunnen gemaakt
worden indien het lasercladproces binnen bepaalde afmetingen gehouden wordt. Een voorbeeld
van succesvolle toepassing van het lasercladprincipe voor het RP/RT-principe is het LENSsysteem (Laser Engineered Net Shape) van Sandia Corporation. Dit principe van
lasercladprototyping heeft als grote voordeel dat het metalen objecten kan creëren die niet meer
poreus zijn. Door de directe smelting van het poeder op het object, ontwijkt men het probleem
dat men bij andere Rapid Prototyping-technieken voor metaal heeft. Kort uitgelegd: door het
verwijderen van het steeds nodige bindmiddel ontstaat daarbij een ‘green part’ dat nog steeds
opgevuld moet worden met een legering met een lager smeltpunt (meestal brons) dan de legering
waarmee het stuk is opgebouwd. Het LENS-systeem heeft geen nood aan bindmiddel, de
legering wordt rechtstreeks op het Prototyping-stuk geclad en zo zijn de mogelijkheden qua
poederkeuzes quasi eindeloos.
18
5.1 Het proces
Twee verschillende processen worden gebruikt wanneer men via een laser metaallegeringen
oplast. Het verschil tussen de processen zit in de manier van poedertoevoeging: het
tweestapsproces gaat uit van poeder dat al geplaatst is geweest op het substraat, het
eenstapsproces voegt het materiaal toe terwijl de laser deze oplast aan het substraat. Voor deze
masterproef werd gebruik gemaakt van het eenstapsproces, toch wordt voor de volledigheid kort
het tweestapsproces besproken.
5.1.1 Tweestapsproces
Het tweestapsproces is het proces waarbij er geclad wordt met voorgeplaatst poeder. Dit is de
eenvoudigste methode. Er moet echter wel voor gezorgd worden dat het poeder aan het
substraat blijft kleven tot het gesmolten wordt (en er een metallurgische verbinding kan gevormd
worden). Dit is niet altijd even eenvoudig aangezien steeds een inert gas wordt geblazen op het
smeltbad waar de laser passeert (zoals bij andere vormen van lassen), dit om oxidatie te
voorkomen bij de erg hoge temperaturen. Meestal wordt hiervoor een bindmiddel op basis van
alcoholen gebruikt. Wanneer de laser het voorgeplaatste poederbed raakt gebeurt het volgende:
- Er wordt meteen een smeltbad gecreëerd in de toplaag van het voorgeplaatste poederbed door
de irradiatie van de laser.
-De warmte wordt via de mengeling van poeder en bindmiddel naar beneden overgedragen, de
snelheid hiervan is afhankelijk van de warmtecapaciteit van het mengsel. Belangrijk te vermelden
is dat het bindmiddel hier zal verdampen, wat voor porositeit zal zorgen.
-De smelt bereikt uiteindelijk het oppervlak waar substraat en het mengsel legering-bindmiddel
elkaar tegenkomen. Hier wordt de overgebleven warmte gebruikt om energie te voorzien voor
een metallische binding tussen substraat en poeder.
19
Figuur 5: Positie van de smelt bij tweestapsmethode (Steen, 2003)
Bovenstaande afbeelding geeft een theoretische benadering
weer van de positie van de smelt, naargelang interactietijd met
de laser (Steen, 2003). Het is duidelijk dat tijdens de eerste
centiseconden van lasercontact het quasi-horizontale
smeltgrensoppervlak heel erg snel daalt: het voorgeplaatste
poeder smelt van boven naar beneden, dit gaat erg snel
doordat het poederbed vrij thermisch geïsoleerd is. Wanneer
de smelt het substraatoppervlakte bereikt is het interessant om
op te merken dat er eerst weer een stolling plaatsvindt: het
substraat is immers massief en heeft een goed contact met het Figuur 6: Tweestapsmethode (Corbin,
Toyserkani, & Khajepour, 2004)
poederbed, hierdoor wordt de warmte gemakkelijk en snel
afgeleid via het substraatmateriaal. Verdere warmtetoevoeging
zorgt ervoor dat het smeltbadoppervlakte voor een tweede keer het oppervlakte van het substraat
bereikt. Dit oppervlakte is nu warm genoeg om eveneens te smelten: een metallische verbinding
kan worden gecreëerd.
Voor het eerst in deze paper wordt hier melding gemaakt van de term ‘dilution’. Deze geeft de
graad van vermenging (vaak procentueel, af en toe in afstandsmaten), tussen toegevoegd
poedermateriaal en substraatmateriaal weer. De term dilution wordt in quasi alle literatuur
omtrent lasercladden gebruikt, en zal zich alzo ook op die wijze en met die definitie in deze paper
bevinden. Specifiek voor de tweestapsmethode lijkt op bovenstaande afbeelding dat voor een
groot gebied van interactietijd (circa 0.03s tot 0.5s) een gebied met lage dilution mogelijk is.
Echter, het is slechts voor het gedeelte van 0.15s tot 0.5s (specifiek voor de parameters gebruikt
voor dit schema, notabene) dat er sprake is van een metallische verbinding. Deze metallische
verbinding is essentieel voor het garanderen van een goed cladresultaat.
20
Het grote probleem dat men bij de tweestapsmethode ondervindt is de moeilijkheid van het
onder controle houden en correct instellen van de warmte-inbrenging- en CNC-loopsnelheidsparameters. Een te lage warmte-inbreng of interactietijd brengt immers geen metallische
verbinding met zich mee (dilution=0%). Zijn voorgenoemde parameters dan weer te hoog, zal de
dilution te hoog zijn. Dit is erg nadelig omdat op deze manier de gewenste eigenschappen van de
cladlaag teniet gedaan worden, men is als het ware aan het laserlegeren (indien dilution naar 100%
gaat). Verschillende manieren werden ontwikkeld om op zowel theoretische als experimentele
manieren te gaan bepalen welke snelheid en vermogensinbreng benodigd zijn voor een correcte
dilution. Echter, door voorgenoemde problemen, en het feit dat door de verdamping van het
bindmiddel er zich onvermijdelijk porositeit in de cladlaag gaat bevinden, wordt deze techniek
voornamelijk enkel gebruikt voor Rapid Prototyping/Rapid Tooling.
5.1.2 Eénstapsproces
Het éénstapsproces is het lasercladproces dat voor deze
thesis is gebruikt. In dit hoofdstuk worden enkel de
verschillende manieren van poedertoevoeging besproken,
het essentiële verschil met de tweestapsmethode. Aan de
rechterkant ziet u een afbeelding met de verschillende
poedertoevoegingsmethodes voor het éénstapsproces.
Helemaal bovenaan staat de pastatoevoegingsmethode
geïllustreerd: terwijl de laser aanstaat wordt een pasta
toegevoegd, dat qua positie meestal ietwat voorkomt op
de laser. Net als bij de tweestapsmethode bestaat deze
pasta uit de gekozen legering, gemengd met een
bindmiddel. De nadelen en beperkingen van de
tweestapsmethode blijven echter aanwezig en er is het
bijkomend probleem van de extra
pastatoevoerparameter. Deze manier van toevoeging
wordt bijgevolg dus slechts weinig toegepast.
De tweede mogelijkheid van metaaltoevoeging is die van
het geblazen poeder. Hierbij komt het poeder tegelijk (of
een fractie voor het substraat) met de laser én het
substraat in aanraking. Deze methode werd gebruikt in
deze masterproef en zal de enige relevante methode zijn
voor de rest van deze paper, waarin ze besproken wordt.
Figuur 7 Eenstapsmethode: b1) Pastatoevoeging, b2)
Geblazen poeder, b3) Draadtoevoeging (Corbin,
Toyserkani, & Khajepour, 2004)
21
De derde mogelijkheid bestaat erin om een draad, in plaats van poeder, bestaande uit het
materiaal naar keuze, toe te voegen aan het smeltbad afkomstig van de laserwarmte. In
vergelijking met de toevoeging van geblazen poeder heeft de draadtechniek enkele unieke
voordelen. Zo is de toevoegefficiëntie van de draad veel groter dan de efficiëntie van het poeder,
waarvan er altijd heel wat verloren wordt geblazen. Economisch gezien is de draadtechniek ook
interessant, het is namelijk veel goedkoper een draad te produceren dan metaalpoeders. Uiteraard
zijn ook enkele nadelen aan deze techniek verbonden, ze krijgt immers in vele gevallen niet de
voorkeur op poedertoevoer. Enkele van de problemen: een lage oppervlaktekwaliteit, lage
krachteigenschappen, porositeit en scheuren. Er is in de literatuur melding van onderzoekers die
erin slaagden een goede parameterinstelling te kiezen voor de draadtechniek bij lasers maar over
het algemeen wordt er geoordeeld dat een kleine verandering in het proces of een kleine
verstoring al te snel dramatische effecten heeft voor de kwaliteit van de cladlaag. Bij V.A.C.
Machines werd, zoals reeds vermeld, ook gekozen voor het geblazen poeder-systeem.
5.2 Theoretische benadering
Een grote hoeveelheid aan onderzoeken is reeds uitgevoerd met betrekking tot het formuleren
van een adequate theoretische procesomschrijving van het lasercladden, met wisselend succes.
Corbin et al. (2004) geven ook in hun werk omtrent het lasercladden een kort overzicht van deze
theoretische modellen. Veel van deze theoretische modellen zijn steady state-modellen (geen
rekening houdend met de tijd). Enkele onderzoeken brachten ook dynamische modellen als
voorstel naar buiten. De grote moeilijkheid in het creëren van dergelijke modellen is het feit dat
men te maken heeft met een grote hoeveelheid van parameters, processen en eigenschappen die
elkaar beïnvloeden. Zo zal bijvoorbeeld een verhoogde snelheid van een ingevlogen
poederpartikel ook een effect hebben op het proces. Het is belangrijk om op te merken dat veel
van deze modellen zich richten op een enkel aspect van het lasercladden, zoals bijvoorbeeld het
analyseren van het poederrendement aan de hand van enkele parameters, of het bepalen van de
gemiddelde temperatuur van het smeltbad, afhankelijk van het materiaal, laser, intensiteit,
snelheid, enzovoort.
In het kader van deze scriptie zijn deze modellen echter van minder nut. Hoewel ze een
hulpmiddel kunnen zijn voor het vinden van een indicatie van instelbare parameters, zijn ze
praktisch weinig werkbaar, aangezien ze zelden over het proces als volledig geheel kunnen
handelen. In vrijwel alle literatuur omtrent lasercladden wordt aangewezen om, evenwel met
theoretische verstand van zaken, aan de slag te gaan met modellen op basis van experimentele
analyses. Door de grote verscheidenheid aan parameters is het zo dat elk lasercladproces op
zichzelf moet bestudeerd worden. Deze studie kan echter wel gedaan worden vanuit
experimentele analyses, dit geschiedde ook zo voor deze scriptie. Voor een selectie uit de
belangrijkste experimentele modellen die werden geraadpleegd voor deze masterproef wordt
verwezen naar hoofdstuk 5.4.
22
5.3 Parameters – processen - cladlaag
Wanneer men zich verdiept in het theoretische aspect van het lasercladden, moet men zich
ervoor behoeden dat men door het bos de bomen niet meer zou zien. De lijst aan verschillende
parameters en invloedsfactoren die allen invloed hebben op de uiteindelijke cladlaag en diens
vereiste kwaliteiten lijkt eindeloos. Even eindeloos is de lijst aan onderzoekartikels over de
invloeden van parameteraanpassingen bij het cladden. Belangrijk is hierbij te onthouden dat geen
enkele (test-)opstelling dezelfde is. Het is erg moeilijk om twee projecten te vinden waarbij zelfs
maar twee parameters (zoals laservermogen, legeringkeuze, poedertoevoersnelheid, lasersoort, …)
gelijk zijn. Bijgevolg is het niet evident om artikels, die op zich meestal erg informatief zijn
(lasercladden is een vrij hoogtechnologische techniek), op een correcte manier te linken aan de
eigen experimentopstelling bij V.A.C. Machines. Na een uitvoerige literatuurstudie over
parameterinstelling werd besloten om alle vergaarde informatie te filteren tot een grote
hoeveelheid artikels en onderzoeken overbleef die allen kunnen gelinkt worden aan de
testopstelling bij V.A.C. Hiermee wordt bedoeld dat artikels die bijvoorbeeld handelden over het
oplassen van aluminiumlegeringen of gepulste lasers minder aandacht kregen.
Toen deze nuttige informatie omtrent de parameters verzameld was, werd besloten om vanuit
deze kennis de eerste eigen testen uit te voeren. Hiervoor was het nodig om de resultaten en
parameters van de bestudeerde onderzoeken om te rekenen naar de eigen opstelling. Over deze
opstelling bij V.A.C. Machines staat meer vermeld in het hoofdstuk ‘Apparatuur en materiaal’.
Het moet gezegd dat deze omrekening niet altijd even eenvoudig te doen is. Een eenvoudig
voorbeeld hiervan: over het algemeen wordt voor het lasercladden vaak gewerkt met een
cirkelvormige laserspot waarvan men de oppervlakte instelde door de laser minder of meer uit
focus op het substraat te brengen. Bij V.A.C. Machines werd gewerkt met een rechthoekige spot
van 8 op 4 mm. Dit oppervlak van 32mm² komt vrij nauwkeurig in de buurt van het oppervlak
van een cirkel met een diameter van 6.4mm. De eerste uitgevoerde testen werden bekomen met
parameters die ruwweg geschat werden aan de hand van indicaties die uit artikels werden gehaald.
23
Naarmate het proces vorderde werd meer en meer duidelijk dat een puur theoretische benadering
van het proces bijna onmogelijk uit te voeren was. Vaak zijn sommige parameters namelijk erg
moeilijk te controleren of aan te passen. Ook hiervan een voorbeeld: er wordt in de literatuur
melding gemaakt van de invloed van de snelheid (niet het debiet) van poederpartikels wanneer ze
in gesmolten toestand het substraat bereiken (de Oliveira, Ocelik, & De Hosson, 2005). Deze
snelheidsvariabele is een voorbeeld van één van de vele ‘belangrijke’ parameters die in de
literatuur aan bod komt. Het is niet mogelijk om in één enkele testopstelling alle parameters, die
vaak slechts in enkele artikels aan bod komen, te berekenen, laat staan er rekening mee te
houden. Naar parameters als partikelsnelheid, poederuitstroomvorm, warmtecapaciteit van
legeringen, ... werd aldus geen onderzoek verricht. Het was van belang een lijst van parameters uit
te kiezen die aan enkele voorwaarden voldeden. Ten eerste diende de parameter uiteraard van een
essentieel belang te zijn voor de uiteindelijke cladlaag (met de oppervlakteruwheid van het
substraat werd bijvoorbeeld geen rekening gehouden). Ten tweede moest de parameter instelbaar
zijn bij V.A.C. Machines (de spot-size lag vast op minimaal 32mm², een grotere
vermogensdichtheid dan 94W/mm² was bijgevolg niet mogelijk). Ten derde moest de parameter
meetbaar zijn (de exacte laserdistributie werd niet berekend). Voor deze keuze werd rekening
gehouden met een niet-limitatieve lijst in het boek Laser Cladding (Steen, 2003). Dit handboek
van Steen bood als leidraad in het begin van de literatuurstudie een enorme hulp en dient extra
vermeld te worden. Tabel 2, dat u op volgende pagina vindt is quasi identiek overgenomen uit
laatst vermeld boek. Deze lijst aan parameters, processen die doorlopen werden en
eindresultaatvariabelen was hét hulpmiddel bij uitstek om de literatuurstudie de goede richting uit
te sturen. Naast de verschillende parameters vindt u voor sommige ook de instelmogelijkheden
en vaste gegevens bij V.A.C. Machines. De eigenschappen die u onder de tabel van de cladlaag
vindt waren essentieel voor de kwaliteitsbepaling van de cladlaag in het onderzoek.
De parameters hebben meestal geen verdere duiding nodig in dit schema. Sommigen van hen
worden nog eens toegelicht in het hoofdstuk over apparatuur en materiaal. Na het schema komt
kort nog eens de cladgeometrie en de benamingen aan bod.
24
25
Tabel 2: Overzicht Parameters-Processen-Cladlaag, met toevoeging parameters V.A.C. Machines (Corbin, Toyserkani,
& Khajepour, 2004)
5.3.1 Cladgeometrie
AC
Am
Figuur 8: Cladgeometrie (Corbin, Toyserkani, & Khajepour, 2004)
In bovenstaande afbeelding zijn de verschillende geometrie-eigenschappen van de uiteindelijke
cladlaag aangeduid:
𝑊: 𝐵𝑟𝑒𝑒𝑑𝑡𝑒 (𝑚𝑚)
ℎ: 𝐻𝑜𝑜𝑔𝑡𝑒 (𝑚𝑚)
𝑏: 𝑑𝑖𝑒𝑝𝑡𝑒 (𝑚𝑚)
𝜃: 𝐶𝑜𝑛𝑡𝑎𝑐𝑡ℎ𝑜𝑒𝑘(°)
𝐴𝐶 : 𝐶𝑙𝑎𝑑𝑙𝑎𝑎𝑔(𝑚𝑚2 )
𝐴𝑚 : 𝐺𝑒𝑠𝑚𝑜𝑙𝑡𝑒𝑛 𝑜𝑝𝑝𝑒𝑟𝑣𝑙𝑎𝑘(𝑚𝑚2 )
Ook de verhouding tussen breedte en hoogte kan uit de cladlaaggeometrie gehaald worden en is
een belangrijke parameter voor het lasercladden. Verhouding of Aspect Ratio (AR):
𝐴𝑅 (𝑎𝑠𝑝𝑒𝑐𝑡 𝑟𝑎𝑡𝑖𝑜) =
𝑤
ℎ
Ook de dilution of vermengingsgraad kan via de geometrie van de cladlaag bepaald worden. Er
zijn twee manieren om de dilution te bepalen. Enerzijds kan dat metallurgisch: hierbij zal men de
vermenging van substraat en legering berekenen door middel van een samenstellingsstudie (vaak
door het gewichtsprocent van ijzer in het substraat en legering gradueel te vergelijken).
Eenvoudiger is echter om de dilution geometrisch uit te drukken:
𝑑𝑖𝑙𝑢𝑡𝑖𝑜𝑛 =
𝑏
𝑏+ℎ
26
5.3.2 Hardheid en slijtageweerstand
Het is belangrijk om op te merken dat hardheid een indicatieve waarde geeft over de resistentie
tegen slijtage. Vooral de weerstand tegen abrassieve slijtage toont een grote mate van
afhankelijkheid aan de hardheid van een materiaal. Dit is vrij logisch: de hardheid van een
materiaal geeft haar weerstand tegen plastische vervorming aan. Maar de hardheid op zich geeft
geen absolute waarde aan inzake de weerstand tegen vervorming. Ook de microstructuur speelt
een belangrijke rol. Harde materialen zijn immers ook over het algemeen bros. Wanneer ze,
ondanks hun hardheid, toch afslijten, is het mogelijk dat grote stukken mee breken.
Onderstaande afbeelding toont aan de hardheid én de soort van het materiaal samen de
weerstand tegen slijtage bepaalt.
Figuur 9: Slijtageweerstand in functie van
hardheid voor verschillende materiaalsoorten
(Thermaspray PTY, 2013)
Bij deze afbeelding valt op dat de brosse ‘ceramics’ ondanks hun extreme hardheid slechts een
beperkte weerstand tegen slijtage bezitten. Dit is te wijten aan het feit dat breuken zich
gemakkelijk propageren in dergelijk bros materiaal. Een oplossing om toch gebruik te maken van
deze keramieke hardheid is ze in te bedden in een zachtere, ductielere, matrix. Deze matrix kan
krachten opvangen die in een zuiver keramische cladlaag tot scheuren zou leiden. Dit is eveneens
het systeem dat toegepast wordt bij het Metcoclad-poeder. Meer over deze zogenaamde ‘Metal
Matrix Composites’ is te lezen in hoofdstuk 6.4.4.b. Ook kan opgemerkt worden dat hardheid,
indien men binnen dezelfde materiaalsoort blijft tenminste, wel een heel goede indicatie is inzake
slijtageweerstand. Dit is ook voor deze masterproef van belang: een Stellite 6-laagmet hogere
hardheid zal een hogere slijtageweerstand hebben dan een Stellite 6-laagmet een lagere hardheid.
Met behulp van een stijtage-test-opstelling kan gemeten worden hoeveel materiaal per tijd de
cladlaag verliest tijdens een slijtage-toestand. Dergelijke apparatuur werd in het kader van deze
thesis niet gebruikt. Aangezien met legeringen werd gewerkt die bekend zijn om hun
slijtageweerstand kon voldoening genomen worden met de hardheidswaarden van de cladlagen
inzake een indicatie voor slijtageweerstand.
27
5.4 Invloeden van parameters en combinaties
van parameters
Zoals reeds vermeld zijn er voor het lasercladden startpunten van waaruit men kan vertrekken,
met als doel een adequaat opgestelde procesparameterinstellingen te bekomen: het theoretisch en
het experimenteel vertrekpunt. Voor deze thesis werd uitgegaan om vanuit praktisch werkbare
‘lasercladmodellen’ te vertrekken, het experimenteel vertrekpunt werd aldus aangenomen om een
eerste indicatie te krijgen in welke richting de parameters moeten gestuurd worden voor het
bekomen van een kwaliteitsvolle cladlaag. De theoretische achtergrond wordt gebruikt voor het
vereiste inzicht in het proces en problemen te kunnen uitleggen en te elimineren. Enkele van deze
praktisch werkbare modellen en belangrijke voorbeelden uit de literatuur worden hier vermeld.
Het moet gezegd dat in verschillende metaalverwerkingsmagazines lasercladden een ‘hot item’ is:
ontelbare artikels verschijnen maandelijks over de hele wereld met resultaten over toegepaste
instellingen en gebruikte legeringen. Het was het streefdoel hieruit degene te selecteren die
relevant waren (gelijkaardige legeringen en de procesparameters ervan te catalogeren. Er zijn in
de literatuur ook enkele, vaak ietwat oudere, ruimere gebruiksvriendelijke modellen te vinden als
indicaties voor het opstellen van een lasercladproces. Deze geven aan wat de gevolgen van
parameterinstellingen op de uiteindelijke cladlaag (geometrie en kwaliteit) zijn. Van de
belangrijkste volgt hier een korte uitleg.
28
5.4.1 ‘Operating window’ van Steen
In het werk ‘Laser Material Processing’ van Steen (2003) is er een beknopt hoofdstuk gewijd aan
het instellen van een lasercladproces, volgende grafiek is hiervoor de leidraad.
Figuur 10 Laser Cladding Operating Window (Steen, 2003)
Steen gebruikte in deze eenvoudige grafiek drie combinaties van procesparameters om het
lasercladproces te omschrijven. Deze procesparameters bakenen een gebied af waarin het
lasercladden goede resultaten kan afleveren. Het is belangrijk te vermelden dat de specifieke
waarden die gelden voor de parametercombinaties afhankelijk zijn van de gebruikte legering. De
waardes die meegegeven worden in Steens onderzoek zijn die van een Wallex Colmonoy. Dit is
een nikkel-chroom-legering met toegevoegd wolfraam om carbides te vormen. Qua inhoud is
deze legering dus vrij gelijkaardig aan het Metcoclad-poeder dat in de experimenten voor deze
thesis werden gebruikt, de gewichtspercentages zijn echter wel anders. Eerst worden enkele
parameters besproken, daarna volgt de uitleg voor de verschillende regio’s in deze grafiek.
29
𝑝𝑜𝑤𝑒𝑟
𝑊
, ℎ𝑒𝑡 𝑣𝑒𝑟𝑚𝑜𝑔𝑒𝑛 𝑝𝑒𝑟 𝑑𝑖𝑎𝑚𝑒𝑡𝑒𝑟 𝑣𝑎𝑛 𝑑𝑒 𝑙𝑎𝑠𝑒𝑟𝑠𝑝𝑜𝑡 (
)
𝑠𝑝𝑜𝑡 𝑑𝑖𝑎𝑚𝑒𝑡𝑒𝑟
𝑚𝑚
𝑔
𝑚̇: 𝑝𝑜𝑤𝑑𝑒𝑟 𝑓𝑒𝑒𝑑 𝑟𝑎𝑡𝑒, 𝑚𝑎𝑠𝑠𝑎 𝑝𝑜𝑒𝑑𝑒𝑟 𝑝𝑒𝑟 𝑠𝑒𝑐𝑜𝑛𝑑𝑒 𝑡𝑜𝑒𝑔𝑒𝑣𝑜𝑒𝑔𝑑 ( )
𝑠
𝑙: 𝑙𝑒𝑛𝑔𝑡ℎ, 𝑙𝑒𝑛𝑔𝑡𝑒; 𝑣𝑜𝑙𝑔𝑒𝑛𝑠 𝑙𝑜𝑜𝑝𝑟𝑖𝑐ℎ𝑡𝑖𝑛𝑔 𝑣𝑎𝑛 ℎ𝑒𝑡 𝑝𝑟𝑜𝑐𝑒𝑠 (𝑚𝑚)
𝑃:
𝑤: 𝑤𝑖𝑑𝑡ℎ, 𝑏𝑟𝑒𝑒𝑑𝑡𝑒; 𝑙𝑜𝑜𝑑𝑟𝑒𝑐ℎ𝑡 𝑜𝑝 𝑑𝑒 𝑙𝑜𝑜𝑝𝑟𝑖𝑐ℎ𝑡𝑖𝑛𝑔 𝑣𝑎𝑛 ℎ𝑒𝑡 𝑝𝑟𝑜𝑐𝑒𝑠 (𝑚𝑚)
ℎ: ℎ𝑒𝑖𝑔ℎ𝑡, ℎ𝑜𝑜𝑔𝑡𝑒 (𝑚𝑚)
𝑤
𝑤𝑖𝑑𝑡ℎ 𝑏𝑟𝑒𝑒𝑑𝑡𝑒
𝐴𝑠𝑝𝑒𝑐𝑡 𝑟𝑎𝑡𝑖𝑜 = 𝐴𝑅 = =
,
(𝑑𝑖𝑚𝑒𝑛𝑠𝑖𝑒𝑙𝑜𝑜𝑠)
ℎ ℎ𝑒𝑖𝑔ℎ𝑡 ℎ𝑜𝑜𝑔𝑡𝑒
𝑙
𝑚𝑚
𝑈 (= ) 𝑝𝑟𝑜𝑐𝑒𝑠𝑠 𝑠𝑝𝑒𝑒𝑑 , 𝑝𝑟𝑜𝑐𝑒𝑠𝑠𝑛𝑒𝑙ℎ𝑒𝑖𝑑 (
)
𝑡
𝑠
𝑆: 𝑠𝑢𝑟𝑓𝑎𝑐𝑒: 𝑜𝑝𝑝𝑒𝑟𝑣𝑙𝑎𝑘𝑡𝑒 𝑙𝑎𝑠𝑒𝑟𝑠𝑡𝑟𝑎𝑎𝑙 (𝑚𝑚2 )
𝑟: 𝑟𝑎𝑑𝑖𝑢𝑠, 𝑠𝑡𝑟𝑎𝑎𝑙 𝑖𝑛𝑑𝑖𝑒𝑛 𝑙𝑎𝑠𝑒𝑟𝑠𝑡𝑟𝑎𝑎𝑙 𝑐𝑖𝑟𝑘𝑒𝑙𝑣𝑜𝑟𝑚𝑖𝑔 𝑖𝑠 (𝑚𝑚)
𝑡: 𝑡𝑖𝑚𝑒, 𝑡𝑖𝑗𝑑 𝑜𝑛𝑑𝑒𝑟 𝑙𝑎𝑠𝑒𝑟𝑠𝑡𝑟𝑎𝑎𝑙(𝑠)
De lengte van de laserspot is gericht volgens de looprichting van het proces, de breedte ligt hier
loodrecht op.
De regio onderaan, afgebakend door een rechte die licht hellend loopt, is genaamd ‘no clad’.
Volgens Steen is voor het lasercladproces een minimale energie-inbreng nodig om een cladlaag te
kunnen opleggen. Onder deze energie-inbreng wordt de cladlaag discontinu.
𝐸𝑠𝑝𝑒𝑐
𝑃
𝑃
𝑃∗𝑡 𝑆
𝑃
𝐽
𝑤
=
= = ∗𝑙 =
(
)
𝑆
𝑡
𝑡
𝑤 ∗ 𝑈 𝑚𝑚2
𝑃
Er wordt opgemerkt dat voor cirkelvormige laserspots er gerekend wordt met 2∗𝑟∗𝑈, wat op
hetzelfde neerkomt, enkel wordt vereenvoudigend vanuit gegaan dat de energie-inbreng uniform
is over het gehele cirkeloppervlak, wat niet zo is. Bij V.A.C. Machines werd gewerkt met een
rechthoekige spot. Besluitend voor de ‘no clad’-zone kan men stellen dat een minimale energieinbreng nodig voor een continue clad een functie is van de parametercombinatie van vermogen,
spotgrootte en processnelheid. De ‘no clad’-waarde is erg afhankelijk van het type legering
(22J/mm² voor Colmonoy PC6, volgens het voorbeeld van Steen) en in lichte mate afhankelijk
van de poedertoevoerhoeveelheid.
30
De regio links-bovenaan, afgebakend door de diagonaal lopende rechte, geeft aan wanneer er een
dilution-probleem zich voordoet. Wordt de maximumwaarde, aangegeven door deze rechte,
overschreden, dan zal een te hoge vermenging het gevolg zijn, wat niet gewenst is voor de
cladlaag. Dilution is mogelijk wanneer er nog energie over is na het smelten van de
poederpartikels. De excessieve energie wordt gebruikt om metallische verbindingen te maken, er
treedt vermenging op met het substraat materiaal, de dilution is recht evenredig met de
𝑃
hoeveelheid excessieve energie. Steen toonde aan dat de gecombineerde parameter 𝑤∗𝑚̇ een
maximumwaarde gaf die het begin van overdadige dilution inluidde (ook hier is de term diameter
vervanger door breedte, zie vorige paragraaf). Belangrijk is hier op te merken dat de snelheid
volgens Steen dus geen indicatieve parameter is voor de dilution. Immers, dilution doet zich pas
voor wanneer teveel energie over is na het smelten van het poeder. Of het substraat nu stilstaat of
beweegt doet er niet toe: als er energie overblijft na het smelten van de in de tijd continu
toegevoegde partikels, vindt vermenging plaats. Een stuk dat snel beweegt met hoog vermogen
en weinig poedertoevoer zal evenveel dilution tussen legering en substraat ondervinden als een
stuk dat traag beweegt! Het stuk dat traag beweegt zal uiteraard een dikkere cladlaag hebben,
maar de metallische verbinding en vermenging ‘tussen legering en legering’ dat zichzelf opstapelt
is geen dilution. De waarde die Steen vond voor de beproefde Colmonoy was 2500J/gmm.
Als laatste gecombineerde parameter die te controleren valt, geeft Steen de Aspect Ratio mee.
Deze geeft een miniumwaarde voor een bepaalde legering die te respecteren valt. Onder deze
minimumwaarde zal er een probleem van porositeit ontstaan tussen de overlappende cladlagen.
De specifieke minimum AR die Steen voorlegde voor de Colmonoy-legering bedroeg 5, met
andere waarden, de breedte van de cladlaag diende minimaal 5 keer groter te zijn dan de hoogte.
Ter vergelijking: met een spoorbreedte van 8mm bij V.A.C. Machines is een hoogte van 1.6mm
de hoogste cladlaag die men in een keer kan opleggen om aan de Aspect Ratio-vereisten te
voldoen voor de Colmonoy-legering volgens Steen. In het onderzoek van laatstgenoemde wordt
𝑤
vermeld dat de gecombineerde parameter 𝑃 ∗ 𝑚̇2 gecorreleerd is aan de aspectratio. Aangezien de
breedte een vast gegeven was bij V.A.C. Machines en het vermogen quasi altijd op het maximum
gehouden werd, was de poedertoevoer het middel bij uitstek om de hoogte van de cladlaag te
regelen.
Er wordt geconcludeerd dat binnen de afgebakende grenzen, die gevormd worden door de drie
combinaties van parameters, een vrij groot gebied aanwezig is waarin kwaliteitsvolle cladlagen
(weinig porositeit, lage dilution en een continue laag) mogelijk is. De grootte van dit werkzame
gebied en de waarden en ligging van de grenswaardefuncties zijn afhankelijk van de gebruikte
legering. Toch biedt dit model een zeer interessante oplossing voor het oplossen van problemen
na structuuranalyses van experimentele cladlagen. Het houdt echter geen rekening met diverse
externe factoren, die erg belangrijk kunnen zijn, zoals voorverwarmen.
31
5.4.2 Doctoraatstudie van Schneider aan de universiteit van
Twente
De heer Schneider voltooide in 1998 zijn doctoraatsthesis omtrent lasercladden. Hoewel het
lasercladden sindsdien reeds een grote ontwikkeling doormaakte zijn enkele van zijn bevindingen
nog steeds relevant en interessant. Bij deze studie werden enkele experimentele en theoretische
procesmodellen opgesteld en geëvalueerd.
Figuur 11: Studie vermogensdichtheid, interactietijd en specifieke energie voor kobaltbasislegeringen. In het blauw toegevoegd: vaak
gebruikte instellingen V.A.C. Machines (Schneider, 1998)
Specifiek voor het lasercladden van kobaltbasislegeringen deed de heer Schneider onderzoek naar
de verschillende procesparameters die op dat moment op experimentele basis (succesvol) werden
toegepast. Ook bij V.A.C. Machines werden poeders op kobaltbasis gebruikt (Stellite 1 en Stellite
6), deze studie was zodoende interessant om een eerste indicatie te geven voor de instellingen van
de parameters. Bovenstaande grafiek levert een overzicht het onderzoek: elk zwarte punt stelt een
apart toegepast proces voor. De verticale as geeft de vermogensdichtheid dat de laserbundel
𝑘𝑊
levert op het substraat en het poeder in 𝑐𝑚2 , de horizontale as geeft de interactietijd weer van de
laser op een punt van het teststuk. Deze interactietijd is afhankelijk van de breedte van de
laserspot en de processnelheid.
32
Het moet gezegd dat in bovenvermelde doctoraatsstudie wordt aangehaald dat de drie laatst
genoemde procesparameters op zich alleen geen garantie kunnen bieden op een kwaliteitsvolle
clad. Individuele instellingen van de parameters apart, zoals laservermogen en loopsnelheid zijn
ook van belang. Het is dus niet zo dat de afstelling van de specifieke energie, dat aangeduid door
de diagonale lijnen op de grafiek en dat een combinatie is van de vermogensdichtheid en de
interactietijd, op zich voldoende garantie biedt op een adequate cladlaag. Ook met de erg
belangrijke parameter van de poedertoevoersnelheid wordt geen rekening gehouden in deze
richtlijn aangevende grafiek.
De gemiddelde vermogensdichtheid van de verzameling processen is 15kW/cm², de gemiddelde
interactietijd bedraagt 0.5 seconden. Het is duidelijk dat de meeste processen, qua specifieke
energie, zich bevinden tussen de waardes van 1 en 10 kJ/cm². In het blauw is op de grafiek
aangeduid waar de experimenten van V.A.C. Machines zich situeren. De laserspotgrootte en
maximumvermogen waren vaste gegevens:
𝐿𝑎𝑠𝑒𝑟𝑠𝑝𝑜𝑡𝑔𝑟𝑜𝑜𝑡𝑡𝑒 = 𝑤 ∗ 𝑙 = 8𝑚𝑚 ∗ 4𝑚𝑚 = 32𝑚𝑚2
𝑃𝑚𝑎𝑥 = 3𝑘𝑊
𝑀𝑎𝑥𝑖𝑚𝑎𝑙𝑒 𝑣𝑒𝑟𝑚𝑜𝑔𝑒𝑛𝑠𝑑𝑖𝑐ℎ𝑡ℎ𝑒𝑖𝑑 = 𝑃𝑑𝑒𝑛𝑠𝑖𝑡𝑒𝑖𝑡 =
=
𝑃𝑚𝑎𝑥
3𝑘𝑊
93.75𝑊
=
=
𝑙𝑎𝑠𝑒𝑟𝑠𝑝𝑜𝑡 32𝑚𝑚2
𝑚𝑚2
9.375𝑘𝑊
𝑐𝑚2
De loopsnelheden van de processen varieerden meestal tussen de 5 en 10 mm/s, dit voor een
lengte van 4mm van de laserspot. Dit zorgt voor volgende interactietijden en specifieke energie:
𝑝𝑟𝑜𝑐𝑒𝑠𝑠𝑛𝑒𝑙ℎ𝑒𝑖𝑑 = 𝑣 = 5 𝑡𝑜𝑡
10𝑚𝑚
𝑠
𝑙𝑎𝑠𝑒𝑟𝑠𝑝𝑜𝑡𝑙𝑒𝑛𝑔𝑡𝑒 = 4𝑚𝑚
𝑣
4𝑚𝑚
5𝑚𝑚
10𝑚𝑚
𝑡𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑎𝑐𝑡𝑖𝑒 = =
= 0.8𝑠 (𝑣𝑜𝑜𝑟
) 𝑡𝑜𝑡 0.4𝑠 (𝑣𝑜𝑜𝑟
)
𝑚𝑚
𝑙 5 𝑡𝑜𝑡 10
𝑠
𝑠
𝑠
𝑆𝑝𝑒𝑐𝑖𝑓𝑖𝑒𝑘𝑒 𝑒𝑛𝑒𝑟𝑔𝑖𝑒 = 𝐸𝑠𝑝𝑒𝑐 = 𝑃𝑑𝑒𝑛𝑠𝑖𝑡𝑒𝑖𝑡 ∗ 𝑡𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑎𝑐𝑡𝑖𝑒
𝐸
5𝑚𝑚
𝑠𝑝𝑒𝑐,
𝑠
𝐸𝑠𝑝𝑒𝑐,
9.375𝑘𝑊
7.5𝑘𝐽
∗ 0.8𝑠 =
2
𝑐𝑚
𝑐𝑚2
9.375𝑘𝑊
3.75𝑘𝐽
=
∗
0.4𝑠
=
𝑐𝑚2
𝑐𝑚2
=
10𝑚𝑚
𝑠
Over het algemeen werden specifieke energieën bekomen tussen 3.75 en 7.5 kJ/cm². Zoals
duidelijk op de grafiek ligt dit bij de verwachte gemiddelde waarden voor specifieke energie voor
kobaltbasislegeringen bij lasercladden.
33
Bij de notatie van de V.A.C. Machines-parameters voor het lasercladden valt ook de relatief lage
vermogensdensiteit op. Dit komt door de laseroptiek die een minimaal oppervlak van 32mm²
voorziet voor de laserspot. Dit is een vrij groot oppervlak, in vergelijking met vergelijkbare
lasercladprocessen in de literatuur met gelijkaardige laservermogens. Er konden geen testen
gedaan worden met andere optieken om de laserspot te verkleinen. Er werd daarom voor
gekozen om het laservermogen steeds op het maximum te houden (3 kW). Het is namelijk op te
merken op de grafiek dat een nog lager vermogen ervoor zou zorgen dat de vermogensdichtheid
ver onder de gangbare waarden zou dalen. Tijdens de experimentele tests werd ook ondervonden
dat met een lager vermogen cladden erg moeizaam was.
Aangezien aan de parameter ‘laserspotgrootte’ dus niets kon aangepast worden en het
laservermogen op het maximum werd gehouden, bleven volgende parameters over als de
belangrijkste parameters: poedertoevoersnelheid, voorverwarmingstemperatuur en
processnelheid.
34
5.4.3 Analyse van procescondities voor het coaxiaal lasercladden
De heren de Oliviera, Ocelik en De Hosson (2005) voerden aan de universiteit van Groningen
een onderzoek uit naar de procesparameters van coaxiaal lasercladden. Dit artikel was uitermate
interessant voor deze thesis aangezien de auteurs met gelijkaardige laser en poederkeuze werkten.
Voor hun experimentele analyse veranderden ze in het proces telkens één parameter gradueel,
terwijl ze de andere constant houden. De resultaten werden statisch beoordeeld, zodoende kon
men afleiden welke parameters op welke cladlaag-eigenschappen invloed hebben, en in welke
mate.
a) Het verschil tussen coaxiaal en zijdelings lasercladden
De auteurs gingen aan de slag met een opstelling voor coaxiaal lasercladden, hierbij wordt het
poeder uit de kop gespoten waaruit centraal ook de laserbundel komt. Bij het lasercladden waarbij
het poeder zijdelings op de laserspot wordt geblazen, wordt een apart spuitstuk voor het poeder
gebruikt. Dit laatste proces wordt ook bij V.A.C. Machines toegepast. Onderstaande afbeelding
geeft hiervan een vergelijking.
Figuur 12: Vergelijking coaxiaal lasercladden (links) en lasercladden met zijdelings geblazen poeder (rechts) (de
Oliveira, Ocelik, & De Hosson, 2005)
Het voordeel dat men bij coaxiaal lasercladden heeft, is dat de verdeling van het poeder uniform
gebeurt. Aangezien het poeder vanuit alle kanten de laserspot bereikt, doet de richting van het
lasercladden er niet toe. Voor het lasercladden met zijdelings geblazen poeder zijn er twee
mogelijkheden: de zogenaamde ‘up the hill’ en ‘down the hill’ methodes. De ‘up the hill’ methode
kenmerkt zich door het feit dat het poeder van dezelfde richting komt als de richting waar het
substraat uit beweegt (op de afbeelding zou het substraat dus naar rechts moeten bewegen). Op
deze manier wordt het poeder tijdelijk vast gezet in een hoek tussen gesmolten materiaal en het
platte substraat. Deze manier van zijdelings blazen heeft een hogere poederefficiëntie dan ‘down
the hill’-cladden (waarbij het substraat naar links zou bewegen op de afbeelding). Daarom wordt
de ‘up the hill’-methode toegepast binnen deze masterproef.
35
Hoewel beide methodes vaak gebruikte manieren van cladden zijn, zijn er dus wel degelijk
verschillen. Deze verschillen uiten zich niet enkel in de opstelling van de lasercladapparatuur
maar ook in de procesparameterinvloeden. Het feit dat het poeder uit een ander spuitstuk dan de
laser komt alleen al zorgt voor een extra parameter: de hoek vanwaar uit het poeder geblazen
wordt op het substraat. Vanzelfsprekend zal deze parameter een erg grote invloed hebben op de
poederefficiëntie. Ook heeft deze andere manier van opstellen van het proces invloed op de
uiteindelijke cladlaag-eigenschappen zelf. Hiervoor kan het voorbeeld van de eigenschap
cladhoogte (h; heighth) gegeven worden. In het artikel waarover dit hoofdstuk handelt, wordt de
gecombineerde parameter F/S (‘feed rate’ gedeeld door ‘speed’) gegeven als een parameter
waarvoor een lineaire correlatie met de cladhoogte bestaat (regressiecoëfficiënt 0.96,
betrouwbaarheidsinterval 95%). Bij zijdelings geblazen poeder werd echter ondervonden dat de
𝐹
cladhoogte gecorreleerd is aan √𝑃 ∗ 𝑆2 . Het feit dat het vermogen per cladoppervlak (P/S) ook
een relevante correlatieparameter vormt voor de cladhoogte wordt onderschreven aan het feit
dat, bij zijdelingse geblazen poeder, het poeder zich een kortere tijd onder de laserstraal bevindt.
Ook wordt de laserstraalintensiteit voor een groter deel afgezwakt door de densiteit van de
poederwolk.
b) Experiment-keuzes
De auteurs van deze studie (de Oliveira et al.) werkten met een Nd:YAG laser met een maximaal
vermogen van 2kW, dit hetzelfde type laser als bij V.A.C. Machines maar met een kW minder aan
maximaal vermogen. In de studie hielden ze de laserspot voor het volledige experiment
vastgesteld op een uniform verdeelde cirkelvorm met een diameter van 3.2mm, dit komt overeen
met een laserspot-oppervlak van 8mm². Zoals al eerder vermeld, werd bij V.A.C. Machines
gewerkt met een spot van 32mm², voor alle onderzochte studies en experimenten werden
parameters als vermogensdichtheid omgerekend (van cirkelvormige oppervlaktes naar
rechthoekige oppervlaktes). Bij de studie die in dit hoofdstuk word omschreven, werd het
vermogen gevarieerd van 200W tot 1750W, wat een variatie in vermogensdichtheid van
25W/mm² tot 218W/mm² geeft (ter vergelijking, de maximale vermogensdichtheid bij V.A.C.
Machines ligt op net geen 94W/mm²). Als op te cladden poeder werd, net als bij deze
masterproef, een legering van Metco gebruikt: Metco 19E, een nikkel-chroomlegering (hier echter
zonder toegevoegde wolfraamcarbides en met een substantieel hoger gewichtspercentage aan
chroom). De cladsnelheid wordt aangeduid met de letter S, het poederdebiet met de letter F
(‘feed rate’). Er kan dus geconcludeerd worden dat dit onderzoek zowel qua poederkeuze,
vermogenshoeveelheid én lasersoort erg overeenstemt met hetgeen dit jaar voor de masterproef
werd toegepast.
36
c) Gecombineerde parameters: minimum cladhoek
De volgende cladlaag-eigenschappen werden onderzocht:
𝐻: ℎ𝑒𝑖𝑔ℎ𝑡, ℎ𝑜𝑜𝑔𝑡𝑒 (𝑚𝑚)
𝑊: 𝑤𝑖𝑑𝑡ℎ, 𝑏𝑟𝑒𝑒𝑑𝑡𝑒 (𝑚𝑚)
𝐴𝑐 : 𝑐𝑙𝑎𝑑 𝑎𝑟𝑒𝑎, 𝑐𝑙𝑎𝑑𝑜𝑝𝑝𝑒𝑟𝑣𝑙𝑎𝑘𝑡𝑒 (𝑚𝑚2 )
𝐴𝑚 : 𝑚𝑜𝑙𝑡𝑒𝑛 𝑎𝑟𝑒𝑎, 𝑔𝑒𝑠𝑚𝑜𝑙𝑡𝑒𝑛 𝑜𝑝𝑝𝑒𝑟𝑣𝑙𝑎𝑘 (𝑚𝑚2 )
𝐷: 𝑑𝑖𝑙𝑢𝑡𝑖𝑜𝑛 , 𝑣𝑒𝑟𝑚𝑒𝑛𝑔𝑖𝑛𝑔 (%)
𝛼: 𝑐𝑙𝑎𝑑 𝑎𝑛𝑔𝑙𝑒, 𝑐𝑙𝑎𝑑ℎ𝑜𝑒𝑘 (°)
Volgende afbeelding komt uit de paper van de Oliviera en zijn collega’s en verduidelijkt de
bedoelde eigenschappen:
Figuur 13: Cladlaag-eigenschappen: breedte (W), hoogte (H), clad-oppervlak (Ac), gesmolten oppervlak (Am), cladhoek (alfa) (de
Oliveira, Ocelik, & De Hosson, 2005)
Om te beginnen is de cladhoek (𝛼) van belang. De Oliveira et al. vermelden dat de cladhoek een
minimumwaarde moet hebben om porositeit bij overlapping van cladlagen te vermijden. Voor
het behandelde poeder kwamen ze uit op een minimumhoek van 100°. Het is interessant om op
te merken dat ze hier eigenlijk hetzelfde toepassen als wat Steen al jaren voorheen vermeldde met
zijn minimum aspect ratio (AR). Dit wordt hier aangetoond, de eerste vergelijking is door de
Oliveire et al. gegeven voor het berekenen van de cladhoek:
𝛼 = 180° − 2(tan−1 (
2𝐻
))
𝑊
𝑊
𝑤𝑜𝑟𝑑𝑡 𝑑𝑖𝑡:
𝐻
2
𝛼 = 180° − 2(tan−1 ( ))
𝐴𝑅
𝑀𝑒𝑡 𝐴𝑅 =
37
Met deze laatste vergelijking is het rechtstreeks verband tussen de cladhoek en de aspect ratio
duidelijk. Volgende grafiek (op volgende pagina) geeft het verband weer volgens de laatste
vergelijking:
Figuur 14: Verband Aspect Ratio en cladhoek
In het behandelde artikel hanteert men een minimumhoek van 100° voor een porositeitsarme
cladoverlapping. In het werk van Steen wordt voor de gebruikte legering een minimum aspect
ratio van 5 aangeraden. Dit komt overeen met een cladhoek van ongeveer 136°. De hoek van
minimum 100° komt dan weer overeen met een minimum aspect ratio van ongeveer 2.4. Het is
duidelijk dat de regel van Steen voor zijn legering (minimum aspect ratio 5, ofte minimum hoek
136°) de strengste is. Voor de cladbreedte die bij V.A.C. Machines kan bekomen worden (8mm,
laserspotwijdte), geldt dus een maximumhoogte van 1.6mm volgens de methode van Steen en
een maximumhoogte van 3.3mm volgens de methode van de Oliveira. In de experimenten werd
duidelijk dat de methode van Steen haalbaardere resultaten had voor de opstelling van V.A.C.
Machines. Hoogtes boven de 2mm waren uitzonderlijk.
38
d) Gecombineerde parameters: feed rate per speed & power
Voor de analyse van de experimenten, uitgevoerd via coaxiaal lasercladden, werden twee
combinaties van parameters als fundamentele invloedsfactoren genomen. Als eerste gebruikte
men de warmte-inbreng per lengte, geleverd door vermogen per cladlengte (power per speed,
P/S). Als tweede koos men voor de poederinbreng per cladlengte (feed rate per speed, F/S). Er
werd voor gekozen de resultaten te bundelen in een tabel met als assen P (vermogen, in Watt) en
F/S (poedertoevoer per snelheid, in g/m). Het vermogen liet tussen volgende waarden variëren:
310W, 570W, 720W en 1150W, dit geeft voor een oppervlak van 8mm² een vermogensdichtheid
van respectievelijk 38, 71, 90 en 143 W/mm². Het is dus duidelijk dat de derde
vermogensdichtheid het meest relevant is voor de experimenten bij V.A.C. Machines (al mag het
verschil tussen coaxiaal en zijdelings lasercladden wederom niet vergeten worden). De speed rates
varieerden van 1.67mm/s tot 5.67mm/s en de powder feeding rates van 66.7 tot 166.7 mg/s. Er
wordt echter niet vermeld welke combinaties van speed rates en powder rates werden gebruikt
om aan de verschillende waarden voor de F/S-parameter te komen. Dit is echter van niet zo’n
groot belang. De exacte loopsnelheid zal namelijk niet direct te vergelijken zijn met die bij V.A.C.
Machines: doordat een grotere spot gebruikt wordt voor deze masterproef, kan een snellere
loopsnelheid toegepast worden om toch een even lange interactietijd te hebben met dezelfde
vermogensdichtheid op een punt op het substraat. Met andere woorden: de specifieke energie,
die als belangrijke parameter wordt genomen, wordt in onderstaande tabel niet vermeld. Deze
tabel geeft echter wel kans tot het maken van enkele interessante conclusies omtrent de invloeden
van de combinaties van voorgenoemde parameters.
Figuur 15: Secties van lasercladlagen d.m.v. coaxiaal lasercladden van een Ni-legering op C45-staal. De F/S – parameter geeft de
hoeveelheid gevoed poeder per eenheidslengte (de Oliveira, Ocelik, & De Hosson, 2005)
39
De eerste conclusie die kan worden gemaakt is de grote variëteit aan mogelijkheden voor dit
proces. Er is namelijk een groot verschil tussen opgeclad oppervlak 𝐴𝑐 van de clad uiterst
linksbovenaan (0.2mm²) en die rechtsonderaan (4mm²). Het oppervlak van de cladlaagdoorsnede
wordt dus 20 maal groter voor de twee extremen van het experiment. Belangrijk is hier op te
merken dat de poedertoevoeging per cladlengte-parameter slechts 8 maal toeneemt (van 12 tot
100 g/m). Hieruit kan dus geconcludeerd worden dat het cladlaagoppervlak 𝐴𝑐 niet enkel
afhankelijk is van de poedertoevoeging per cladlengte. Met andere woorden: er is een grote
stijging in poederefficiëntie te merken naarmate het vermogen verhoogd wordt. Statistisch
onderzoek wees uit dat de poederefficiëntie afhankelijk was van de gecombineerde parameter 𝑃 ∗
√𝐹/𝑆 . Er wordt vermeld dat de behaalde efficiëntie varieert van minimaal ongeveer 15% tot
maximaal 50%. Deze vrij lage poederefficiëntie is een van de wederkerende problemen bij het
lasercladden. Bij V.A.C. Machines werd bij bepaalde instellingen een efficiëntie van ongeveer
65% behaald.
Als tweede kan uit bovenstaande tabel een dilution-probleem worden besloten. De elementen
rechtsbovenaan, met de vermelding ‘Detached’ (losgekomen cladlaag), kenmerken zich door een
grote poederinbreng per cladlengte gecombineerd met een lage warmte-inbreng. Het loskomen
van de laag is veroorzaakt door het gebrek aan een goede verbinding tussen cladlaag en substraat
(de dilution is te laag). Dit is te wijten aan het feit dat men werkt men een erg dichte poederwolk
(een grote F/S) en een laag vermogen: de laserintensiteit wordt zodanig afgezwakt door de
poederwolk dat het substraat niet of te weinig kan gesmolten worden.
Vervolgens wordt de substraat-analyse gemaakt. Een eerste bevinding is dat de smeltdiepte sterk
afhankelijk is van de vermogensparameter, wat te verwachten is. Een tweede bevinding is de
distributie van de smeltdiepte. Het is opvallend dat het centrale gedeelte van cladlaag een veel
diepere smeltdiepte in het substraat heeft dan de zijkanten, hoewel de laserstraal een homogene
intensiteitsdistributie voorziet. Dit is voornamelijk te wijten aan het ‘powder shielding effect’: het
poeder komt in aanraking met de laserstraal alvorens ze in aanraking komt met het substraat. De
plaats waarbij ze in aanraking is, is hierbij van belang: de poedertoevoer valt te vereenvoudigen
als een toevoer die van alle kanten van de laserstraal naar binnen wordt geblazen: daar waar het
poeder de laserstraal het eerst raakt (namelijk: de randen van de laserstraal), zal de intensiteit van
de laser op het substraat het laagst zijn. Met andere woorden: de randen van de laserstraal
ontmoeten het meeste poeder dat nog in de lucht hangt en geven meer energie af aan dit
‘vliegende poeder’ dan aan het substraat. Het centrum van de laserstraal kan minder afgezwakt
het substraat bereiken, waardoor men geen homogene intensiteitsdistributie meer kan verwachten
op het substraat. Hierdoor merkt men verschillen in smeltdiepte.
40
Behalve de conclusies die via deze tabel konden worden gedaan, kon men ook enkele
bevindingen doen via statistisch onderzoek. Procesparameters werden per case ingevoerd, met als
output de verschillende cladlaag-eigenschappen (zoals dilution, hoogte, poederefficiëntie,…).
Vele van de gevonden correlaties worden uitvoerig gesproken, hier volgt een overzicht:
Tabel 3: Gecombineerde parameters en enkele cladlaag-eigenschappen waarmee een hoge graad van correlatie kan gevormd
worden (de Oliveira, Ocelik, & De Hosson, 2005)
Zoals vaak vermeld in de literatuur zijn zelfs de theoretische modellen die rechtstreeks uit
experimentele tests komen niet voldoende om een goede cladlaag te ‘berekenen’ zonder ze te
proberen op te leggen. In dit artikel verzamelde men alle tests met de verschillende
parameterkeuzes in een grafiek met als assen P (vermogen) en S/F (de inverse van poedertoevoer
per lengte). Twee belangrijke cladlaag-eigenschappen werden genomen als indicatie voor wat een
‘goede cladlaag’ zou moeten zijn: enerzijds werd de cladhoek gekozen en anderzijds de dilution.
De cladhoek werd in vorige paragraaf al uitvoerig besproken. Er werd besloten dat deze puur
gerelateerd is aan de aspect ratio. Wanneer men ervanuit gaat dat de breedte minder varieert in
vergelijking met de lengte ten gevolge van poedertoevoer per lengte-variatie, kan gesteld worden
dat de aspect ratio (en dus ook de cladhoek) rechtstreeks afhankelijk is van de cladhoogte. Dit
wordt ook bevestigd in de gevonden statische correlaties in bovenstaande tabel: de hoogte is
recht evenredig aan de gecombineerde parameter F/S, deze hoogte is omgekeerd evenredig met
de aspect ratio en dus ook met de cladhoek (zie vorig hoofdstuk), dus de cladhoek zal lineair
afhankelijk zijn van de gecombineerde parameter S/F. Om deze reden werd de parameter S/F en
niet F/S gekozen als horizontale as voor volgende tabel. De dilution, de tweede eigenschap die
gekozen werd voor het bekomen van een goede cladlaag is lineair afhankelijk van de
41
𝑆
vierkantswortel van de vermenigvuldiging van beide assen: √𝑃 ∗ 𝐹 . De functie die een constant
dilution-percentage beschrijft zal aldus op deze grafiek een hyperbolisch verloop vertonen.
Figuur 16: Procesgebied voor coaxiaal lasercladden met als assen vermogen en snelheid per poedertoevoer: (de Oliveira, Ocelik,
& De Hosson, 2005)
Op de vorige grafiek is de eis van de minimale cladhoek, nodig voor een continue,
porositeitsarme overlapping van cladlagen, aangeduid door de verticale dikke zwarte lijn: rechts
van deze lijn op de grafiek bevinden zich de lagen cladlagen met hoeken groter dan 100°.
De hyperbolische functies D=5% en D=30% staan voor de twee percentages aan vermenging
waartussen geacht wordt aanvaardbare cladlagen te produceren. De auteurs namen deze, samen
met de cladhoek-eis, als belangrijkste cladlaag-eigenschappen en bekwam hiervoor een gebied,
aangeduid met grijs, waarvoor cladden werkzaam was. De gestreepte lijnen met exponentieel
verloop en aanduiding in mm² voor het cladoppervlak verspreiden zich van 0.25mm² voor de
kleinste en 5mm² voor de grootste oppervlaktes.
42
5.5 Apparatuur en materiaal
5.5.1 De laser
a) Geschiedenis & eigenschappen
Het belangrijkste onderdeel van de apparatuur bij het lasercladden is uiteraard de laser zelf. Lasers
bestaan in een grote variëteit aan soorten en vermogens, en zo is ook het lasercladproces op
zichzelf erg veelzijdig qua mogelijkheden. Enkele eigenschappen hebben verschillende lasers wel
altijd met elkaar gemeen: dit zijn de eigenschappen die van het lasercladden zo’n uniek proces
maken, dat quasi niet met andere energiebronnen na te bootsen is.
Reeds in 1917 behandelde Einstein de kwantumtheorie van de emissie, met behulp van Plank’s
wetten, een theorie die de mogelijkheden van het laserproces (het begrip laser kwam slechts veel
later) toelichtte. In 1960, ruim veertig jaar na Einstein’s eerste beschrijvingen, maakte de heer
Maiman de eerste operationele laser wereldkundig. Een halve eeuw later is de laser (een acroniem
voor Light Amplification by Stimulated Emission of Radiation) zijn kinderschoenen ontgroeid:
vermogens en efficiëntie werden groter, de kost werd kleiner, de verscheidenheid aan soorten
uitgebreid, … . Lasers vonden hun toepassing in een ellenlange lijst aan wetenschappelijke
onderzoeken, product development, geneeskunde, defensie, … . Ook in de industrie kwam er de
laatste decennia een opmars van het gebruik van de laser, lasercladden is hiervan slechts één van
de voorbeelden.
Enkele van de eigenschappen en mogelijkheden die lasers zo uniek en nuttig maken worden hier
besproken. Ten eerste zijn lasers hoog monochroom. ‘Normale’ lichtbronnen zenden licht met
een grote verscheidenheid aan verschillende golflengtes. Er is slechts een klein afgebakend gebied
aan golflengtes (ongeveer tussen de 380nm (violet) en 780nm (rood)) dat men kan waarnemn, een
conventionele lichtbron brengt een vrij breed spectrum binnen én buiten deze grenzen naar
buiten: de verschillende golflengtes worden tegelijk waargenomen (een wit-geel licht is vaak het
resultaat). Lasers stralen slechts in een extreem klein gebied van golflengtes, men spreekt van
hoogmonochroom licht, of licht dat quasi 1 golflengte uitstraalt. Dit is ook de reden waarom
laserlicht vaak niet zichtbaar is, dit is het geval wanneer deze golflengte zich buiten het zichtbaar
spectrum bevindt. Aangezien absorptiecoëfficiënten van materialen (zoals metalen substraten bij
lasercladden) afhankelijk zijn van de golflengte van de invallende energiestraal, vergemakkelijkt
deze eigenschap het berekenen van de vermogensoverbrenging.
43
Ten tweede kan een laserstraal erg gericht uitgestraald worden. Normale lichtbronnen zenden
hun licht in bijna elke richting uit, bij lasers kan de straal erg nauw gehouden worden. Echter, het
creëren van perfect parallelle lichtstralen zijn zelfs met lasers niet mogelijk, veelal worden
optische hulmiddelen aangewend om de richting van de laserstraal aan te passen. Dankzij deze
optische hulpmiddelen kan het laservermogen sterk gebundeld worden in een kleine focus. Door
een combinatie te maken van zowel extreem korte pulsen, hoog vermogen en kleine
laserspotgroottes is het mogelijk om vermogensintensiteiten te creëren boven 1017 𝑊/𝑐𝑚² . Het
spreekt voor zich dat deze vermogensintensiteiten voornamelijk gebruikt zullen worden voor
wetenschappelijke doeleinden. Bij industriële toepassingen van lasers zal voor betere efficiëntie de
vermogensdichtheid lager liggen. Ter vergelijking: er werd geclad bij V.A.C. Machines met een
continue intensiteit van ongeveer 104 𝑊/𝑐𝑚². Autogeen lassen, wat gebruikt werd als procedé
voor het voorverwarmen van de stukken heeft een vermogensdichtheid van maximum ongeveer
103 𝑊/𝑐𝑚².
Ten derde kan ook de hoge mate van coherentie aangehaald worden: niet bestaat de straal uit
bijna slechts één golflengte, de energiestralen zijn ook in fase, wat een continu laserstraal teweeg
brengt.
b) Vereenvoudigde werking
Vereenvoudigd kan gesteld worden dat een laser als volgt te werk gaat: eerst wordt een stof
geëxciteerd, er zijn verschillende manieren om dit te doen. Bij V.A.C. Machines gebeurde dit met
flash-lampen. Wanneer het elektron zich in aangeslagen toestand bevindt, wil dit zeggen dat haar
atoom een grotere hoeveelheid energie bezit, dit gebeurt door absorptie van energie (fotonen).
Deze excitatie is te zien uiterst links op onderstaande afbeelding (de lijnen komen overeen met
orbitaal-energieniveaus), afkomstig uit een handleiding van HAAS Lasers. Het atoom blijft
echter niet eeuwig in deze toestand.
Er zijn twee mogelijkheden om terug te keren naar haar oorspronkelijke grondtoestand, beiden
gaan gepaard met emissie van een foton. De eerste is spontane emissie: hierbij keert het elektron
naar de energie-armere toestand terug zonder externe invloeden. Het proces vindt aldus spontaan
plaats. Wanneer dit op grote schaal gebeurt bij een vaste stof merkt men dat een
hoogmonochromatisch licht wordt uitgezonden (zoals bij laserlicht, quasi één golflengte). Het
verschil ligt hem echter in het feit dat de uitgezonden fotonen niet in fase zijn: door de
spontaniteit van het proces en het gebrek aan externe invloedfactoren is de fase van elke foton
willekeurig. Dit proces kan men herkennen in onder meer fosforescentie.
Een tweede mogelijkheid is de gestimuleerde emissie. Net zoals bij spontane emissie wordt eerst
een geëxciteerd elektron terug naar een lagere energietoestand gebracht, met emissie van een
foton. Echter, nu wordt dat foton gebruikt om een kettingreactie op gang te brengen. Door inval
van het foton op nog een geëxciteerd elektron, wordt ook deze naar lager gelegen
44
energietoestand gebracht en ook nu wordt een foton uitgestraald. Op dit moment zijn er al twee
fotonen aanwezig, die door de causaliteit van het ontstaan van de tweede door de eerste ook
Figuur 17: Excitatie (links); spontane emissie (centraal); gestimuleerde emissie (rechts) (Trumpf, 2007)
dezelfde fase hebben. De bedoeling zal dus zijn om het uitgestraalde licht (fotonen) zoveel
mogelijk doorheen de geëxciteerde stof te laten stralen, om zodoende zoveel mogelijk
gestimuleerde emissie teweeg te brengen. Men realiseert dit door het uitgestraald licht te laten
weerkaatsen tussen spiegels, zodat het licht steeds opnieuw weerkaatst wordt doorheen de stof.
Door één van deze spiegels semi-transparant te maken kan een smalle lichtbundel (laser)
vrijkomen.
c) Verschillende types en kenmerken
In dit hoofdstuk worden de verschillende soorten lasers besproken die vaak in de metaalindustrie
worden gebruikt. Hierbij wordt allereerst onderscheid gemaakt tussen de verschillende bronnen
van actieve media waarin de gestimuleerde emissie plaatsvindt, hierbij heeft men de gas-lasers, de
vaste-stof (solid-state) lasers en de diodelasers. Een voorbeeld van de gaslaser is de CO2-laser,
deze kan een vrij hoog vermogen opwekken en is heeft een hogere elektriciteits-efficiëntie dan
zijn alternatieven. De koolstofdioxide-laser heeft echter een groot nadeel door zijn golflengte van
10.6µm: de reflectiviteit op sommige metalen, zoals aluminium is erg hoog, de straal wordt dus
meer teruggekaatst dan geabsorbeerd.
Een voorbeeld van de vaste-stoflaser is de Nd:YAG-laser, waarbij een ytterium-aluminiumgranaat gedopeerd is met neodymium. Hierop zijn verschillende variaties van zowel het
dopeermiddel als het granaat. De Nd:YAG-laser is ook het lasertype dat bij V.A.C. Machines
wordt gebruikt. Als laatste belangrijke type blijft de diodelaser over. Vaak werd voor het
lasercladden de diodelaser gebruikt als pompmiddel voor de vastestof-laser. Dit komt vooral door
het feit dat de diodelasers een decennium geleden nog een vrij laag vermogen hadden. Dit
vermogen was te laag om rechtstreeks te mee te cladden, maar wel hoog genoeg om het
laserproces in een vastestof-medium te bezigen. Het alternatief van energiepompen voor de
vaste-stoflasers is het pompen met lampen (toegepast bij V.A.C. Machines). De laatste jaren
wordt door de stijgende vermogens van diodelasers en de voordelen dat dit type biedt, steeds
meer gebruik gemaakt van dit type om rechtstreeks mee te cladden.
45
Een eerste belangrijk kenmerk van het lasertype is de reflectiviteit op het substraat. Wanneer een
laserstraal een substraat bereikt zal, afhankelijk van haar golflengte, een kleinere of grotere
proportie geabsorbeerd worden. De rest wordt gereflecteerd, de mate waarin de energie
gereflecteerd, en dus verspild, wordt, wordt weergegeven op volgende grafiek. Hierbij zijn
verschillende substraten te zien en hun reflectiecoëfficiënt voor verschillende golflengtes. De
golflengtes van de drie besproken lasercladlasers zijn hierop aangeduid:
Figuur 18: Reflectiecoëfficiënt staal voor verschillende substraten en golflengtes (Corbin, Toyserkani, &
Khajepour, 2004)
46
Het is hier duidelijk dat de CO2 – laser een erg hoge reflectiviteit vertoont voor staal. Hoewel
deze laser een vrij krachtige is, wordt deze dus minder efficiënt gebruikt voor het lasercladden.
Wanneer niet op staal maar op aluminium te cladden valt is dit lasertype al helemaal af te raden:
slechts een minimale fractie van het vermogen (maximum enkele procenten) wordt nog
geabsorbeerd. De Nd:YAG-laser, met een golflengte van 1.064µm, absorbeert ongeveer 40% van
de energie. Op de bovenste grafiek is staal niet meer aangeduid, de reflectiecoëfficiënt daalt
verder voor lagere golflengtes. Er mag dus aangenomen worden dat de diodelasers een hogere
absorptiepercentage voor de afgeleverde energie behalen dan de Nd:YAG-laser op staal.
Een tweede belangrijk kenmerk van de laserstraal is de kwaliteit van de stralingsrichting, deze
dient zo parallel mogelijk te zijn. De variabele die hiervoor wetenschappelijk wordt gebruikt is de
beam parameter product, uitgedrukt in mm*mrad. Men berekent deze parameter op de mate
waarin de straal de neiging heeft zich te verspreiden. Hiervoor wordt de kleinste diameter (𝑑) die
de straal heeft vermenigvuldigd met de hoek waarin het zich uitspreidt (𝜃):
Figuur 19: BPP-berekening met kleinste diameter en hoek (theta) (Trumpf, 2007)
𝐵𝑒𝑎𝑚 𝑃𝑎𝑟𝑎𝑚𝑒𝑡𝑒𝑟 𝑃𝑟𝑜𝑑𝑢𝑐𝑡 = 𝐵𝑃𝑃 =
1
∗ 𝑑0 ∗ 𝜃
4
47
Hoe kleiner de waarde voor BPP, hoe kleiner de divergentie van de straal en hoe hoger de
kwaliteit. Deze parameter is vooral een probleem voor de diodelasers, die een vrij hoge mate van
divergentie hebben. Dit is het grootste nadeel voor de diodelasers, die zich daardoor minder
geschikt maken voor een hoge vermogensdensiteit: de optische onderdelen zouden zich zo dicht
bij het substraat moeten bevinden dat beschadiging moeilijk te vermijden is. Het grootste nadeel
van de koolstofdioxidelasers werd reeds besproken: door hun grote golflengte wordt het
overgrote deel van de stralingsenergie gereflecteerd op een staalsubstraat (en op een
aluminiumsubstraat wordt het al helemaal problematisch). De Nd:YAG-laser heeft een iets lager
continu vermogen, maar hoge pulsvermogen zijn mogelijk. De oorzaak hiervoor is te vinden in
de moeilijke taak van het koelen van de vaste stof-mediums. Een ander nadeel van
hoogvermogen Nd:YAG-laser is de vrij grote spot die minimaal kan bereikt worden: deze kan
niet kleiner dan een halve millimeter in diameter. Voor het lasercladproces is dit echter geen
probleem indien met voldoende hoge vermogens wordt gewerkt: de absorptie ligt veel hoger dan
bij de CO2 – lasers. Het feit dat bij CO2-lasers ook niet met fiber-optische kabels kan
gemanoeuvreerd worden is ook een erg belangrijk nadeel. Daarom krijgen Nd:YAG-lasers in veel
toepassingen de voorkeur. Een overzicht:
LASER
CO2
Nd:YAG
(lamp
gepompt)
Nd:YAG
(Diode
gepompt)
Diode
GOLFLENGTE VERMOGEN BEAM PARAMETER
(µm)
(kW)
PRODUCT
(mm*mrad)
10,640
45
12
Fiber
optics?
1,064
4
25-45
JA
1,064
5
12
JA
0.650-0.940
6
100-1000
JA
NEE
Tabel 4: Vergelijking verschillende lasersoorten
48
5.5.2 Poedertoevoersystemen
Het toevoegen van het materiaal in poedervorm heeft verschillende voordelen tegenover het
minder gebruikte draadtoevoegingsprincipe. Zo is het proces een stuk robuuster: er is geen direct
contact tussen het toevoegmateriaal en de smeltpoel, zo wordt de warmte niet overgedragen. Ook
kan de laserstraal tussen het poeder heen nog op substraat schijnen, wat bij draadtoevoeging niet
het geval is.
Over het verschil tussen coaxiaal en zijdelings lasercladden is al een hoofdstuk gewijd in deze
thesis, de verschillen dus de spuitstukken worden dus niet opnieuw besproken. Wel zijn er
verschillende manieren om het poeder naar de spuitstukken te brengen in een zo continu
mogelijke manier, waarbij het debiet instelbaar én constant is. Het probleem bij het toevoegen
van geblazen poeder, is dat deze poeders verschillende korrelgroottes, densiteiten, korrelvormen
en soortelijke gewichten hebben. Verschillende systemen worden aangewend om deze poeders
aan te leveren aan de coaxiale of non-axiale nozzle. Hierop volgend worden de belangrijkste
besproken, er zijn hier echter wel veel variaties op mogelijk.
Een eerste systeem voor de toevoer van
poeder maakt gebruik van een, vaak
pneumatisch aangedreven, voedingsschroef.
Zoals te zien op de afbeelding aan de
rechterkant wordt het poeder uiteindelijk
door een draaggas onder druk meegenomen
naar de nozzle. De hoeveelheid poeder
wordt geregeld door het instellen van de
snelheid van de schroef en haar dimensies.
Door het variëren van de druk kan de
snelheid waarmee de partikels het substraat
bereiken worden aangepast.
Figuur 20: Poedertoevoer met voedingsschroef (Schneider, 1998)
49
Een tweede manier wordt afgebeeld aan de
linkerkant. Dit principe maakt gebruik van de
zwaartekracht om het poeder te doseren. Het
poeder valt uit z’n container, door een gat, naar
beneden op de poederring. Deze ring draait aan
een instelbare snelheid rond, tot ze een tweede gat
bereikt, waar een zuigkracht het poeder meetrekt
naar het substraat. Via het instellen van het
gasdebiet en de omloopsnelheid van de poederring
kan het poederdebiet en de snelheid van de
partikels geregeld worden. Dit is eveneens het
systeem dat bij V.A.C. Machines gebruikt wordt.
Figuur 21: Poedertoevoer met zwaartekracht (Corbin,
Toyserkani, & Khajepour, 2004)
Beide voorgenoemde systemen maken vaak gebruik van gas onder druk in de container. Wanneer
de hoeveelheid poeder in de container kleiner wordt, zal ook de druk op de onderste partikels, die
uit de container vallen, dalen. De neerwaartse kracht wordt verkleind, en aldus ook het debiet.
Om het debiet minder afhankelijk te maken van de hoeveelheid poeder in de container, voorziet
men van een constante druk in de container, zoals ook te zien is op de afbeelding met het
poedertoevoersysteem met de voedingsschroef.
Een derde optie is er één die
gebruik maakt van fluïdisatie:
hierbij gedragen vaste partikels (in
dit geval het poeder) zich als
onderdeel van een gasstroom. Dit
kan bekomen worden door het gas
van onderen uit tegen de partikels
aan te blazen. Het poeder zal dan
gaan zweven, ze worden als het
ware opgelost in de gasstroom. Het
voordeel van dit systeem is dat men Figuur 22: Fluïdisatiemethode (Corbin, Toyserkani, & Khajepour, 2004)
een regelbaar toeleverproces
bekomt dat een constant debiet levert. Dit in tegenstelling tot enkele alternatieve methodes, waar
pieken en dalen in het debiet onvermijdbaar zijn. Concreet wordt gebruik gemaakt van een
container met poeder en instelbare druk, die via een filter wordt verbonden met de werkelijke
poedertoevoerbuis met het draaggas. De afbeelding aan de rechterkant toont dit principe. Aan de
hand van het variëren van de druk wordt het constant debiet geregeld. De druk van het draaggas
zal ook invloed hebben op de snelheid van de poederpartikels.
50
De vierde en laatste mogelijkheid die hier
wordt besproken is die van het vibrerende
toevoersysteem. Zoals te zien op de
afbeelding aan de linkerkant valt het poeder
van boven uit op het systeem. Het poeder
kan echter niet rechtstreeks doorvallen op de
toevoerbuis, het komt eerst terecht op een
obstakel en daarna op hellende vlakken. Het
volledige systeem wordt horizontaal geschud,
volgens instelbare frequentie. Sneller
schudden geeft een hoger debiet. Er wordt
Figuur 23: Vibratiemethode (Corbin, Toyserkani, & Khajepour,
melding gemaakt van debieten van enkele
2004)
grammen tot enkele kilo’s per minuut, en dit
met een precies van ongeveer 1%. Om de precisie nog te verhogen, kan de helling van de
onderste twee platen vaak worden gevarieerd.
51
5.5.3 Opstelling V.A.C. Machines
In dit hoofdstuk worden de verschillende componenten en apparaten die gebruikt worden in de
opstelling bij V.A.C. Machines elk voor zich besproken. Zoals reeds vermeld, wordt gebruik
gemaakt van een opstelling waarbij het poeder zijdelings op de laserspot geblazen wordt. Het
verlopen van het substraat ten opzichte van de stationaire laserspot wordt verzorgd door een
draaibank waaraan een frequentie-regelaar is aangesloten voor de traploze regeling van de
draaisnelheid. Het poeder wordt aangevoerd door een gravitatiegebaseerd systeem, zoals
uitgelegd in vorig hoofdstuk. Ook de laser en andere systemen die gebruikt worden om het
proces zo goed mogelijk te doen draaien, worden hier besproken. Onderstaande afbeelding geeft
een overzicht van enkele onderdelen.
Figuur 24: Enkele onderdelen van de lasercladopstelling bij V.A.C. Machines
A: frequentieregelaar; B: draaibank; C: ingeklemd substraat; D: laterale poedernozzle; E: beschermgastoevoer; F: afzuiging; G:
bescherming tegen laserstraal; H: optische onderdelen; I: opvang verloren poeder.
52
a) Draaibank en frequentieregelaar
De stukken die bewerkt worden met de laser, worden ingeklemd in een draaibank. Dit systeem
wordt toegepast bij laserclad-operaties waarbij de substraatstukken rond zijn, met vaste diameter.
Ook de laterale nozzle is voornamelijk voorzien voor processen op ronde substraten wegens de
beperktheid in looprichting (met een coaxiale nozzle is het gelijk in welke richting er gelopen
wordt, met een laterale is het aan te raden zich te beperken tot één richting). De draaibank is van
Hongaarse makelij en er werd gekozen voor een instelling waarbij de frequentieregelaar vlot de
draaisnelheid kan instellen, en dit voor het gebied van relevante snelheden. Er werd voornamelijk
geclad met stukken de 40 en 70mm diameter en met loopsnelheden van 5 tot 10 mm/s op het
oppervlak. Er werden verschillende metingen uitgevoerd waarbij de frequentie-regelaar met
verschillende waarden werd ingesteld. Vervolgens werden voor elke waarde de omlooptijden
bepaald met een chronometer, deze omlooptijden werden omgerekend naar het toerental per
minuut.
Toerental draaibank ifv frequentieregelaar
4,5
4
y = 41tan0aar0x - 44tan0aar0
3,5
3
2,5
2
1,5
1
0,5
0
0
100
200
300
400
500
600
Figuur 25: Toerental (n/min) in functie van frequentieregelaar-instelling (Hz)
53
Volgend rekenvoorbeeld geeft aan hoe de frequentieregelaar-instelling werd bepaald voor een
bepaalde diameter en gewenste oppervlakloopsnelheid. Dit voorbeeld gaat uit van een
substraatdiameter van 50mm en een gewenste loopsnelheid van 5mm/s:
𝑂𝑚𝑡𝑟𝑒𝑘 𝑠𝑢𝑏𝑠𝑡𝑟𝑎𝑎𝑡 = 𝑑 ∗ 𝜋 = 50𝑚𝑚 ∗ 𝜋 ≈ 157𝑚𝑚
5𝑚𝑚
𝐺𝑒𝑤𝑒𝑛𝑠𝑡𝑒 𝑠𝑛𝑒𝑙ℎ𝑒𝑖𝑑 = 𝑣𝑔𝑒𝑤𝑒𝑛𝑠𝑡 =
𝑠
157𝑚𝑚
𝑜𝑚𝑡𝑟𝑒𝑘
𝐺𝑒𝑤𝑒𝑛𝑠𝑡𝑒 𝑜𝑚𝑙𝑜𝑜𝑝𝑡𝑖𝑗𝑑 = 𝑡𝑜𝑚𝑙𝑜𝑜𝑝 =
= 5𝑚𝑚 ≈ 31𝑠
𝑣𝑔𝑒𝑤𝑒𝑛𝑠𝑡
𝑠
𝑇𝑜𝑒𝑟𝑒𝑛𝑡𝑎𝑙 = 𝑛 =
1𝑚𝑖𝑛
≈ 2𝑚𝑖𝑛−1
𝑡𝑜𝑚𝑙𝑜𝑜𝑝
Het gewenste toerental wordt met de vergelijking in figuur ‘Toerental in functie van
frequentieregelaar-instelling’ omgezet naar de frequentieregelaar-instelling. In dit geval wordt de
frequentieregelaar ingesteld op 255. Indien de gewenste loopsnelheid voor het substraat met
diameter 50mm 10mm/s zou bedragen, kan, volgens dezelfde methode, worden bekomen dat
men de frequentieregelaar op 480 moet instellen.
b) Poedertoevoersysteem
De op te lassen legeringen werden aangeleverd in
poedervorm, met het toeleversysteem dat in vorig
hoofdstuk werd beschreven als het
zwaartekrachtsysteem. Hierbij vallen de partikels
vanuit hun container door een gat op een
ronddraaiende ring. Deze ring draait aan variabele
snelheid tot een volgend gat, alwaar het poeder
wordt meegezogen in de draaggasstroom. Het
gerbuikte apparaat is er een van Trumpf en is te
zien op de afbeelding aan de rechterkant. De
doorzichtige koker aan de linkerkant is de
poedercontainer, via de zwarte afsluiting bovenop
de container kan deze gevuld worden met het
gewenste poeder.
Rechts is de zwarte slang te zien die voorziet in de Figuur 26: Poedertoevoersysteem V.A.C. Machines
aanzuiging van het poeder door middel van het
Venturi-principe. Het gas, het draaggas, dat hiervoor gebruikt wordt is Helium. Het beschermgas,
dat geen poeder vervoert maar wel het smeltbad beschermt, is Argon. Ook dit gas is aangesloten
dit apparaat, het debiet ervan is dus ook regelbaar.
54
Alle instellingen zijn regelbaar met een touch
screen interface. Deze is te zien op de
afbeelding aan de linkerkant. Er valt op te
merken dat hier enkel disk 1 vermeld is. Er is
de keuze om een tweede container aan te
sluiten op het toevoerapparaat. Dit werd
echter niet toegepast. Bij de ‘rpm’ instelling
(geselecteerd in de afbeelding) kan het
toerental per minuut van de poederring
ingesteld worden. Rechts staat dan de actuele
waarde, bij het in werking treden van het
Figuur 27: Touch screen interface poedertoevoersysteem V.A.C.
Machines
toestel. Onder de ‘rpm’-instelling vindt men
de slpm-instelling. Slpm staat voor ‘standard
liter per minute’, het volumetrisch debiet van het draaggas in liter per minuut, onder
atmosferische druk en kamertemperatuur. Ook hier kan in operationele toestand de actuele slpmwaarde afgelezen worden. Onderaan vind men nog de nozzle-gas instelling: hier wordt het debiet
van het beschermgas (Argon) eveneens in slpm geregeld. Een moeilijkheid dat de
poedertoevoersystemen met zich meebrengen, is dat niet rechtstreeks het poederdebiet in g/min
of g/s kan ingesteld worden. Dit moet indirect ingesteld worden via de andere instelling. Dit
probleem werd verholpen om, voor elke legering afzonderlijk, voor verschillende
parameterwaardes het debiet te bepalen met behulp van een keukenweegschaal en een
chronometer. Deze debieten gaven na statistische analyse een redelijk lineair verband in functie
van de ingevoerde parameters.
c) Nozzle
De nozzle is het spuitstuk waaruit het poeder geblazen
wordt. Er werd al vermeld dat de nozzle hier lateraal is
gemonteerd. Het alternatief hiervoor is een coaxiale nozzle
(zie 4.4.3.a ). De laterale nozzle is ideaal voor ronde
substraten die gemonteerd worden op een draaibank. Dit
component heeft drie aansluitingen: de poedertoevoer en
een in- en uitgang voor het koelwater. De uitvoeropening is
een smalle spleet, die liefst ongeveer even breed is als de
laserspot.
In één van de experimenten die dit jaar werd uitgevoerd,
stolde opspringend, gesmolten toevoegmateriaal in de
Figuur 28: Nozzle V.A.C. Machines
nozzle-opening. Dit zorgde voor problemen: een deel van
de nozzle was geblokkeerd en een ongelijkmatige poederuitstroom was het gevolg. Slechte
55
cladresultaten werden behaald met deze kapotte nozzle. Na herstelling bleek dat de
poederuitstroom nog steeds niet perfect gelijkmatig liep, maar dit was niet problematisch.
d) Laser
Bij V.A.C. Machines wordt een Nd:YAG-laser gebruikt in de laserclad-opstelling. Het aanwezige
toestel is een HAAS-Laser HL3006D. Deze voorziet het proces van een maximaal vermogen van
3kW. Het proces wordt gekoeld met een externe unit, die koelwater aanlevert. De handleiding
vermeld een laserstraalkwaliteit van 30mm*mrad. Onderstaand schema komt uit de
gebruikershandleiding die Trumpf levert bij het assortiment solid-state lasers. Dit is eveneens het
systeem dat toegepast wordt bij V.A.C. Machines voor het lasercladden. Men dient er enkel nog
de draaibank met frequentieregeling en het poedertoevoersysteem bij te denken.
Figuur 29: Lasersysteemschema V.A.C. Machines (Trumpf, 2007)
56
De afbeelding aan de rechterkant komt
eveneens uit de net vermelde handleiding.
Het toont de opbouw van de vastsestoflaser (solid state-laser). Hierbij bevinden
zich staven van kristallen. De 3006D-laser
van HAAS gebruikt Nd:YAG kristallen,
verantwoordelijk voor een laserstraal met
golflengte 1064nm. Deze kristallen zijn de
vaste stof die door middel van de
flitslampen geëxciteerd worden, zoals te
zien in de procesbeschrijving in hoofdstuk
5.5.1b. Deze kristallen zijn aangeduid met
Figuur 30: HL3006D Laser werking
cijfer 6 op de afbeelding aan de rechterkant.
De flitslampen kregen nummer 2.
57
HAAS vermeldt in de handleiding dat de vaste stof-kristallen en de lampen samen zijn
ingebouwd in een holte met erg reflectieve wanden (spiegels). Dit wordt de caviteit genoemd, en
is aangeduid op de afbeelding met nummer 1. Deze caviteit heeft de vorm van een dubbele ellips,
aangeduid op de afbeelding links. Deze vorm heeft drie focuspunten: in de focuspunten links en
rechts bevinden zich de lampen die licht in elke richting
uitstralen. Door de reflectieve wanden wordt dit licht
steeds opnieuw weerkaatst op het middelste focuspunt.
Hier bevindt zich het vaste stof-kristal. Nummer 3 en 4
op de eerste afbeelding zijn de twee eindspiegels. De
Figuur 31: Dubbele ellips. Blauw: lampen, groen:
eerste is semitransparant en laat dus de bruikbare
kristal
laserstraal door. De benodigde koeling wordt voorzien
door een extern koelapparaat, de koelbuizen zijn aangeduid met nummer 5.
Figuur 32: Cladlaser bij V.A.C. Machines: een HAAS-Laser HL3006D (3kW, Nd:YAG,
lamp-gepompt).
De volledige laseropstelling wordt gestuurd door een redelijk eenvoudig te bedienen programma:
WinLAS. Bij dit programma waren vooral enkele veiligheidsfuncties, standby-knoppen,
vermogensinstellingen nuttig.
58
5.6 Voordelen en nadelen van het lasercladden
ten opzichte van alternatieve methodes
Het lasercladden heeft enkele specifieke eigenschappen dat het uniek maakt ten opzichte van
andere technieken. De verschillende processen die gelijkaardig aan het cladden zijn en eveneens
gebruik maken van een laser werden reeds besproken. In dit hoofdstuk wordt de vergelijking
gemaakt met enkele alternatieven voor het lasercladden die geen gebruik maken van een laser.
Constante factor is dat het gaat over technieken die een coating toevoegen aan een substraat door
middel van verhitting en legeringtoevoer. Enkele belangrijke concurrenten worden besproken,
met elk hun voor- en nadelen ten opzichte van het lasercladden, een handleiding van de
vereniging FME-CWM diende hier als leidraad (Buter & Verheiden, 1998)
5.6.1. Plasmalassen
Plasma Transferred Arc Welding is de
Engelse term die aan plasmalassen wordt
gegeven in de literatuur. Plasmalassen is
erg verlijkbaar met Tungsten Inert Gas
lassen. Het verschil bestaat erin dat de
wolfraam elektrode zich in de
toortskamer bevindt, waardoor het
procesgas gescheiden is van het
beschermgas, het plasmagas verhit
poeder en substraat, waardoor een
proces gelijkaardig aan het lasercladden
bekomen wordt. Het procesgas wordt
verhit tot een temperatuur van 28000°C,
waardoor het ioniseert: er is
Figuur 33: Werking Plasma Transferred Arc welding (Deloro Stellite, 2014)
plasmavorming.
Dit proces zorgt voor een coating van enkele millimeters dik, het vermogen is uiteraard niet even
gemakkelijk regelbaar als bij een laser, waar met behulp van bijpassende software, het vermogen
tot op enkele watts kan geregeld worden. Door de grote temperatuur van het procesgas is er een
hoge warmte-inbreng, deze kan echter vrij lokaal gehouden worden. De dilution kan vrij laag
gehouden worden: waarden van 5% tot 20% zijn veel voorkomend. Bij het PTA welding worden
gelijkaardige poeders gebruikt als bij het lasercladden. Dit proces is, onder de genoemde
processen in dit hoofdstuk, ook het meest gelijkend op het lasercladden. Het nadeel dat plasma
oplassen ondervindt ten opzichte van lasercladden is de grotere mate van ‘distortion’, de
vervorming van het materiaal.
59
Voordelen PTA
Nadelen PTA
-
Lagere investeringskost
-
Lagere cladlaagkwaliteit
-
Hogere neersmeltsnelheid
-
Veel meer verstoring van het materiaal
-
Lagere kost per coating
-
Minder complexe processen mogelijk
-
Meestal is de kwaliteit van PTA
voldoende
-
Veel minder regelbaar
Tabel 5: Vergelijking PTA en lasercladden
60
5.6.2 Vlamspuiten
Het vlamspuiten is het proces
waarbij een gewenst
coatingmateriaal, vaak in
poedervorm, soms in draad- of
balkvorm, wordt gesmolten met
behulp van een hete vlam en op
het substraat wordt gelegd. Het
coating-materiaal wordt verhit
door een vlam die een mengeling
is van zuurstof en een brandstof
Figuur 34: Vlamspuiten (Deloro Stellite, 2014)
(vaak acetyleen). De expansie van
deze gassen zorgt voor een vrij hoge snelheid waarmee de partikels het substraat raken (50250m/s). De opgelegde laag kan tot enkele millimeters dik zijn.
Het grote nadeel dat vlamspuiten ondervindt is het gebrek aan vermenging met het substraat,
wat zorgt voor een zwakke aanhechting. De techniek wordt voor corrosiebescherming vooral
gebruikt bij maritieme toepassingen en bruggenbouw. Ook de slijtageweerstand kan verhoogd
worden door middel van vlamspuiten, dit wordt toegepast bij, onder andere, assen en
lagercomponenten (Buter & Verheiden, 1998).
Voordelen vlamspuiten
Nadelen vlamspuiten
-
Veel lagere investeringskosten
-
Slechtere kwaliteit van coating
-
Keramische coatings
-
Slechtere aanhechting
-
Voor veel toepassingen is kwaliteit
van vlamspuitcoating voldoende
-
Complexere stukken moeilijk te
behandelen
-
Geschikt voor grote oppervlaktes
-
Minder precies
-
Moeilijker regelbaar
-
Lage efficiëntie
-
Geluidsoverlast
-
Oppervlaktevoorbehandeling vereist
Tabel 6: Vergelijking vlamspuiten en lasercladden
61
5.6.3 HVOF
High-velocity-oxygen fuel spraying (zuurstofbrandstof met hoge snelheid) is een proces waarbij
zuurstof en een brandstof in een mengkamer gemengd worden, door de expansion nozzle en de
ontsteking buiten het pistool bereikt het gas door schokgolven erg grote snelheden (tot
1000m/s). Het is vooral deze kinetische energie die zorgt voor de aanhechting aan het substraat
(echter: dilution=0%), de hoge warmte-inbreng door de vlam zorgt voor verhitting tot 2700°C.
Vooral wolfraamcarbiden en chroomcarbiden zijn vaak gebruikte materialen voor opspuiting,
vaak voor slijtageweerstandsverhoging. Een sterke adhesie en lage porositeit zijn de belangrijkste
voordelen van het HVOF-proces in vergelijking met de vorige vermelde technieken.
Figuur 35: HVOF-proces (Metalo, 2014)
Voordelen HVOF
Nadelen HVOF
-
Lagere investeringskosten
-
Hogere kwaliteit opgelegde laag
-
Grotere neersmeltsnelheid
-
Minder geluidsoverlast
-
Kwaliteit van oppervlaktes, meestal
geen nabewerking (draaien, slijpen)
vereist
-
Lagere poederefficiëntie
-
Oppervlaktevoorbehandeling vereist
-
Kleinere dikte
-
Geschikt voor grote oppervlaktes
-
-
Kwaliteit HVOF vaak voldoende
Geen metallische verbinding
tussen coating en substraat
-
Hogere thermische spanningen
-
Minder precies, moeilijker af te stellen
Tabel 7: Vergelijking HVOF en lasercladden
62
5.6.4 Overzicht en voordelen lasercladden
Naast voorgenoemde, courante, technieken, zijn er nog wat alternatieve thermische
spuittechnieken die nog niet werden vermeld. Deze, samen met degene die wel al vermeld zijn,
staan in volgende tabel die een beknopt overzicht heeft.
Techniek
Investeringskos
t
Dikte
coating
Adhesi
e
Kwalitei
t
coating
Laag
Typische
toepassingen
Vlamspuiten
Laag
50µmenkele
millimeter
s
Heel
zwak
Slijtage en
corrosiebeschermin
g
HVOF
Hoog
10-300µm
Goed
Hoog
TIG/MIG/MA
G
Laag
0.1-8mm
Heel
goed
Laag
PTA
Hoog
0.1-6mm
Heel
goed
Hoog
Slijtagebescherming
, herstelling,
functionele coatings
Chemische of
fysische
dampafzetting
(CVD/PVD)
Erg hoog
Tot 10µm
Heel
goed
Heel
hoog
Lasercladden
Hoog
0.1-2mm
Heel
goed
Heel
hoog
Slijtagebescherming
, warmte-isolatie,
functionele coatings
voor optische
hulmpiddelen
Slijtage en
corrosiebeschermin
g
Slijtage & corrosie,
functionele coatings
Slijtagebescherming
, herstelling
Tabel 8: Overzicht en vergelijking thermische opspuitprocessen
63
Het is ondertussen duidelijk dat lasercladden zijn voordelen vooral moet zoeken in zijn
superieure kwaliteit van produceerbare coatings. Het is een vrij traag proces in vergelijking met
andere thermische opspuitprocessen, de neersmeltsnelheid (evenredig met het laservermogen) is
vrij laag. Samengevat zijn volgende punten de belangrijkste pluspunten van het LMD:
-Uitmuntende kwaliteit van coatings: er is een metallurgische verbinding tussen coating en
substraat, er is een duidelijke grens tussen gecoat substraat en ongecoat substraat
-Proces is erg goed regelbaar, een grote hoeveelheid aan parameters die precies instelbaar zijn.
-Grote variatie aan mogelijkheden (hoge tot lage vermogens)
-Maakt 3D-printen van metaallegeringen mogelijk
-Een vrij dikke laag is mogelijk (tot 2 mm)
-Vrij hoge poederefficiëntie (maximale efficiëntie bij V.A.C. Machines: circa 65%)
-Vrij proper en stil proces
-Ecologisch proces (geen verbranding van brandstoffen), wel hoog elektriciteitsverbruik door
rendement lasers
-Lage warmte-inbreng, met gevolg een kleine HAZ (Heat Affected Zone)
64
6 Lasercladpoeders: enkele mogelijke
legeringen
6.1 Legeringen voor lasercladden
Het allerbelangrijkste gegeven bij lasercladden is zonder twijfel de keuze in opgelast materiaal. Er
is een enorm wijde keuze aan legeringen die in poedervorm kunnen geleverd worden. Vaak
worden die zowel als poeder voor lasercladden als voor PTA lassen verkocht. Dit hoofdstuk gaat
wat dieper in op de voornaamste groepen van legeringen die kunnen gebruikt worden en welke
effectief gebruikt werden bij de experimenten bij V.A.C. Machines. Het spreekt voor zich dat
men, wanneer men een coating aanbrengt, ervoor zorgt dat deze coating superieure
eigenschappen heeft op bepaalde fysische of chemische vlakken, die het bulkmateriaal niet bezit.
Vaak zijn corrosiebestendigheid en slijtageweerstand deze factoren. Bij deze laatste gaat men
ervan uit dat een zacht, ductiel bulkmateriaal (goedkope stalen) wordt omgeven door een harde
legering. Zo kan een enorme kost bespaard worden in vergelijking met het volledig vervaardigen
van het stuk uit de dure legering. Ook heeft het stuk een goede weerstand tegen stootbelasting,
aangezien het centrum nog steeds zacht (ductiel) is.
Er zijn verschillende redenen waarom in de industrie gekozen wordt voor bepaalde poeders bij
het lasercladden. Aangezien het lasercladden geen goedkoop proces is (vooral de
investeringskosten voor de apparatuur zijn vrij hoog), wordt het ook in mindere mate gebruikt
voor het oplassen van goedkoper materiaal met minderwaardige eigenschappen. De evolutie die
het lasercladden doormaakte werd grotendeels geholpen door de uitvoerige interesse vanuit de
lucht- en ruimtevaartmarkt (Mishra, 2011). Geïnteresseerd in de unieke proceseigenschappen van
het lasercladden, werden verschillende legeringen uitgeprobeerd. Het is uiteraard zo dat de
evolutie van (super)legeringen niet afhankelijk was van de evolutie van lasercladden alleen. Reeds
bijna honderd jaar geleden werden door Imphy, een Frans bedrijf, reeds patenten ingediend die
het ontstaan van superlegeringen inluidden. In de jaren ’50 en ’60 vond ook een sterke evolutie
plaats in de ontwikkeling van legeringen. De snelheid van ontwikkeling steeg steeds meer: onder
meer de uitvinding van de SEM-microscopie en röntgenstraaldiffractiemethoden zorgden voor
doorbraken.
65
Een belangrijke vermelding verdienen de superlegeringen. Deze legeringen hebben uitmuntende
mechanische en corrosieve eigenschappen met de bijkomende vereiste dat ze deze eigenschappen
blijven behouden bij verhoogde temperaturen. Het was niet enkel het lasercladproces dat erg
gebaat was bij de industriële ontwikkelingen van de lucht- en ruimtevaart, ook de evolutie van
superlegeringen ging hierdoor de hoogte in. De lucht- en ruimtevaartindustrie waren immers hard
op zoek naar oplossingen voor de problemen met de hoge temperaturen die in de motoren van
hun vliegtuigen werd ontwikkeld (Diltemiz & Zhang, 2012). Vandaag de dag zijn al veel
superlegeringen ontworpen die reeds aan de eisen van deze gasturbines voldoen: drie kwart van
alle superlegeringen ter wereld worden gebruikt in de luchtvaart voor gasturbines.
Legeringen die gebruikt worden in het lasercladmilieu zijn vaak op basis van ijzer, kobalt of
nikkel. Op de volgende pagina volgen enkele legeringselementen die vaak gebruikt worden in
opgelaste legeringen door middel van lasercladden en hun specifieke invloed op de legering. Deze
lijst werd voornamelijk opgesteld aan de hand van data die verkregen werd van de vereniging
FME-CWM (Buter & Verheiden, 1998) en het New Hampshire Materials Laboratory (New
Hampshire Materials Laboratorium, 2014)en licht slechts een tipje van de sluier van de complexe
wetenschap die achter het design van legeringen zit.
Element Invloed op legering
Al
Geeft een galvanische bescherming, zal oplossen in corrosief milieu.
B
Een kleine hoeveelheid van B is reeds genoeg om de sterkte en hardheid van de
legering te verhogen, het gaat wel ten koste van de corrosiebestendigheid. De
verhoging van de hardheid in de kleine hoeveelheden gaat hier niet gepaard met
een vermindering in treksterkte.
C
Is noodzakelijk voor de vorming van carbiden, die de slijtvastheid sterk verhogen.
Het nadeel is dat een hoog C-gehalte in de legering de oorzaak kan zijn voor
scheurgevoeligheid bij het oplassen.
Co
Co verhoogt de warmvastheid. Daarom wordt ze vaak in combinatie met Ni
toegepast voor legeringen die bestand moeten zijn aan hoge temperaturen. Co is
ook de basis van de stellieten: een groep legeringen waarbij, naast Co, ook nog C,
W & Mo aanwezig is. Meer hierover in hoofdstuk 5.2.
Een van de belangrijkste elementen in het bestrijden van corrosie in oxiderende
milieus. In aanwezigheid van koolstof kunnen carbiden gevormd worden. Deze
verhogen de slijtvastheid. Echter, de Cr die gebruikt wordt in carbiden kan niet in
de strijd worden geworpen tegen oxidatie. Een juiste afweging is hier nodig. De
nikkel-chroom matrix is een erg belangrijke matrix bij legeringen, info over deze
matrix is te vinden in hoofdstuk 5.3.
Cr
66
Cu
In maritieme toepassingen wort Cu vaak toegevoegd aan de legering om de
weerstand in zure milieus te verhogen. Koperlegeringen zijn ook de basis voor
zelfsmerende lagers.
Mn
Mo
Vergemakkelijkt het vormen van martensiet, een harde microstructuur.
Wordt soms als substituut gebruikt voor chroom of wolfraam. Vormt carbiden,
maar deze zijn erg complex. Positieve invloed op corrosiebestendigheid in een
reducerend milieu, warmvastheid, sterkte (door oplosharding) en put- en
spleetcorrosie. Een negatieve invloed is te merken bij de oxidatiebestendigheid. Is
een interessant element wanneer gezocht wordt naar oplossingen voor het vreten
van op elkaar wrijvende vlakken.
N
Vergroot het 𝛾-gebied (stabiliseert austeniet). Vooral de rekgrens en de sterkte bij
hogere temperaturen wordt verhoogd. Veroorzaakt vermindering van de taaiheid
door uitscheidingen, veroudering en brosheid zijn het gevolg.
Ni
Een erg corrosiebestendig element in reducerende milieus. Is een vaak gebruikt
uitgangspunt voor het ontwikkelen van legeringen met erg uiteenlopende
eigenschappen. Maakt stalen met een hoog chroomgehalte austenitisch
Si
De oxidatiebestendigheid wordt versterkt, een oxidehuid wordt gevormd bij
toevoeging van Si. Is vooral in combinatie met andere elementen, waaronder B, N
&C technisch erg interessante verbindingen.
Ti
Vormt carbiden. Ook de weerstand tegen corrosie in oxiderende milieus wordt
verhoogd. Belangrijk in de medische sector.
Erg negatieve invloed op de thermische stabiliteit. Vormt een extreem harde
carbide (tot 3000HV) dat, opgenomen in een metallische matrix, een erg belangrijk
onderdeel in de legering tegen slijtage is. Ook bij hoge temperaturen.
Financieel interessante bescherming tegen atmosferische corrosie. Wordt af en toe
in combinatie met Al gebruikt.
W
Zn
Tabel 9: enkele effecten van voorname legeringseffecten op hun (meestal ferro--)legering (Buter & Verheiden, 1998) (New Hampshire
Materials Laboratorium, 2014)
67
6.2 Legeringen op ijzerbasis
Er is een enorme variëteit aan stalen die opgelast kunnen worden door middel van het
lasercladproces. Het is mogelijk om ongelegeerd staal op te lassen, dit wordt echter enkel
toegepast wanneer kleine delen gerepareerd dienen te worden: voor het coaten van laagwaardig
staal op substraten zijn andere processen goedkoper.
Warmvast staal wordt toegepast waar een hoge hardheid nodig is bij temperaturen tot 500°C. De
legeringselementen zijn Cr en W. Vaak komen daar nog Ni, Mo, Co en andere elementen bij. De
gevormde cabriden zorgen voor de nodige hardheid. Deze stalen worden vaak opgelast voor
lageroppevlakken en bewerkingsgereedschap voor warmvervorming. Wanneer nog hogere
hardheid gewenst is kan men lasercladden met snelstaal. Ook hooggelegeerd staal, ongeacht het
C-gehalte kan worden opgelast. Er geldt wel dat voor stalen met een hoog C-gehalte, er dient
voorverwarmd te worden.
Het is echter zo dat de keuze voor legeringen op ijzerbasis niet evident is. Voor het variëren van
staalsoorten over de diameter van een werkstuk zijn andere, goedkopere methoden dan het
lasercladden. Er zijn echter wel voorbeelden te vinden in de literatuur waar melding wordt
gemaakt van ijzerlegeringen die opgelast worden met de laser. Onder andere in combinatie met
hoge gehaltes chroom, koolstof en wolfram werden legeringen ontwikkeld met vrij goede
slijtageweerstand.
68
6.3 Legeringen op kobaltbasis
6.3.1 Inleiding
Legeringen op basis van kobalt worden vaak gebruikt in de laserclad-industrie. Veruit de
populairste soort is de Stellite-familie (Davis, 2000). Deze legeringen op basis van kobalt en
chroom worden toegepast op onderdelen waar een grote slijtvastheid gewenst is. Het
toegevoegde chroom is van groot belang: het vormt de carbiden die in de metallische matrix voor
een verhoogde hardheid zorgen. Ook zorgen ze voor een verhoogde weerstand tegen corrosie en
oxidatie, hier moet weer vermeld worden dat de chroomcarbiden niet zorgen voor een betere
weerstand tegen corrosie. Ook zorgt ze in de metallische matrix voor extra sterkte. Wolfraam en
molybdeen, indien toegevoegd aan de legering, zorgen ook voor extra sterkte in de metallische
matrix waarin ze ingebracht worden: het zijn namelijk grotere atomen. In aanwezigheid van
voldoende koolstof kunnen ze ook brosse maar extreem harde carbiden vormen. Nikkel wordt
uiteindelijk toegevoegd om toch de ductiliteit van de legering te verhogen.
De Stellite-geschiedenis gaat reeds ver terug: in het einde van het interbellum al gebruikte de heer
Haynes het al als biocompatibel metaal voor tandimplantaten. Niet veel later werd het in de
Tweede Wereldoorlog gebruikt voor gasturbines van vliegtuigen. Het kreeg de naam Stellite 21,
en bestaat vandaag de dag nog steeds, zij het meer als legering tegen slijtage. Al bij al is het
verschil tussen huidige Stellite-legeringen en de oude vrij klein. Het opmerkelijkste verschil is dat
vandaag de dag er meer controle is over het gewichtspercentage C en Si, die 60 jaar geleden nog
als onzuiverheden werden beschouwd. Wanneer men de Stellites van nu en toen met elkaar
vergelijkt, merkt men inderdaad verschil in de hoeveelheid koolstof- en ook wolfraamhoeveelheden.
69
6.3.2 Legeringselementen bij kobaltlegeringen
Wanneer men er de verschillende Stellites op nakijkt merkt men in de verschillende composities
enkele belangrijke atomen op waarvan het gewichtspercentage in de aparte legeringen een groot
verschil in de uiteindelijke eigenschappen van de Stellite zal hebben. De belangrijkste worden hier
besproken. De onderdelen met de grootste invloed op de microstructuur (en op de hardheid en
dus slijtageweerstand) zijn de carbiden (Klarstrom, Crook, & Wu, 2004). Carbiden worden
gevormd indien er voldoende koolstof aanwezig is. Er kan dus een groot verschil gemerkt
worden tussen de koolstofpercentages tussen verschillende Stellite-soorten. Dit valt zelfs op te
merken in de twee verschillende Stellite-soorten die getest werden bij V.A.C. Machines, meer
hierover verder in dit hoofdstuk. Er kan wel al vermeld worden dat de ene Stellite twee en een
half keer zoveel koolstof bezat dan de ander. Volgende afbeelding toont het verschil tussen deze
Stellites met verschillende oplegmethoden:
Figuur 36: Verschillende microstructuren bij verschillende lasmethoden voor Stellite 1 (boven) en Stellite 6 (onder) (Klarstrom,
Crook, & Wu, 2004)
Boven: drie verschillende microstructuren voor drie verschillende lasmethoden bij Stellite 1: a) Tungsten Inert Gas lassen; b)
autogeen lassen; c) shielded metal arc.
Onder: drie verschillende microstructuren voor drie verschillende lasmethoden bij Stellite 6 (zelfde methodes in zelfde volgorde)
Bij alle afbeeldingen werd een vergroting van 500x gebruikt.
70
Het is duidelijk dat het koolstofgehalte een enorme invloed heeft op de structuur wanneer men
de drie Stellite 1-fotos vergelijkt met de drie Stellite 6-fotos. Hoe meer koolstof, hoe meer harde
carbiden, het verschil in hoeveelheid carbiden wordt gemerkt wanneer men hardheidsonderzoek
doet. Wanneer bij V.A.C. Machines ook testen werden gedaan op hardheid bleken de Stellite 1lagen ook, naar verwachting, een heel stuk harder. Het is van even groot belang op te merken dat
de verschillende methodes van opleggen ook een cruciaal effect op de microstructuur hebben.
Deze verschillen worden voornamelijk veroorzaakt door snellere of tragere afkoeling of subtiele
chemische verschillen tussen processen. Het is vooral in deze afkoelingssnelheid dat het
lasercladden zich kan onderscheiden van andere processen. De lineaire afhankelijkheid tussen de
afkoelingsratio en de fijnheid van de microstructuur is een vuistregel. Neem daarbij dat de
fijnheid van de abrasieve elementen én de fijnheid van de microstructuur van een legering én de
hardheid de belangrijkste elementen bij uitstek zijn voor een slijtagetest en het belang van deze
oplasmethode is duidelijk.
Ook chroom is van een niet te onderschatten belang bij stelliet. Bij bijna alle Stellite-soorten is
het verantwoordelijk voor bijna 30% van het gewicht (er zijn hier enkele uitzonderingen op).
Chroom heeft een dubbele functie bij stelliet. Ten eerste is het het meest voorkomend element in
de gevormde carbiden. Bij hoog koolstofgehalte zijn de meeste carbiden van de 𝑀7 𝐶3
(M=Metaal), die erg chroomrijk zijn. Echter, bij stelliet waar het koolstof minder abundant
aanwezig is, zijn de carbiden (vaak 𝑀23 𝐶6 ) eveneens goed voorzien van chroom. Ten tweede is
chroom een belangrijk onderdeel van de metallische matrix die de carbiden omvat. Hierbij zorgt
chroom ervoor dat de legering zowel stevig als bestendig tegen corrosie en oxidatie is (Klarstrom,
Crook, & Wu, 2004).
Wolfraam (en Molybdeen) hebben vooral een invloed op de sterkte. Door hun grote
atoomgrootte versperren ze de weg voor dislocaties indien ze in hun hoedanigheid worden
ingebracht in de kristalstructuur. Indien ze in grote hoeveelheid worden toegevoegd, zoals
bijvoorbeeld Stellite 1 (meer dan 4%), kunnen ze ook extreem harde maar brosse carbiden
vormen.
Uiteraard is kobalt het belangrijkste element bij stelliet. De keuze voor kobalt als balanselement
voor de compositie van de legeringen is allesbehalve toevallig. Dankzij het gebruik van kobalt, in
combinatie met de gebruikte legeringselementen, kan een onstabiele fcc-structuur bereikt worden.
Deze is onstabiel omdat, bij extreem trage afkoelingssnelheid een hcp-structuur (hexagonaal
‘close-packed’) gevormd wordt bij ongeveer 450°C. Echter, dit vereist dergelijk trage
afkoelingssnelheden die bij kamertemperatuur normaal gezien de fcc-structuur te zien is voor
kobaltlegeringen. Deze (onstabiele) fcc-structuur resulteert vaak in een hoge treksterkte en hoge
hardbaarheid, wat belangrijk is tegen slijtage. Grote krachten worden opgenomen door het feit
dat ze aanleiding geven tot een kristalstructuur-verandering: bij grote mechanische ingrepen
verandert de kobalt-kristalstructuur van fcc naar het stabiele hcp.
71
Indien de slijtageweerstand-eigenschappen van een Stellite-legering niet voldoet kan meestal een
carbide, nitride of boride rechtstreeks aan het poeder worden toegevoegd. Deze toevoeging kan
vooral in het lasercladproces interessant zijn. Extreem harde fases, zoals carbiden, en meer
bepaald wolfraamcarbiden, hebben meestal een erg hoog smeltpunt. Wolfraamcarbide wordt
echter vlot opgelost in kobaltlegeringen bij smeltpunt. Hoe hoger de temperatuur, hoe hoger de
graad van mogelijke oplossing van wolfraamcarbide in de kobaltlegering. Dit moet in de gaten
gehouden worden voor de Stellite-legeringen. Het is belangrijk dat de temperatuur niet
overdreven hoog wordt en daarbovenop is de interactietijd ook zo kort mogelijk te houden. Dit
zorgt er niet enkel voor dat de wolfraamcarbiden minder opgelost worden, ook zorgt het voor
een dichtere coating. Bij het afkoelen rekristalliseren de carbiden terug naar WC of, indien lager
C-gehalte, naar 𝑊2 𝐶 of brosse fasen, zoals bijvoorbeeld 𝐶𝑜3 𝑊3 𝐶. Deze rekristallisatie kan voor
hoge spanningsgradiënten in de coating zorgen.
6.3.3 Kobaltlegeringen bij V.A.C. Machines
Stellite werd ook in twee verschillende composities gebruikt tijdens de lasercladexperimenten bij
V.A.C. Machines: Stellite 1 en Stellite 6 werden beiden uitvoerig getest. Over Stellite 1 vermeldt ’s
werelds grootste fabrikant Kennametal (Kennametal, 2014): “Stellite 1 is a hardfacing alloy
possessing high abrasion and corrosion resistance for applications such as pump sleeves and
rotary seal rings, wear pads, bearing sleeves and centreless grinder work-rests. Retains hardness at
temperatures in excess of 760°C (1400°F). Also available as thermal spray powder.” Door de
hoge hardheid van deze legering was deze erg geschikt om testen mee te doen bij V.A.C.
Machines. Er werd poeder gebruikt van leverancier Durmat. De datasheets van zowel Stellite 1
als Stellite 6 zijn te vinden in respectievelijk bijlage 1 en 2. Ook werd dus met het Stellite 6 poeder
geclad op verschillende substraten bij V.A.C. Machines. Dit is veruit de meest gebruikte Stellitesoort in de industrie. De bekomen hardheid is een stuk lager, de legering een stuk goedkoper. Het
grote voordeel aan deze legering is dat al veel onderzoek werd verricht naar de
parameterinvloeden voor verschillende processen voor het opleggen van een coating met dit
materiaal.
In gewichtspercentage (%)
Co
Cr
C
Si
W
Stellite 1 (S1 PTA
Durmat)
Rest
30
2.5
1.1
12
Stellite 6 (S6 PTA
Durmat)
Rest
28
1.0
1.2
4.2
Tabel 10: Samenstelling Stellite 1 en Stellite 6
72
Zowel Stellite 1 als Stellite 6 zijn typische Stellite-legeringen zoals ze reeds in het begin door
Haynes werden ontwikkeld: een Co-Cr-W-legering. Ze worden vaak gebruikt in gietprocessen of
als harde oplaslagen (zoals het lasercladden). Beiden zijn gekenmerkt door hun grote hoeveelheid
wolfraam en chroom, deze zijn reeds een indicatie naar de mogelijkheid om veel harde carbiden
te vormen. Wanneer we dan Stellite 1 en Stellite 6 met elkaar vergelijken, valt op dat Stellite er, op
het vlak van carbidenvorming, nog een schepje bovenop doet. Er werd ook in de testresultaten
gemerkt dat de stellietlegering een stuk harder is dan Stellite 6. Uiteraard gaat dit wel ten koste
aan ductiliteit, meer scheuren kunnen waargenomen worden bij Stellite 1.
Soms wordt aan stelliet-legeringen die gebruikt worden in poedervorm boor toegevoegd om het
sinterproces te vergemakkelijken. Dit was echter niet het geval, en ook niet nodig, bij de poeders
die bij V.A.C. Machines werden gebruikt. Alle info over de experimenten met legeringen op
kobaltbasis worden verderop in deze thesis vermeld.
Figuur 37: Stellite-legering cladlaag (Trumpf, 2010)
73
6.4 Legeringen op nikkelbasis
6.4.1 Inleiding
Nikkel is een enorm veelzijdig element voor de metaalindustrie. De lijst aan toepassingen is
werkelijk eindeloos maar er is één duidelijke uitschieter inzake de consumptie van nikkel. 65%
van de geconsumeerde hoeveelheid van het element in de Verenigde Staten gaat naar de
productie van roestvrij staal. Er werd eerder al gemeld waarom het oplassen van staal op staal
door middel van lasercladden minder interessant is. Interessanter voor het lasercladproces zal het
nikkel zijn dat gebruikt wordt voor een grote variëteit aan legeringen (Fuchs & Furrer, 2004).
Nikkel wordt voor verschillende redenen gebruikt als basis voor legeringen, dankzij haar
eigenschappen biedt het oplossingen aan enkele problemen die door geen ander element kunnen
verholpen worden op dezelfde manier. Zowel de mogelijkheid nikkellegeringen te gebruiken in
corrosieve omgevingen, bij hoge temperaturen en hoge krachten zorgen ervoor dat deze een
vitaal belang kregen in de wereld van de metallurgie.
Puur nikkel is taai: het behoudt een fcc-structuur tot aan haar smeltpunt (ongeveer 1450°C). Dit
opent perspectieven, toevoeging van allerhande elementen om de overgang van ductiele naar
brosse en harde toestand te maken is mogelijk. De anticorrosieve eigenschappen zijn grote
pluspunten. Daarbovenop komt ook nog eens dat een wijde waaier aan legeringselementen in
grote mate oplosbaar zijn in nikkel. De austenietstructuur van nikkel vormt een gastvrije basis
voor het invoegen van andere elementen. Bij het maken van een goede nikkellegering wordt dus
getracht de voordelen van elke legeringselement op zich uit te spelen in de uiteindelijke matrix,
zodat een bijzonder veelzijdige en hoogwaardige legering kan gecreëerd worden. Een eenvoudig
voorbeeld hiervan is het oplossen van grotere atoomsoorten, zoals wolfraam of molybdeen in het
kristalrooster om de hardheid te verhogen (Fuchs & Furrer, 2004).
De veelzijdigheid van nikkellegering is inmiddels duidelijk. Het is dus ook niet mogelijk elke
legering-soort met nikkel als basis te bespreken. Hierop volgend worden eerst de superlegeringen
besproken, daarna de mogelijkheid om nikkellegeringen in te zetten bij het lasercladden, om
uiteindelijk tot de nikkellegering dat gebruikt werd bij V.A.C. Machines te komen.
74
6.4.2 Superlegeringen met nikkelbasis
De interesse om superlegeringen toe te passen in het lasercladproces is er niet zomaar.
Hoogwaardige, dure legeringen dienen door een goede methode opgelegd te worden. Er werd
eerder al duidelijk gemaakt welke grote invloed het proces (chemische invloedfactoren en vooral
de afkoelsnelheid) kan hebben op de microstructuur en dus de eigenschappen van opgelaste laag.
Superlegeringen, die hun hoge sterkte-eigenschappen ook bij hoge temperaturen blijven
behouden, zijn er op basis van nikkel, ijzer-nikkel en kobalt. De ijzernikkel superlegeringen zijn
eigenlijk een uitloper van de evolutie in staalindustrie. Verschillende bewerkingsmethodes zijn
mogelijk. Voor de minder gelegeerde legeringen wordt meestal smeden toegepast, de meer
gelegeerde legeringen worden vaak gegoten. Lassen is vaak moeilijk indien er grote hoeveelheid
aan legeringselementen aanwezig zijn
Figuur 38: Een vergelijking van de treksterkte van verschillende legeringen bij verhoogde temperaturen (Key to metals, 2011)
75
Bovenstaande afbeelding geeft kijk op de treksterkte van verschillende (super)legeringen bij
verhoogde temperaturen. Het is hierop reeds duidelijk dat bij superlegeringen op nikkelbasis de
precipitatie harding (𝛾′) de belangrijkste manier van het harder maken van het materiaal is.
Onderstaande foto toont deze precipitaten op duidelijke wijze. De linkse foto toont de legering in
gesmede vorm, de rechtse foto is een gegoten legering. De kleine, harde, precipitaten zijn
duidelijk als de sferoïdische en kubische delen (ook als intergranulaire carbiden).
Figuur 39: Precipitatieharding in nikkellegeringen (Davis, 2000)
6.4.3 Nikkellegeringen & lasercladden
De ontwikkeling van superlegeringen was een belangrijk pluspunt voor de vooruitgang van het
lasercladden op zich, en processen met snelle stolling in het geheel. Superlegeringen werden, na
ze uit hun kinderschoenen stapten, steeds sterker. Deze groei werd veroorzaakt door een eis naar
steeds sterker wordende legeringen door de luchtvaartfabrikanten, voor hun turbines. Niet enkel
moesten deze legeringen steeds sterker worden, ze moesten ook hun sterkte behouden bij steeds
hogere temperaturen. De gasturbine-evolutie stond immers niet stil, de legering-industrie moest
volgen. Aanvankelijk was deze stijgende sterkte, ook bij hoge temperaturen geen probleem, maar
algauw kende de nikkellegering-evolutie enkele groeipijnen. Door de sterkte bij hoge
temperaturen werd het namelijk altijd maar moeilijker deze mechanisch te bewerken. Ook werden
de mallen steeds groter, de hoeveelheid legeringselementen stegen en daarmee ook de segregatie
van deze elementen tijdens het afkoelen, wat vermeden dient te worden. De ontwikkeling van
metaalpoeder door atomiseren kende hierdoor een grote evolutie: processen die deze poeders
niet helemaal smelten (lasercladden doet dit echter wel), zoals ‘hot isostatic pressing’, waren
hiervoor een oplossing. Het lasercladproces is echter meer vergelijkbaar met het PTA-proces dan
met het ‘hot isostatic pressing’-proces. Waar het wel in overeenkomt met de evolutie die de
superlegeringen doormaakte is het gebruik van poeder. Verscheidene nikkel(super-)legeringen
zijn erg populair voor het thermisch spuiten en lasercladden. Aangezien het om vrij dure
processen gaat, wordt vaak gezocht naar hoogwaardige poeders, voor veeleisende toepassingen.
Commerciële successen zijn de verschillende Inconel-legeringen, Hastelloy-legeringen,
Nikkelchroomlegeringen en nikkellegeringen met boride. Deze laatste werd uitgekozen als
testpoeder bij V.A.C. Machines en wordt in volgend hoofdstuk besproken.
76
6.4.4 Nikkellegering bij V.A.C. Machines: Ni-Cr-B-Si-legering als
matrix
a) Compositie, structuur en invloed van de elementen
Van de commercieel op grote schaal verkrijgbare nikkellegering voor harde opleglagen
(‘hardfacing’) zijn er twee grote groepen te onderscheiden: die met de Laves-fasen en degene die
boriden bevatten. Er werd gekozen om bij V.A.C. Machines een legering van het tweede type te
kiezen om uit te testen. Vele fabrikanten bieden dit soort poeder aan, vaak als PTA-poeder, het
kan echter ook gebruikt worden voor lasercladden. Er is veel literatuur te vinden over deze
legering en verschillende cladmogelijkheden. De nikkellegering met chroom en boriden zijn
bijzonder interessant. In het boek ‘Nickel, Cobalt & their alloys’ (Davis, 2000) wordt het
volgende beweerd over deze legering-soort: “Of all the various ferrous and nonferrous
hardfacing alloys, the boride containing nickel-base alloys are microstructurally the most
complex.” Om deze bewering kracht bij te zetten wordt volgende microstructuurafbeelding van
dergelijke legering meegegeven:
Voor een legering met een dergelijke
hoeveelheid aan legeringselementen is het
buitengewoon uitzonderlijk hoe complex en
gevarieerd de microstructuur is. Ook bij
V.A.C. Machines werd een soortgelijk
poeder gebruikt. Er werd echter wel aan de
nikkelmatrix nog 60% wolfraamcarbiden
toegevoegd. We laten deze harde fase,
meestal worden de carbiden toch
ongesmolten opgenomen in de metallische
matrix (meer hierover in volgend
hoofdstuk), achterwege en vergelijken de
matrix die bij V.A.C. Machines werd
gebruikt met de samenstelling van de
legering waarvan links de microstructuur
staat afgebeeld:
Figuur 40: Microstructuur van nikkellegering met boriden voor
‘hardfacing’ (Davis, 2000)
77
Gewichtspercentage (%)
Ni
Cr
C
0.5-1 3.5-5.5 2.5-4.5 3.5-5.5
Ni-Cr-B-Si-legering uit figuur 40
Rest
12-18
Metallische matrix van
Metcoclad52052
Rest
8
0.3
Si
3.5
B
Fe
1
/
Tabel 11: Compositie matrix Metcoclad52052
Hoewel de composities nog significant van elkaar verschillen wordt wel vanuit dezelfde
basiselementen vertrokken om een legering met dezelfde bedoeling te creëren: een goede
samenstelling vinden om een harde toplaag op te lassen. De verschillende elementen worden hier
besproken, met hun invloed op het geheel. Om te beginnen is het ijzergehalte van ondergeschikt
belang. Ijzer wordt bij deze poeders meestal niet met een microstructurele bedoeling toegevoegd.
Het toelaten van een bepaalde hoeveelheid ijzer in een legering laat de fabrikanten toe om enkele
ijzer-compounds te gebruiken bij het toevoegen van andere elementen. Het ijzer draagt weinig bij
tot de sterkte van de legering en wordt niet vermeld op de datasheet van het gebruikte poeder bij
V.A.C. Machines.
Dan blijven nog vijf belangrijke legeringselementen over die besproken dienen te worden: nikkel,
chroom, boor, silicium en koolstof. Boor en koolstof zullen verantwoordelijk zijn voor de harde
fasen in de matrix, ze zullen respectievelijk boriden en carbiden vormen. Het zijn voornamelijk
de boriden die in deze legering van belang zullen zijn. Carbiden zijn in mindere mate aanwezig
maar dragen ook bij tot de hardheid.
Nikkel en chroom zullen dan de elementen zijn die, gekoppeld met boor en in mindere mate
koolstof, boriden en carbiden zullen vormen. Zoals vermeld zijn vooral de boriden van belang.
Zowel Cr en Ni zijn geneigd om deze boriden te vormen, het gewichtspercentage aan Cr in de
Ni-legering zal uiteindelijk doorslaggevend zijn inzake welke boride gevormd zal worden.
Volgende tabel is gebaseerd op bevindingen die in het boek ‘Nickel, Cobalt & Their Alloys’
(Davis, 2000) te vinden zijn en tonen aan welke de dominante harde fase en welke de secundaire
harde fases zullen zijn in de besproken legering, afhankelijk van het chroomgehalte (‘M’=metaal):
78
Gewichtspercentage
Cr
Dominante harde
fase
Secundaire harde fasen
Laag (ongeveer 5%)
𝑁𝑖3 𝐵
Nodige voorwaarde
%Si>3
Gemiddeld (ongeveer
15%)
𝑁𝑖3 𝐵
%Si>2.5
𝑁𝑖3 𝑆𝑖
%Si>3
𝑁𝑖3 𝑆𝑖
Hoog (ongeveer 25%)
Voor alle hoeveelheden
Gevormde fase
𝑁𝑖3 𝑆𝑖
𝐶𝑟𝐵, (𝐶𝑟2 𝐵 𝑒𝑛 𝐶𝑟3 𝐵)
𝐶𝑟𝐵 𝑒𝑛 𝐶𝑟5 𝐵
Complexe carbides:
𝑀7 𝐶3 𝑒𝑛 𝑀23 𝐶6
Tabel 12: Vorming dominante en secundaire harde fasen bij Ni-Cr-Si-B-legeringen (Davis, 2000)
Deze tabel toont aan dat de harde fase die voornamelijk kan verwacht worden in de metallische
matrix van het Metcoclad-poeder (Cr-gewichtspercentage=8%) voornamelijk 𝑁𝑖3 𝐵 en, in iets
mindere mate, chroomboride is. Ook wordt aan de voorwaarde dat gewichtspercentage van Si
minimaal 3% is, voldaan. Dit betekent dat ook 𝑁𝑖3 𝑆𝑖 kan gevormd worden als secundaire harde
fase.
Silicium heeft een vrij unieke rol in deze legering. Haar hoofddoel is niet het vormen van de
secundaire harde fasen. Ze wordt toegevoegd aan de legering omdat ze, samen met B, ‘self
fluxing’ eigenschappen bezorgt aan de legering. Een flux, in de metallurgie, is een substantie die
het metaaloppervlak ‘schoonmaakt’ bij het lassen. Bij soldeermethodes zijn flux-producten vaak
gebruikt om deze reden. Bij de ‘self-fluxing-agents’ zoals Si en B er zijn, gebeurt bij het
lasercladden iets gelijkaardigs. Deze ‘self-fluxing-agents’ gaan in reactie met om oxiden, of die
zich nu op substraat of rond een poederpartikel bevinden. Ze vormen oxiden met een lage
dichtheid. Deze zullen door hun dichtheid naar het oppervlak drijven waardoor de coating een
stuk dichter wordt. Er vormen zich steeds minder porositeiten, door het verwijderen van deze
oxiden. Dit zorgt er uiteindelijk ook voor dat, door toevoeging van deze elementen, ook een
grotere cladhoek kan bekomen worden (grotere dichtheid): de ‘wetting angle’ wordt verlaagd. Er
wordt verwezen naar hoofdstukken 5.4.1 en 5.4.3 voor het belang van deze cladhoek (en de
aspect ratio, die eraan afhankelijk is).
Het zijn niet enkel de ‘self-fluxing’-eigenschappen die Si haar plaats geven in de legering. Ook
voorziet het mee in de hardheid van het materiaal, als een belangrijk element in de matrix en kan
het ook voorzien in intermetallische precipitaten. De hoeveelheid B beïnvloedt ook de
mogelijkheid tot het vormen van siliciden (𝑁𝑖3 𝑆𝑖): hoe mee B aanwezig is, hoe lager de Sihoeveelheid die benodigd is voor het vormen van deze harde fasen.
Dankzij de aanwezigheden van boriden en carbiden in de microstructuur, heeft de besproken
legering een sterke resistentie tegen abrassieve slijtage. De slijtageweerstand stijgt logischerwijs
met een stijgend percentage B en Si, er zullen namelijk meer boriden en siliciden gevormd
worden. Echter, door de grote hoeveelheid aan deze harde fasen zal er minder chroom aanwezig
79
kunnen zijn in de metallische matrix. Dit heeft tot gevolg dat corrosiebestendigheid wat lager ligt
dan concurrerende legeringen. Deze legeringen worden echter voornamelijk gebruikt voor hun
anti-slijtage eigenschappen, en er wordt gemerkt dat, vooral voor lasercladden, de interesse in
deze legering in steeds stijgende lijn gaat. Wil men in de slijtageresistentie nog verder gaan, kan
men, net als bij de Stellite-legeringen, pure carbiden (of boriden, …) toevoegen. Dit was ook het
geval bij V.A.C. Machines: 60% van het gewicht van de coating is afkomstig van de extreem
harde wolfraamcarbiden.
b) Metcoclad52052: een Metal Matrix Composite
Zoals reeds gezegd bestaat het gebruikte nikkellegeringpoeder van leverancier Sulzer, Metcoclad
52052, niet enkel uit de metallische matrix waarvan de samenstelling in hoofdstuk 5.3.4 a) staat.
Er werd hieraan ook wolfraamcarbiden toegevoegd, goed voor 60% van het gewicht. Deze
carbiden hebben een erg hoge hardheid (meer dan 2000HV, er zijn uitschieters die richting de
3000HV gaan) en een erg hoog smeltpunt.
Het inbedden van deze carbiden in een metallische matrix is een interessant proces, wat speciale
eigenschappen met zich meebrengt. De bedoeling zal zijn om de carbiden niet volledig te doen
oplossen in de metallische matrix. De reden voor de toevoeging is de volgende: hoewel sommige
nikkellegeringen in het algemeen, en Ni-Cr-B-Si-legeringen in het bijzonder, al vrij hard zijn, werd
gezocht naar mogelijkheden om de slijtageweerstand toch te verhogen. Reeds in heoofdstuk 5.3.2
van deze paper werd uitgelegd dat hardheid en slijtageweerstand, hoewel ze met elkaar te maken
hebben, niet hetzelfde zijn. Wat men met Carbide-Metal-Matrix-Composites wil bereiken is een
taaie legering waarin harde carbiden zijn ingebed die de slijtageweerstand verhogen.
Figuur 41: Wolfraamcarbiden (wit) in een Ni-Cr-legering
(Amado & Tobar, 2009)
Figuur 42: 60% Wolfraamcarbiden in een Ni-Cr-B-Si-legering . De
carbiden blijven intact. A)SEM-fotografie B)Verder ingezoom: goede
aanhechting met de coating. (Wu, et al., 2004)
80
Notabene: ook de Stellite-legeringen zijn in de nauwe betekenis van het woord MMC’s: ze
bezitten ook harde carbiden in een metallische matrix. Echter, voor deze thesis wordt aangehaald
dat de wolfraamcarbiden als aparte partikels worden ingevoerd in het poeder. Bij Stellite vormen
de, overigens kleinere, carbiden, zich tijdens het stollingsproces. Aangezien het chroom dat
verantwoordelijk is voor een groot deel van de carbiden bij Stellite ook een belangrijk onderdeel
van de matrix is, zit men wat in de grijze zone wat betreft het MMC-zijn.
De unieke structuur van MMC’s zorgt ervoor dat bij een relatief taai materiaal (de Ni-Cr-B-Silegering heeft nog steeds een hardheid van ongeveer 40HRC) toch een grote verhoging van de
slijtageweerstand kan verwezenlijkt worden door toevoeging van erg harde elementen. Tegelijk is
er een taaie matrix aanwezig (een coating van enkel carbiden is veel te bros). Deze kan bij
abrassieve slijtage afslijten, zodat de toplaag van de coating hoofdzakelijk uit wolfraamcarbiden
bestaat. Ook kan het compressie- of trekkrachten goed opnemen en doorgeven aan de harde
elementen. Het spreekt voor zich dat deze elementen wel in hun harde vorm aanwezig moeten
zijn om deze invloed te hebben. Dit brengt enkele moeilijkheden met zich mee voor het
lasercladden van wolfraamcarbidden in een Ni-Cr-B-Si-legering. Hoewel de carbide een erg hoog
smeltpunt heeft (ongeveer 2700°C, een heel stuk hoger dan de legering waarin ze verwerkt zit),
heeft ze slechts een lage enthalpie nodig om de carbiden weer te doen ontbinden (zo’n
38.5kJ/mol). De voorkeur wordt verleend aan carbiden die aan de rand van hun vorm slechts
gedeeltelijk smelten en overgaan in de matrix. Zo blijven grote carbiden aanwezig in de coating.
In de literatuur zijn talloze onderzoeken gewijd aan nikkellegeringen met
wolfraamcarbideverrijking (Lindroos, J.T., & Lou, 2009). Er zijn verschillende toepassingen
waarvoor deze composiet voor in aanmerking komt: onder andere snijstukken, onderdelen voor
de mijnindustrie waar grote slijtage aanwezig is, landbouw, metaalbewerking bij hoge
temperaturen,… . Dat vooral voor wolfraamcarbiden gekozen wordt heeft enkele redens.
Wolfraamcarbide is niet de hardste carbide (bijvoorbeeld TiC is nog een stuk harder), maar is wel
een element dat vrij plastisch is en gemakkelijk in te mengen in een legering.
Dat de Ni-Cr-B-Si-legering op zich al een erg interessant en veelzijdige legering is, werd reeds
uitgelegd in vorig hoofdstuk. Deze legering word vooral gebruikt voor rollers, zuigerstangen,
slijtplaten, turbines, enzovoort. Haar corrosieve en sterkte-eigenschappen, en vooral op hoge
temperatuur, op zich zijn al reden genoeg voor de industriële interesse voor deze legering. De
eigenschappen van B en Si die aan de legering worden meegegeven zijn enkel een pluspunt. Dat
daar nog eens bovenop komt dat ze dan ook nog eens uitstekend geschikt is voor het toevoegen
van wolfraamcarbiden was de doorslag om te kiezen voor het Metcoclad-poeder. Hier werd
echter de verkeerde inschatting gemaakt al meteen voor poeder te kiezen met een erg hoog
percentage aan wolfraamcarbiden. Dergelijk hoge percentage maken het immers moeilijk om een
scheurvrije cladlaag aan te brengen. Het was beter geweest om het poeder puur en daarna en in
kleinere, oplopende, hoeveelheiden wolfraamcarbide te testen. 50% wolfraamcarbiden is een
terugkerend maximumgehalte in gespecialiseerde artikels (Álvarez, Amado, & Yáñez, 2006)
81
De toevoeging van de carbide maakt het lasercladproces echter wel nog ingewikkelder: ze kunnen
scheuren, slechte aanhechting en porositeit veroorzaken. Dit werd ondervonden tijdens de testen.
Ook mogen de carbiden niet smelten of naar de bodem zakken, ze hebben een hogere dichtheid
dan het gesmolten materiaal omheen zich tijdens het cladden (Wu, et al., 2004). Het is namelijk
ongewenst dat de elementen die hoofdzakelijk in de strijd dienen geworpen worden tegen
abrassieve slijtage naar de bodem zouden zakken. Integendeel, het zou zelfs beter zijn om deze
vooral aan de toplaag te hebben en in mindere mate aan de bodem van de cladlaag. Dergelijk
gradueel verloop is mogelijk in bepaalde toepassingen (LENS-proces met verschillende
poedercontainers die gradueel aanleveren bijvoorbeeld). Voor het lasercladproces waarbij het
substraat blijft ronddraaien, zoals bij V.A.C. Machines, is zoiets niet mogelijk. Er zou natuurlijk
ook kunnen geopteerd worden om eerst een laag Ni-Cr-B-Si op te leggen en nadien de
wolfraamcarbiden erin te laserdispergeren of –legeren, maar dan bevindt zich men al buiten het
werkgebied van het lasercladden en dus ook buiten haar voordelen. Allerhande mogelijkheden,
problemen, oplossingen en procesparameterinvloeden staan vermeld in de experimenten
verderop in deze thesis.
82
7 Experimenten en resultaten
Met de uitvoerige literatuurstudie in het achterhoofd, werd bij V.A.C. Machines aan de slag
gegaan voor de persoonlijke experimenten met het de lasercladopstellling. Dit hoofdstuk zal
dieper ingaan op de werkwijze van lasercladden specifiek, het creëren van samples, het testen van
die samples en een analyse van de behaalde resultaten.
Het moet gezegd dat er steeds een lange weg afgelegd wordt vanaf het moment dat er gekozen
wordt voor een lasercladlegering tot het moment dat een realistische analyse omtrent kwaliteit en
haalbaarheid kan gedaan worden. Achteraf gezien bleek de lengte van deze weg één van de
grootste obstakels in deze thesis. Het is namelijk erg moeilijk om het proces veelvuldig bij te
sturen wanneer na testanalyse blijkt dat de resultaten niet afdoende waren. Dit zal blijken uit het
hoofdstuk 7.1, waar beschreven wordt hoe het lasercladproces en de testen in z’n werk zijn
gegaan.
7.1 Werkwijze van experimenten en testen
7.1.1 Keuze poeder
De eerste stap die, na de studie omtrent de procedures van het lasercladden, gezet moet worden
is de keuze van het poeder dat opgeclad dient te worden. Uiteraard wordt deze legering gekozen
op basis van haar eigenschappen. Meestal zoekt men specifieke minimumwaardes inzake
corrosiebestendigheid en slijtvastheid, waarin het financiële altijd een rol speelt. Verder kan nog
een lange lijst aan gewenste eigenschappen geëist worden van een legering (bestendigheid tegen
hoge temperaturen, magnetische permeabiliteit, vermoeiingsterkte,… ). Het is echter niet zo dat
men om het even welk poeder kan cladden op om het even welk substraat. ‘Claddability’ is de
Engelstalige term die gegeven wordt voor de mate waarin het mogelijk is om een bepaalde
legering succesvol en kwaliteitsvol op een bepaald substraat aan te brengen. Het Laser Applicatie
Centrum bracht een praktijkrichtlijn over het lasercladden uit (Rombouts, Van Krieken, &
Husslage, 2012). Hierin staan heel wat interessante zaken over al de aspecten van het lasercladden
en men vindt er onder andere ook een tabel om deze claddability aan te duiden. Het gaat om een
adaptatie van de tabel die Pom Group op z’n website heeft. De afbeelding is op volgende pagina
te zien.
83
Figuur 43: Claddability, een indicatie van cladbaarheid (Rombouts, Van Krieken, & Husslage, 2012)
84
Het is duidelijk dat niet alle legeringen op elk substraat zullen te cladden zijn. De vereiste om een
minimale dilution te moeten verkrijgen is hiervan de oorzaak. Indien men een legering en een
substraat aan elkaar zou proberen te lasercladden die niet of te gering oplosbaar zijn in elkaar,
merkt men dat er geen aanhechting is. Immers, de legering is niet in staat om na het stolproces
nog een metallische verbinding te creëren met het substraat. Voor elke combinatie van legering
en substraat kunnen ingewikkelde studies worden gedaan met fasediagrammen om uit te maken
of ze goed aan elkaar te lassen zijn (lees: dat de legering in redelijke mate oplosbaar is in het
substraat). Voorgaand overzicht biedt voor een aantal frequent gebruikte legeringen en substraten
een indicatie wat betreft de claddability.
Bij V.A.C. Machines werd in het begin voornamelijk
geclad met onbekende staalsoorten als substraat, veelal
met stalen assen die over waren van andere
werkzaamheden. Er kan vanuit gegaan worden dat
deze staalsoorten er waren met laag koolstofgehalte.
De precieze compositie van deze stalen was van
minder belang en werd voor deze masterproef ook niet
achterhaald. Na verloop van tijd werd geclad op
stukken waarvan de exacte samenstelling wel geweten
Figuur 44: Journal Cross (http://service.dvswas. Bij V.A.C. Machines lagen stukken die normaal
gruppe.com/)
gezien hardverchroomd werden. Deze Journal Crosses,
Zapfenkreuzen in het Duits, zijn onderdelen van lageringen voor cardanassen bij agricultuurvoertuigen. Dat het verchromen in de toekomst geen evidentie meer zal zijn, werd al duidelijk
gemaakt in het begin van deze scriptie. Eén van de onderzoeken die dit jaar omtrent het
lasercladden gedaan werd was het onderzoek naar de vervangbaarheid van het hardverchromen
door het lasercladden. Waarom voor Stellite werd gekozen als legering staat vermeld in het
hoofdstuk gewijd aan dit poeder. De Journal Crosses zijn een cementeerstaal, meer bepaald een
15NiCr13-staal. De compositie, per gewichtspercentage:
Gewichtspercentage (%)
15NiCr13
Fe
Cr
Rest 0.6-0.9
C
Si
0.140.2
0.4
max
Mn
0.40.7
P
0.35
max
Ni
33.5
Tabel 13: Compositie Journal Crosses (substraat)
Deze staalsoort wordt voornamelijk gebruikt om het te harden door middel van carbonering. Als
er wordt uitgegaan van een niet gecarboneerd staalsubstraat, kan geconcludeerd worden dat het
hier eveneens om een laag C-gehalte-staal gaat. Op de tabel over de claddability kan gemerkt
worden dat legeringen gelijkaardig aan de gebruikte bij V.A.C. Machines (Stellite, diverse
nikkellegeringen) meestal vrij cladbaar zijn op stalen met lage koolstofgehaltes. Waarom effectief
gekozen werd voor de verschillende legeringen staat omschreven in hoofdstuk 6.
85
Het duurt meestal enkele weken vooraleer het poeder aankomt, afhankelijk van de keuze van
legering en leverancier. De kleinste hoeveelheden zijn meestal 5kg. In die tijd kon
ondergetekende persoonlijk de journal crosses gaan draaien op maat bij firma D’haene, te
Roeselare.
7.1.2 Lasercladden bij V.A.C. Machines
Nadat het poeder is aangekomen (levertijd is enkele weken), worden de eerste cladtesten gedaan.
In hoofdstuk 5 staat reeds heel wat uitleg over de gebruikte opstelling bij V.A.C. Machines. De
eerste tests worden uitgevoerd met een intuïtieve keuze van parameters. Er wordt nadien sterk
bijgestuurd. Dit bijsturen wordt in grote mate bekomen door het bestuderen van verschillende
artikels en scripties die handelen over gelijkaardige legeringen, laservermogens, spotgroottes…
De drie artikels die hiervoor het belangrijkst waren zijn reeds vermeld in hoofdstuk 5.4. Het
spreekt voor zich dat nog tientallen artikels, die verder niet vermeld worden in deze scriptie,
bijgedragen hebben in de keuze van betere parameters. De belangrijkste parameters die in het
begin werden aangepast zijn uiteraard het poederdebiet en de loopsnelheid (te regelen met de
frequentieregelaar). Om redenen die reeds in hoofdstuk 5.4 werden aangehaald werd het
vermogen bijna altijd op 3kW gehouden.Hieronder ziet u een afbeelding die weergeeft hoe de
opstelling in werking eruit ziet. Het stuk dat in de draaibank ingeklemd is, is een journal cross
zoals die in vorig hoofdstuk beschreven werd. De lange stalen buis met de pneumatische
aansluiting is de toevoer van het Argon-gas, dat de smeltpoel beschermt. Aan de poedernozzle
(net boven de Ar-toevoer) zijn drie aansluitingen verbonden: twee voor koelwater en één voor de
poedertoevoer.
Figuur 45: Lasercladden bij V.A.C. Machines
86
Enkele malen (enkel bij het
opleggen van de Metcocladlegering) werden de stukken ook
voorverwarmd om betere
resultaten te verkrijgen. In de
literatuur zijn talloze
voorbeelden te vinden van
voordelen van voorverwarming,
vooral voor legeringen die
scheurgevoelig zijn. Buiten het
verbeteren van de
scheurgevoeligheid kan
Figuur 47: Voorverwarmen via autogeen lassen
voorverwarmen ook het
poederrendement verhogen, het mogelijk maken om hogere snelheden te gebruiken, een lager
vermogen in te stellen,… . Voor een toepassing als het lasercladden wordt meestal een inductieve
verwarming gebruikt. Deze warmt via een wisselend magnetisch veld het substraat op, meestal
wordt deze gestuurd via een feedback-systeem dat de temperatuur in de gaten houdt door middel
van sensors. Deze apparatuur was bij V.A.C. Machines niet voorhanden. Er werd gekozen de
stukken voor te verwarmen via de vlam die gebruikt wordt bij het autogeen lasproces. Dit
lasproces gaat uit van een vlam, gecreëerd door een ontstoken mengeling van acetyleen en
zuurstof.
Er moest uiteraard genoteerd worden tot
welke temperatuur er voorverwarmd werd.
Dit werd gedaan met een pyrometer, een
infrarood thermometer die in de industrie
gebruikt wordt voor contactloze
temperatuurmetingen tot ongeveer 1000°C
(de gesofisticeerdere modellen). Hiervoor
wordt via infraroodstraling van het werkstuk,
mits instelling van de emissiecoëfficiënt van
het substraat, de temperatuur van het
oppervlak gemeten. Aan de rechterkant ziet u
de pyrometer die gericht is op een tot 262°C
voorverwarmd substraat.
Figuur 46: Temperatuursmeting voorverwarming
87
7.1.3 Maken van testsamples
De testassen die uit de overschot van productiemateriaal van V.A.C. Machines werden genomen
waren gemakkelijk te snijden tot korte assen waar niet veel meer dan het relevante deel overbleef:
daar waar er geclad was. De journal crosses waren een stuk logger en moeilijker te versnijden.
Voor het praktijkgedeelte van deze thesis was het zo dat het grootste deel qua tijdsverbruik niet
voor de rekening van het lasercladden zelf te nemen was. Het voorbereiden van de stukken nam
wat tijd in beslag (de stukken werden zelf afgedraaid in firma D’haene) maar qua energie en tijd
ging er toch heel wat in de nabewerking van de stukken en het uiteindelijke testen van de
samples. De voornaamste testen die gedaan moesten worden op de stukken waren
microstructuurtesten (met een microscoop) en hardheidstesten (met een hardheidsmeettoestel).
Vooraleer deze analyses kunnen verricht worden dienen de opgecladde lagen uiteraard tot
teststukken van werkbare grootte en gewicht gereduceerd te worden. Hiervoor dienen de grote
substraten met dunne coating gesneden te worden tot stukken van ongeveer één cm in lengte.
Deze kunnen vervolgens ingebakken worden in bakeliet, waarna men ze kan polieren en etsen,
hardheidsmetingen uitvoeren en microstructuur analyseren. Deze zaken zijn hierop volgend
omschreven en ik werd hiervoor bijgestaan door de mensen van het bedrijf Dana, te Brugge,
alwaar ik dit allemaal kon uitvoeren.
a) Doorslijpen van de stukken
De grote journal crosses dienden te
worden ingeklemd in een
halfautomatische doorslijp-machine,
zoals hier rechts te zien. Men kan de
slijpschijf, het ingeklemde werkstuk met
reeds 2 incisies en de blauwe buis voor
koelvloeistoftoevoer onderscheiden. Bij
deze machine draait de slijpschijf steeds
door en wordt het werkstuk met een
manueel in te geven druk en snelheid
richting de slijpschijf bewogen.
Belangrijk hierbij is dat er voldoende
Figuur 48: Slijpen bij Dana
koelvloeistof geleverd wordt, zodat het
stuk niet ‘doorbrandt’. Het doorslijpen van de testsamples die van een Stellite-laag voorzien
waren ging erg vlot, in enkele minuten werden ze doorgeslepen. Het doorslijpen van de samples
die een Metcoclad-legering-laag opgelegd hadden was echter quasi onbegonnen werk. De oorzaak
hiervoor was de ingebedde wolfraamcarbiden in de legering. De slijpschijf die bij Dana kon
88
gebruikt worden, was er een voor geharde staalsoorten, meestal worden voor dergelijke
slijpschijven siliciumcarbide gebruikt als harde componenten. Deze zijn een heel stuk harder dan
de staalsoorten die ze moeten doorslijpen maar slechts van vergelijkbare hardheid als de
wolfraamcarbiden in de nikkellegering. Er kon niet voor geopteerd worden andere slijpschijven te
gebruiken, mits deze eerst zouden moeten goedgekeurd worden inzake veiligheid.
Om een groot stuk uit te slijpen (dat nadien nog met een kleinere slijpschijf tot een kleine sample
stuk zou worden geslepen) moest tot ongeveer drie kwartier geslepen worden. Wanneer de
voedingssnelheid van het werkstuk iets te veel boven het minimum werd verhoogd, braken de
schijven meteen. Het spreekt voor zich dat dit werk één van de meest tijdrovende en frustrerende
van de masterproef was. De kleinere slijpschijf, voor kleinere diameters, geraakte iets vlotter door
de stukken (vooral dankzij de smallere schijven).
b) Inbakken testsamples
Nadat de stukken op testbare, kleine groottes waren
geslepen (ongeveer een centimeter in de lengte en
steeds een doorsnede van een cladlaag zichtbaar),
werden deze ingebakken in kunststof van standaard
diameter, om daarna gemakkelijker de volgende tests te
kunnen uitvoeren. Bij het inbakken van de stukken
wordt de te testen kant ingebakken met rood, hard,
bakeliet. De niet te testen kant wordt ingebakken met
een doorzichtige kunststof. Het poeder dat gebruikt
wordt om deze testsamples te verkrijgen, wordt samen
met het metaalsample ingevoerd in het inbakapparaat.
Na een proces van 9 minuten waarin druk, verhitting
en uiteindelijk koeling plaatsvindt, verkrijgt men
werkbare, ingebakken samples. Dit inbakken gebeurde
met een apparaat dat ter beschikking stond bij Dana.
Figuur 49: Inbakken testsample
89
c) Polieren samples
Om een vlak oppervlak te krijgen dienen de
teststukken gepolierd te worden. Hiervoor
worden ze enkele minuten op een
bevochtigd oppervlak en diamantpasta
rondgedraaid. Eerst wordt gewerkt met een
grovere pasta, partikels van zo’n 9µm,
daarna met een fijnere, zo’n 3µm. Het
polieren gebeurde volkomen automatisch
met een apparaat bij Dana.
Figuur 50: Polieren samples
d) Etsen samples
Het etsen van de samples gebeurt alvorens de effectieve testen worden uitgevoerd en net na het
polijsten. Het zorgt ervoor dat welbepaalde details van de microstructuur eroderen, waardoor
deze structuur zichtbaarder wordt op de microscoop. Er was geen etsmiddel voorhanden om de
opgebrachte legeringen beter te doen uitkomen, toch werd al redelijk wat duidelijk met het in het
labo aanwezige Nital, dat vooral geschikt is voor koolstofstaal.
7.1.4 Testen van de samples
Het testen van de samples gebeurde, zoals gezegd, vooral op microstructuur en hardheid. Andere
relevante zaken zoals geometrie van de cladlaag, dilution, konden eveneens vaak uit het
microscooponderzoek afgeleid worden. Op corrosie werd binnen het kader van deze masterproef
geen testen uitgevoerd.
a) Hardheidsmetingen
De hardheidsmetingen werden uitgevoerd met Vickers-hardheidsmetingstoestellen. Zowel bij
Dana als op de campus Schoonmeersen werd gewerkt met dergelijke toestellen voor deze
masterproef. Deze toestellen bestaan reeds een kleine honderd jaar en werden ontwikkeld als
eenvoudiger alternatief voor de Brinell-hardheidsmeettoestellen. Het principe is eenvoudig: een
piramide-vormige diamant (de ‘indenter’) wordt ingeduwd op het teststuk volgens een vooraf
bepaalde kracht. Nadien wordt bekeken hoe groot het ingedrukte gebied is. Hoe kleiner het
gebied, hoe harder het geteste materiaal (er was namelijk meer weerstand tegen de indruk).
90
Gebruikt men een grotere kracht, dan zal de indrukking ook groter zijn. De gestandaardiseerde
formule die gebruikt wordt om Vickers Hardheid (kortweg HV) te bepalen is de volgende:
𝐹 1.8544𝐹
≈
𝐴
𝑑2
𝑚𝑒𝑡: 𝐻𝑉 = 𝐻𝑎𝑟𝑑ℎ𝑒𝑖𝑑 𝑉𝑖𝑐𝑘𝑒𝑟𝑠
𝐹 = 𝐾𝑟𝑎𝑐ℎ𝑡 (𝑁𝑒𝑤𝑡𝑜𝑛)
𝐻𝑉 =
𝐴 = 𝑂𝑝𝑝𝑒𝑟𝑣𝑙𝑎𝑘
𝑑 = 𝑑𝑖𝑎𝑔𝑜𝑛𝑎𝑎𝑙 𝑝𝑖𝑟𝑎𝑚𝑖𝑑𝑒
Om de bruikbare SI-eenheden van Vickers om te zetten naar MPa, dient vermenigvuldigd te
worden met 9.81 (gravitatieconstante). In deze masterproef wordt enkel gewerkt met de
standaard aanduiding, zoals bijvoorbeeld 440HV (440 Hardheid Vickers). Dit is een zeer
eenvoudige en doeltreffende methode om verschillende materialen met elkaar te vergelijken.
Zoals reeds vermeld werden twee
verschillende toestellen gebruikt, elk
met hun voor- en nadelen. Zo was
het toestel dat bij Dana werd
gebruikt volledig automatisch en
computergestuurd. Er wordt eerst
een pad ingegeven waarlangs enkele
hardheidsmetingen dienden worden
uitgevoerd bij een sample.
Vervolgens worden deze indenties
computergestuurd uitgevoerd, de
hardheden worden hier automatisch
Figuur 51: Hardheidsmetingen op een sample (50x vergroting)
berekend door de breedte van de
induwingen. Op het sample aan de
rechterkant is duidelijk het spoor van hardheidsmetingen te zien dat uitgevoerd werd door het
automatisch hardheidstoestel bij Dana.
91
Het toestel dat op de campus Schoonmeersen werd gebruikt, werkt niet computergestuurd. De
gebruiker ervan kiest zelf, met behulp van de microscoop die gemonteerd is op het apparaat,
waar hij exact de hardheid wil bepalen. Daarna duwt de indenter, volgens ingegeven kracht, in op
die precieze spot. Het voordeel hierbij is dat men exact kan kiezen waar men de hardheid wil
meten. Dit was vooral interessant voor de metal matrix composite (Metcoclad 52052), waarbij de
wolfraamcarbiden ingebed zitten in
de nikkellegeringmatrix. Met dit
toestel kon ervoor gekozen worden
om specifiek die wolfraamcarbiden,
of net enkel de matrix, op hardheid te
testen. Uiteraard was dit ook mogelijk
met het toestel bij Dana, het was
slechts iets omslachtiger. Het nadeel
aan het toestel op campus
Schoonmeersen is het feit dat het een
tijdrovender proces is. Aan de
rechterkant verduidelijkt de
Figuur 52: Verschil tussen hardheid matrix (linkse meting) en carbide (rechtse
microscoopafbeelding het verschil
meting)
tussen een hardheidsmeting die recht
op een carbide (rechts) of op de matrix (links) is uitgevoerd. Er is meer te lezen over de
hardheidsmetingen in hoofdstuk 7.2.
92
b) Microstructuuronderzoek
Het microstructuuronderzoek dat voor lasercladden relevant is spitst zich toe op enkele
verschillende eigenschappen die onderzocht moeten worden. Ten eerste is het belangrijk dat de
opgelegde laag zo veel mogelijk vrij is van poriën en scheuren. Daarnaast moet ook een goede
aanhechting te zien zijn tussen substraat en cladlaag. Ook de specifieke structuur van de cladlaag
kan vaak worden onderzocht. Dit was met de middelen aanwezig in het labolokaal ietwat
moeilijker, het etsen van een Stellite is niet te doen met hetzelfde etsmiddel als waarmee men
koolstofstaal etst. Er zal blijken dat de cladlaagstructuren wat minder duidelijk te onderscheiden
zijn dan de substraatstructuren. Dit komt omdat er ge-etst werd met Nital. Dankzij deze Nital zal
het wel mogelijk zijn de microstructuur van het substraat beter te onderzoeken. Enkele
elementaire delen van de legering, zoals bijvoorbeeld de wolfraamcarbiden zullen wel duidelijk
zijn op de microscoopafbeeldingen.
Het microstructuuronderzoek vertelt dus ook wat over het behandelde substraat: door de
laserstraal zal de ingekomen warmte niet enkel door het legering-poeder opgevangen worden, een
significant deel wordt opgenomen door het substraatmateriaal. Door dit proces van snelle
opwarming en afkoeling verkrijgt men veranderingen in de microstructuur. Vaak vertaalt zich dit
in een fijnere structuur, met grotere hardheid en lagere taaiheid tot gevolg. Er kan gemeten
worden hoe ver dit gebied van verhoogde hardheid loopt. Deze zone, die onder invloed van de
opgenomen warmte afkomstig van de laserstraal, een verandering van structuur ondergaat, noemt
men in de literatuur vaak de Heat Affected Zone, of kortweg HAZ (Corbin, Toyserkani, &
Khajepour, 2004). Deze zone zal ook verder in deze paper als dusdanig benoemd worden. Voor
al deze zaken omtrent het microstructuuronderzoek alsook de hardheidsmetingen wordt
verwezen naar hoofdstuk 7.2, alwaar voor beide onderwerpen besproken zal worden wat de
bevindingen zijn per legering (Stellite-soort en nikkellegering).
93
7.2 Stellite 1 & Stellite 6
Het werd reeds duidelijk gemaakt in hoofdstuk 6: er werd in het kader van deze masterproef
geëxperimenteerd met twee kobaltbasislegeringen: Stellite 1 en Stellite 6. Hier volgen nog eens de
composities van de twee verschillende poeders. De uitgebreidere uitleg omtrent de werking van
de verschillende elementen van de legering staat omschreven in hoofdstuk 6. Het is vooral van
belang op te merken dat het koolstofgehalte bij Stellite 1 veel hoger ligt, het is, in tegenstelling tot
Stellite 6, een hypereutectische legering. Dit zal leiden tot de vorming van meer carbiden. Ook
het hogere gewichtspercentage van de metalen die kunnen reageren tot carbiden leidt tot deze
conclusie.
In gewichtspercentage (%)
Stellite 1 (S1 PTA
Durmat)
Co
Rest
Stellite 6 (S6 PTA
Durmat)
Rest
Cr
C
Si
W
30
2.5
1.1
12
28
1.0
1.2
4.2
Tabel 14: Compositie Stellite 1 en Stellite 6
De Stellite-familie is een legeringsgroep met een brede waaier aan kwaliteiten en mogelijkheden.
Hierbij springen vooral de corrosiebestendigheid en weerstand tegen adhesieve slijtage in het oog.
Door het aanpassen van de verschillende gewichtspercentages van de diverse elementen in de
legering kan de producent van de Stellite-legering talloze verschillende stellieten op de markt
brengen, elk met hun eigen voordeel. Meer over de toepassingen en de voordelen van Stellite 1
en 6 vindt u in hoofdstuk 7.2.4.
7.2.1 Parametervariatie
De eerste tests die werden gedaan met de lasercladopstelling waren er met Stellite. Aangezien
ervaring nog ontbrak werd ervoor gekozen om een vrij wijde waaier aan parametervariaties toe te
passen. Door deze wijde variatie achteraf op verschillende kwaliteitsvereisten te testen, werd
gepoogd een vrij algemeen beeld te verkrijgen van het gedrag van het lasercladproces, althans
voor de toepassing met Stellite 6. Het beginpunt voor de keuze van instelling van de parameters
lag in de uitgebreide literatuurstudie. Talloze werken zijn te vinden over de bepalingen van
instelparameters voor het kobaltlegeringen bij het lasercladden. Het was echter belangrijk deze
resultaten te filteren naargelang relevantie. De relevantie voor het proces bij V.A.C. Machines was
in sterke mate afhankelijk van bijvoorbeeld legeringcompositie, mogelijke vermogensdichtheden,
lasersoort, enzovoort.
94
De begininstellingen voor het proces werden bepaald met behulp van het relatief eenvoudige
schema van Steen (2003), dat reeds besproken werd in deze scriptie.
Figuur 53: Laser cladding operating window (Steeen, 2003)
Het schema van Steen toont het werkbare gebied aan in het grijs. Eerst werd de ‘Power per spot
diameter’ bepaald. Voor de equivalente diameter van 3.2 mm voor de rechthoekige laserspot bij
V.A.C. Machines wordt verwezen naar hoofdstuk 5.4.3.a, waar meer uitleg staat. Voor de ‘power
per spot diameter’:
𝑉𝑒𝑟𝑚𝑜𝑔𝑒𝑛: 𝑃 = 3000𝑊
𝑆𝑝𝑜𝑡 𝑑𝑖𝑎𝑚𝑒𝑡𝑒𝑟 = 3.2𝑚𝑚
𝑃
3000𝑊 937𝑊
=
=
𝑠𝑝𝑜𝑡 𝑑𝑖𝑎𝑚𝑒𝑡𝑒𝑟 3.2𝑚𝑚
𝑚𝑚
95
Volgens de linker-as-aanduiding is deze vermogensdichtheid van vrij hoge aard. Van zo’n hoge
aard zelfs dat er bij een snelheid van 6.6mm/s amper nog zou kunnen geclad worden. Echter,
door bestudering van andere studies werd duidelijk dat deze vermogensdichtheid wel courant is.
Hiervoor wordt verwezen naar hoofdstuk 5.4.2, waar de doctoraatstudie van Schneider de
vermogensdichtheden van verschillende lasercladprocessen voor kobaltlegeringen bundelt.
Rekening houdend met het feit dat aan deze vermogensdichtheid niet meer ging geraakt worden,
werd gezocht naar begininstellingen voor de poedertoevoerhoeveelheid en de loopsnelheid, de
twee andere primaire parameters.
Ook op het schema van Steen is duidelijk dat voor dergelijke vermogensdichtheden
poederdebieten van iets meer dan 0.3 gram per seconde ideaal zijn. Er werd gekozen voor een
eerste instelling van 22g/min, wat neerkomt op zo’n 0.36gram per seconde. Als laatste moest nog
de loopsnelheid worden bepaald waarmee zou worden begonnen. Het schema van Schneider
brengt per vermogensdichtheid ook de gebruikte interactietijd in rekening, per opgevolgd proces.
Vanuit deze interactietijd kan, in combinatie met de vastgelegde spotlengte van 4mm, de
loopsnelheid bepaald worden. Op het schema is duidelijk dat interactietijden van ongeveer iets
onder de 1 seconden gewenst zijn voor de vastgelegde vermogensdichtheid. Voor een spotlengte
van 4mm bekomt men met een loopsnelheid van ongeveer 5mm/s een interactietijd die aan deze
vereiste voldoet.
De eerste parameters waren aldus gekozen: een vermogensdichtheid van 93.75kW/cm², een
poedertoevoer van 22g/min en een loopsnelheid van 5mm/s. Daarna was het zaaks om de
variatiespreiding van de parameters voor de andere testen te bepalen. Volgende redenering werd
gehandhaafd:
-
Het vermogen wordt constant gehouden. De vermogensdichtheid is op zijn maximum
met iets minder dan 94kW/cm². Deze werd niet verlaagd omdat deze meer dan een lage
kant dan aan de hoge kant is bij vergelijkbare processen. Voor een uitgebreidere uitleg
omtrent de vastgelegde vermogensdichtheid wordt verwezen naar het hoofdstuk 5.4.
-
In hoofdstuk 5.4 is eveneens duidelijk dat voor erg veel cladlaag-eigenschappen het
volgende geldt: indien de eigenschap recht evenredig is met de poedertoevoer (Feed rate,
of F), dan is ze omgekeerd evenredig met de loopsnelheid (Speed, of S). Dit is intuïtief
vrij logisch: de gecombineerde parameter F/S bepaalt het toegevoegde poeder per
oppervlakte-eenheid. Voor een lijst met de correlaties tussen de cladlaag-eigenschappen
en de (gecombineerde) parameters wordt verwezen naar hoofdstuk 5.4.3.d, alwaar de
averechtse invloed van F en S erg duidelijk wordt.
96
-
Er werd van twee zaken uitgegaan: het was gewenst om een zo wijd mogelijke waaier aan
parametervariaties en cladlaag-eigenschappen te bekomen én het was duidelijk dat de
cladlaag-eigenschappen afhankelijk waren van de gecombineerde parameter F/S, indien
het vermogen constant werd gesteld. Om deze wijde waaier te bekomen, diende F/S aan
de ene kant verlaagd te worden (grotere S, lagere F), en aan de andere kant verhoogd
(grotere F, lagere S).
Specifiek voor het Stellite 6-poeder bleven 8 samples over die deze parameterspreiding goed
doorliepen. Veel samples vielen af door procesfouten die onjuiste resultaten gaven (bijvoorbeeld:
een slecht afgestelde hoek van de nozzle, een verkeerde instelling van de laserhoogte,…). Op
deze acht samples werd een microscooponderzoek uitgevoerd en een uitgebreide
hardheidsstudie. Ze werden genummerd, aangezien dat sample nummer 1 afviel door een
procesfout lopen de benaming van Stellite6_2 tot Stellite6_10. Ook Stellite6_8 viel af. Rekening
houdend met bovenstaande redenering werd gekozen voor volgende parametervariatie, die
relevant zal zijn voor alle resultaatbesprekingen verder in dit hoofdstuk:
F/S
18g/min
3mm/s
5mm/s
5
8mm/s
6,7,9,10
22g/min
30g/min
4
2
3
Tabel 15: Snelheid- en poederdebietvariatie bij Stellite 6
Bij de nummering werd Stellite6_4 aangenomen als basis-instelling, de centrale waarde voor F/S.
Voor de instelling van 18g/min en 8mm/s valt op dat er vier samples deze parameters
meekregen. Bij deze samples werd er geëxperimenteerd met andere procesinstellingen
(draairichting, nozzle-verdraaiing,…), terwijl de primaire procesinstellingen constant werden
gehouden. De resultaten die verder besproken worden dienen geassocieerd te worden met
bovenstaande tabel inzake de relevante procesparameters, althans voor de testen met Stellite 6.
-
Stellite6_7 kreeg in vergelijking met 6 een grotere spoed mee.
-
Stellite6_9 kreeg in vergelijking met 7 een andere draairichting mee, down the hillmethode wordt toegepast (zie 5.4.3.a)
-
Stellite6_10 werd weer up the hill uitgevoerd
Achteraf bleek eveneens dat deze parameterkeuze een vrij goede was om een globaal beeld te
krijgen van de parameter-invloeden. Het bleek ook dat de waarden voor de centrale instelling
(sample nummer 4) goed ingeschat waren.
97
7.2.2 Microstructuur, scheuren en porositeit
Zoals reeds gezegd was het moeilijk om met de beschikbare reagentia een goed ge-etste
microstructuur onder de microscoop te verkrijgen, inzake de Stellites. Toch kon met een beetje
goede wil op enkele foto’s de microstructuur waargenomen worden. Wat voor het lasercladden
op zich een belangrijk gegeven is, is de afwezigheid van porositeit en scheuren. In de literatuur is
het moeilijk om een artikel te vinden dat het vermijden van scheurvorming niet vermeldt. Dit is
voornamelijk te wijten aan het complexe proces van lasercladden, waarbij poeders geblazen
worden op het substraat. Deze worden dan nog eens in extreem korte tijd opgewarmd en
afgekoeld, allemaal mogelijke oorzaken voor nefaste porositeit en scheurvorming. Achteraf
gezien bleek deze problematiek vooral relevant voor de nikkellegering van Metcoclad, meer
hierover in hoofdstuk 7.3.
a) Stellite6_2
Sample 2 is de sample met de hoogste poedertoevoer, gecombineerd met een erg lage
loopsnelheid. Er is een erg rommelige microstructuur te merken. Daar waar andere cladlagen een
mooi, effen cladlaagbeeld geven, zijn veel donkere mengingszones te zien, die zich richten
volgens convectiestromen.
Figuur 54: Microstructuur sample 2 (50x vergroting)
Bovenstaande afbeelding geven blijk van deze microstructuur. De oorzaak hiervoor kan vooral
gezocht worden in de verlengde interactietijd die het stuk krijgt met de laserstraal. Deze lange
verwarmingstijd zorgt voor een sterke toename in convectiestromen, die veroorzaakt zijn door de
grote warmteverschillen. Hierdoor vindt een grote mate van vermenging plaats, wat ook te
98
merken is bij de hardheidsmetingen. Alleen al op basis van de microstructuur kan deze
parameterinstelling reeds afgeschreven worden. Ook de hardheidsmetingen gaven echter
uitermate zwakke resultaten.
b) Stellite6_3
Sample nummer 3 heeft, in vergelijk met nummer 2, een stuk kortere interactietijd met de laser:
hier wordt een snelheid van 5mm/s gebruikt. Al snel is een verschil duidelijk in de kwaliteit van
de cladlaag. Het betreft hier
een vrij uniform verdeelde laag.
Op de linkafbeelding zijn de
rechte lijnen krassen, afkomstig
van minder goed uitgevoerde
poliering. Een kleine porie
onderaan is op te merken.
Figuur 55: Microstructuur sample 3 (50x vergroting)
Op de rechterafbeelding is
duidelijk dat de cladlaag, hoewel
ze vrij mooi uniform is, nog een
tweede porie vertoont. Op zich
de vorming van 2 kleine poriën
op de laag slechts een klein
probleem. Af en toe en zijn
deze ook het gevolg van een
substraat dat niet voldoende
proper is. Er kan alvast besloten
worden dat deze laag van een
beter kwaliteit is dan die van het
tweede sample, van dergelijke
kwaliteit zelfs dat ze voldoende Figuur 56: Microstructuur sample 3 (50x vergroting)
kan worden geacht om in
gebruik te nemen.
99
c) Stellite6_4
Hoewel vorig sample al blijk gaf van goede kwaliteit, werden toch nog poriën opgemerkt. Het
schema van Steen vermeldt dit probleem bij te hoge poedertoevoerhoeveelheden. Voor sample 4
werd deze hoeveelheid van 30 naar 22g/min verlaagd. De resultaten waren, althans qua
microstructuur, voor deze sample uitmuntend, in vergelijking met andere instellingen.
Figuur 57: Microstructuur sample 4: erg goede resultaten (50x vergroting)
100
Figuur 58: Microstructuur sample 4
Op de microscoopafbeeldingen is een quasi defect-loze microstructuur te merken. Poriën zijn erg
moeilijk te vinden en minuscuul. Er is een erg goede aanhechting en sprake van een typische
Stellite-microstructuur bij lasercladden. De hardheid wordt bekomen door de fijnheid van de
structuur en de harde carbiden (donkerder op de ingezoomde afbeelding). Het vierkante zwarte
gedeelte is de indrukking afkomstig van een hardheidsmeting. Het gele gedeelte is de kobaltgebaseerde matrix waarin de carbiden zich bevinden.
Figuur 59: Microstructuur sample 4: kleine carbiden in matrix (800x vergroting)
µ
101
d) Stellite6_5
De vijfde sample is vrij gelijkaardig aan de vierde. Toch werd bij deze cladlaag, als enige van alle
samples overigens, een grote scheur waargenomen die zelfs tot door het substraat liep. Deze
scheur komt waarschijnlijk door de hoog opgelopen thermische spanningen. Ook is een grote
porie te merken. Dit is opvallend, aangezien nog minder poeder werd gebruikt dan bij sample 4.
Meestal is de oorzaak van poriën een te hoge poederhoeveelheid. De oorzaak van deze slechte
eigenschappen kan echter ook elders gezocht worden. Het kan een plaatselijk defect zijn dat al
aanwezig was in de as, alvorens er geclad werd, een vuiltje kon op het oppervlak liggen, … . Toch
hoeft deze scheur geen reden tot paniek te zijn, ze was de enige die te vinden was op de
honderden microstructuurfoto’s die onderzocht werden voor het Stellite 6-poeder. Het feit dat ze
doorloopt in het substraat, en niet afwijkt volgens de laaggrens, is ook een indicatie dat de fout al
reeds aanwezig was op het substraat.
Figuur 60: Microstructuur sample 5 (50x vergroting)
102
e) Samples 6,7,8 en 9
De laatste vier samples, die dezelfde primaire procesparameters hebben, worden samen
besproken. Deze hebben gemeen dat ze wat sneller lopen. Er werd gemerkt dat, wanneer de
snelheid nog meer verhoogd werd, de cladlaag niet continu te houden was. Deze samples zijn vrij
onregelmatig. Dit kan te wijten zijn aan het feit dat de nozzle geen constant poederdebiet leverde,
wat bij grotere snelheden een nog groter effect heeft. Echter, indien aan de vereiste
minimumdiameter wordt voldaan over de gehele omtrek van de opgelegde laag is deze verhoogde
variatie in hoogte geen probleem voor de nabewerking.
Over het algemeen zien de clads er, qua microstructuur althans, vrij goed uit:
Er zijn enkele kleine poriën te
vinden, maar dat is
waarschijnlijk te wijten aan het
feit dat in deze fase van het
experimenteren te weinig
aandacht werd besteed aan het
voldoende proper maken van
de assen. De grilligere
oppervlaktegrens is op zich
geen probleem, deze blijft
binnen de perken. Er kan
besloten worden dat deze
testen, althans voor de
Figuur 61: Microstructuur sample 10 (50x vergroting)
microstructuur, kunnen
voldoen aan opgelegde
kwaliteitseisen. In het hoofdstuk over de geteste hardheden zal echter duidelijk worden dat ze op
dit vlak soms wat te kort komen.
103
Waar qua microstructuur wel nog extra aandacht aan besteed kan worden voor deze vier samples,
is de cladlaag die down the hill werd geclad (zie het hoofdstuk met de procesomschrijving). Dit
was Stellite6_9, deze had met het blote oog al een vrij slechte afwerking in vergelijking met de up
the hill-methode. Ook qua microstructuur werden defecten opgemerkt: vermengde gebieden,
poriën, stukken uit de oppervlaktelaag en ongelijke verdeling van de legering waren allemaal
fouten die konden worden opgemerkt bij deze techniek:
Figuur 62: Microstructuur met hardheidsmetingen sample 9 (50x vergroting)
104
f) Conclusie microstructuur Stellite6-legering
Het is duidelijk dat testnummers 3, 4 en 5 (allen aan 5mm/s geclad) de beste resultaten geven,
althans qua microstructuur. Een goede, effen, mooi verdeelde laag werd bekomen met excellente
aanhechting. Vooral bij testsample 4 werd een voortreffelijke cladlaag opgelegd, vrij van poriën
en scheuren en met een mooie, fijne microstructuur aanwezig.
De fouten werden eerder gevonden bij de samples waarbij een hogere of lagere snelheid werd
toegepast. Bij een te lage snelheid (testsample 2) werd een erg ongelijk verdeelde microstructuur
opgemerkt, deze was van slechte kwaliteit. Bij de sneller opgelegde cladlagen werd meestal een
adequate cladlaag opgemerkt, met uitzondering van sample nummer 9, waarbij down the hill
werd geclad. Het lijkt dus interessanter, inzake een vlotter cladproces te kunnen hanteren, verder
te bouwen op deze laatste resultaten, van de sneller opgelegde lagen. Het hardheidsonderzoek
wees echter uit dat deze niet altijd even goede resultaten konden leveren als de trager opgelegde
lagen.
105
7.2.3 Hardheidsanalyse
a) Metingen
Onderstaande grafieken bundelen alle hardheidsmetingen op de Stellite-samples. Deze
hardheidsmetingen zijn uitgeschreven in Vickers-waarden, afhankelijk van hun afstand van het
oppervlak (0mm=grens tussen Stellite en buitenomgeving). Bijna al deze metingen werden
automatisch uitgevoerd met het toestel bij Dana, sommige op campus Schoonmeersen.
Stellite 6: Vickers hardheid in functie van afstand tot oppervlak
Grafiek A
600
Vickers Hardheid (HV)
500
400
Stellite6_2
Stellite6_3
300
Stellite6_4
200
Stellite6_5
40HRC
100
0
0.12 0.32 0.52 0.72 0.92 1.12 1.31 1.51 1.72 1.92 2.12 2.32 2.52
Afstand tot oppervlak (mm)
Stellite 6: Vickers hardheid in functie van afstand tot oppervlak
Grafiek B
600
Vickers Hardheid (HV)
500
400
Stellite6_6
Stellite6_7
300
Stellite6_9
200
Stellite6_10
40HRC
100
0
0.08 0.27 0.47 0.67 0.88 1.08 1.28 1.48 1.68 1.88 2.09 2.28 2.50
Afstand tot oppervlak (mm)
Figuur 63: Grafiek A en B: Hardheid in functie van afstand tot oppervlak (Stellite 6)
106
Enkele verduidelijkingen en bemerkingen dienen gegeven te worden bij deze
hardheidsmetingsgrafieken, waaruit bijzonder veel nuttige info kan gehaald worden. Eerst en
vooral: de samplenummering en bijhorende parameterinstelling zijn dezelfde als deze beschreven
in het microstructuuronderzoek. Voor de exacte instelling wordt hiernaar terugverwezen. Er was
een grote hoeveelheid aan gegevens: meer dan 100 hardheidsmetingen werden uitgevoerd, wat
vrij tijdrovend was. Om deze hoeveelheid aan testresultaten overzichtelijk te kunnen weergeven
werd de grafiek gesplitst in deel A en deel B: deel A bundelt de resultaten van samples 2, 3, 4 & 5.
Deze zijn de samples die aan 3mm/s (sample 2) en aan 5mm/s (sample 3, 4 en 5) werden geclad.
Deel B op zijn beurt bundelt de resultaten van de cladlagen die opgeclad zijn aan 8mm/s, met
een laag poederdebiet. Zoals reeds vermeld hebben deze laatste nog parametervariaties die niets
te maken hebben met de primaire parameters (vermogen, poeder en snelheid).
b) Cladhoogte, Heat Affected Zone en substraat
Er kan alleszins al een belangrijke indicatie op een cladgeometrie-gegeven gevonden worden: die
van de cladhoogte. Deze kan het gemakkelijkst afgemeten worden via de microscoop voor erg
exacte waarden. Door de grilligheid van cladlaag zal dit niet steeds gemakkelijk zijn. Een
eenvoudiger methode is het opmeten met een schuifmaat: na het etsen (of het oxideren na enkele
weken) wordt duidelijk het verschil in helderheid tussen de cladlaag en het staalsubstraat
duidelijk. De Stellite-laag is veel bestendiger tegen het etsmiddel en oxidatie, daardoor verliest het
haar schijn niet. Een derde methode, die geen exacte afstanden maar wel een goede indicatie van
de cladhoogte geeft, is de analyse van het hardheidsverloop. Het hardheidsverloop van het derde
sample is op volgende afbeelding geïsoleerd om dit te verduidelijken:
Figuur 64: Afleiden HAZ-, overgangs- en substraat-zone uit hardheidsmetingen
107
Bij het uitzetten van de hardheid in functie van de afstand tot het oppervlak kunnen enkele aparte
zones onderscheiden worden. De toplaag is uiteraard het puur opgelegde Stellite 6, hier wordt de
specifieke hardheid van deze legering door haar compositie en oplegmethodiek bepaald. In het
geval van deze laag merken we waarden tot 500HV. Ietwat dieper merkt men de overgang tussen
de opgelegde legering en de Heat Affected Zone. Men kan deze zone van overgang ook
aanduiden als de zone van dilution (deze blijft overal binnen de perken): daar waar er vermenging
tussen de legering en het substraat plaatsvindt. Meestal kunnen hardheidsmetingen, indien via een
lineaire weg worden uitgevoerd, niet te dicht bij elkaar genomen worden. De plaatselijke
koudvervorming van een hardheidsmeting-indentie zou immers de hardheid beïnvloeden van het
volgende meetpunt, dit zou foute resultaten geven. Dit is de reden waarom de overgang zo steil
lijkt op de grafieken: de overgangszone is te klein om exact af te bakenen met een
hardheidsmeettoestel. Na deze overgangszone komt het gebied van de Heat Affected Zone
(HAZ). Voor dit specimen ligt deze tussen 1.31 en 1.51mm van het oppervlak. Deze HAZ is
eigenlijk qua compositie gelijk aan het substraat. Het verschil ligt hem in de reactie op de warmteinbreng. Dicht bij het oppervlak heeft de laser nog steeds invloed op de temperatuur van het
substraat, in redelijk grote mate zelfs. Er werd reeds vermeld dat lasercladden een proces van
extreem snelle opwarming en afkoeling is. Wel, de HAZ is de zone die zo benoemd wordt omdat
deze een andere microstructuur heeft door de invloed van deze snelle afkoeling. Door deze snelle
afkoeling is de microstructuur vaak een stuk fijner (de kristallen krijgen veel minder tijd om te
groeien), dit resulteert, althans voor staal, in een hogere hardheid. Deze hogere hardheid is te
merken op de grafiek en aangeduid als HAZ. Uiteraard is het verschil in microstructuur ook te
zien, de linkerafbeelding is genomen in de HAZ, de rechterafbeelding toont het substraat, waar
duidelijk een minder fijne microstructuur aanwezig is.
Figuur 65: Verschil microstructuur tussen HAZ (links) en niet-geaffecteerd substraat (rechts) (800x vergroting)
108
Een erg belangrijk gegeven op macroschaal is de cladhoogte. Indien het werkstuk achteraf nog op
correcte diameter dient afgedraaid of geslepen te worden, moet men ervan verzekerd zijn dat aan
een minimum cladhoogte is voldaan. Anderzijds, een te hoge hoogte voor de cladlaag is uit
financieel standpunt ook niet interessant: er wordt teveel poeder verbruikt en het proces is een
stuk trager en inefficiënter. De hoogte voor de verschillende parameters kan worden afgeleid uit
grafiek A en B. Samenvattend kan gesteld worden dat het poederdebiet van grotere invloed was
op de cladhoogte dan de loopsnelheid, hoewel de loopsnelheid procentueel meer gevarieerd werd
dan het poederdebiet. Voor de cladlagen die aan 30g/min of aan 22g/min werden geclad, werd
een hoogte van ongeveer 1.4mm bekomen. De lagen die opgelegd werden aan 18g/min gaven
een hoogte van ongeveer 0.9mm. Nogmaals, het oppervlakverloop van een cladlaag kan erg
grillig zijn, afhankelijk van de stabiliteit van het proces. Deze waarden geven slechts een indicatie
en zijn niet absoluut.
Concluderend kan er gesteld worden dat cladlagen met een hoogte van ongeveer 1mm courant
zijn, afhankelijk van de grilligheid. Er werd bij de analyse ook opgemerkt dat sommige cladlagen
het hardheidsverloop vertonen dat erg eigen is aan het typische lasercladproces. Andere
(bijvoorbeeld sample 2), vertonen een heel ander verloop. Dit is echter te wijten aan de andere
oorzaken, zie hiervoor de analyses van de microstructuur.
c) Analyse grafiek A
Voor de analyse voor het eerste gedeelte van de hardheidsresultaten wordt de grafiek opnieuw
afgebeeld. Het betreft de samples 2, 3, 4 en 5:
Stellite 6: Vickers hardheid in functie van afstand tot oppervlak
Grafiek A
600
Vickers Hardheid (HV)
500
400
Stellite6_2
Stellite6_3
300
Stellite6_4
200
Stellite6_5
40HRC
100
0
0.12 0.32 0.52 0.72 0.92 1.12 1.31 1.51 1.72 1.92 2.12 2.32 2.52
Afstand tot oppervlak (mm)
Figuur 66: Hardheid in functie van afstand tot oppervlak bij Stellite 6, Grafiek A
109
De groene stippellijn is de lijn die een hardheid van 40 Rockwell C aanduidt. Deze is omgerekend
naar Vickers Hardheid ongeveer 391HV. Ze is op deze grafiek vermeld omdat ze op de datasheet
van het Durmat S6-PTA poeder als te verkrijgen hardheid vermeld staat. Deze stippellijn kan dus
gezien worden als ‘doel’ dat de hardheid dient te bereiken. Door de specifieke eigenschappen van
het lasercladden, en dan vooral het snelle opwarming- en afkoelingsproces, kunnen echter
microstructuren gevormd worden met een hogere hardheid dan die van het PTA-proces. Het was
dus niet ongeoorloofd om hoger dan 40HRC, of 391 HV, te mikken voor de opgelegde legering.
Voor sample nummer 2 is al snel duidelijk dat de hardheid niet ok is. Ze ligt in de lijn van de
verwachting, nadat de microstructuur werd onderzocht. Door een overmatige vermenging komt
de hardheid, met uitzondering van één uitschieter, dicht bij de grenslaag, amper boven 300HV,
wat ondermaats is. De mogelijkheid dat de harde carbiden die zich hebben kunnen vormen naar
beneden zakken in de smelt (zoals bij het Metcoclad-poeder) kan een uitleg zijn voor deze ene
uitschieter.
Van alle samples stak nummer 3
erbovenuit qua hardheid. Aan de
toplaag werd een hardheid van net
geen 500HV aangetroffen. Deze
bleef vrij consistent: aangezien
meerdere metingen werden gedaan,
werd aangetoond dat dit geen
toevalstreffer was. Deze hardheden
tonen het effect van de snelle
afkoeling, dankzij het
lasercladproces, aan. Hoewel op de
datasheet een hardheid van 40HRC
wordt vermeld voor het PTA-proces, Figuur 67: Hoge hardheden bij sample 3 (50x vergroting)
werd met het lasercladproces een hardheid van net geen 50HRC bereikt. De afbeelding op de
rechterkant toont de hardheidsmetingen zoals ze zijn uitgevoerd op de cladlaag door het
automatische toestel bij Dana. De bovenste meting is de meting die het dichtst bij het oppervlak
is gebeurd.
110
Aan de linkerkant worden enkele
hardheidsmetingen voor het vierde
sample getoond. Dit sample is wat
beter gepolierd en ge-etst: de
microstructuur van het Stellite is
duidelijk. Hierop is ook te merken dat
de hardheidsmetingen minder
afhankelijk zijn van de plaats waar ze
gebeuren in de microstructuur. De
harde carbiden zijn tientallen malen
kleiner dan de indenties voor de
hardheidsanalyse. Bij het MetcocladFiguur 68: Hardheidsmetingen bij sample 4 (200x vergroting)
poeder zijn de carbiden vaak groter
dan de indenties: dit kan resulteren in erg uiteenlopende resultaten: metingen die op een carbide
gebeuren of op de matrix. Bij het Stellite 6-poeder is dit niet het geval. Qua resultaten kan voor
sample nummer 4 gesteld worden dat deze iets minder goed zijn dan die bij sample 3 maar nog
altijd voldoende: met een gemiddelde hardheid van ongeveer 430HV in de legering komt men
ruim boven de datasheet-hardheid van 40HRC uit.
Sample 5 kenmerkt zich in twee
verschillen ten opzichte van sample 4:
enerzijds wordt globaal een iets lagere
hardheid behaald en anderzijds
verloopt de hardheidsovergang tussen
het stelliet en het substraat
geleidelijker aan. De reden hiervoor is
de volgende. Er wordt even snel
geclad, echter met minder poeder. Dit
zorgt ervoor dat de laag meer warmteinbreng overbrengt naar het substraat
(er is minder poeder om op te
Figuur 69: Overgang hardheid van cladlaag naar substraat bij sample 5 (50x
warmen), dit zorgt ervoor dat er een
vergroting)
grotere vermenging plaatsvindt. De
vermenging is wel nog niet van die aard dat over de hele laag gemerkt wordt het gemengd is,
zoals bij sample 2 wel het geval is. Hardheden aan de toplaag bereiken net geen 40HRC. Op de
afbeelding is mooi te zien hoe de indenties van de hardheidsmeter steeds groter en groter worden
naarmate men meer naar het substraat gaat (richting linksonder). Dit is te wijten aan de dalende
hardheid door de grotere maat van vermenging.
111
d) Analyse grafiek B
Ook grafiek B wordt opnieuw weergegeven ter bespreking. Ook hier werd, voor dezelfde reden,
de 40HRC-grens aangeduid met een groene stippellijn:
Stellite 6: Vickers hardheid in functie van afstand tot oppervlak
Grafiek B
600
Vickers Hardheid (HV)
500
400
Stellite6_6
Stellite6_7
300
Stellite6_9
200
Stellite6_10
40HRC
100
0
0.08 0.27 0.47 0.67 0.88 1.08 1.28 1.48 1.68 1.88 2.09 2.28 2.50
Afstand tot oppervlak (mm)
Figuur 70: Hardheid in functie van afstand tot oppervlak bij Stellite 6, Grafiek B
De hardheid die hier het meest uit het oog springt, is die van sample 9. Dit was de sample die
uitgevoerd was met de down the hill-methode. De hardheid is nog steeds niet even goed als die
van cladlaag 3, maar wel ruim boven de 40HRC qua hardheid. Macro- en microscopisch
onderzoek wezen echter teveel defecten aan om deze methode te kunnen aanraden.
112
De samples 6 en 7 hebben, qua instelling, erg weinig verschil. Enkel de spoed van de draaibank
werd aangepast van 5 naar 6mm. Hoewel de hardheden van sample 6 ruimschoots boven de
40HRC uitkomen, blijven die van 7 daar steevast onder. De grilligheid, die ook op de
microstructuuranalyses
werd aangehaald voor de
sneller opgelegde clads,
wordt ook gemerkt bij de
hardheidsmetingen. Twee
samples die op zich
weinig met elkaar
verschillen vertonen toch
een ander
hardheidsverloop. Sample
10, gelijkaardig aan 7,
toont eveneens grote
zwaktes inzake hardheid,
deze hardheid kwam nooit
boven de 360HV.
Figuur 71: Hardheidsmetingen bij sample 10 (50x vergroting)
De reden voor de mindere resultaten van de sneller opgelegde cladlagen, inzake hardheid, zijn op
verschillende gebieden te zoeken. Een oorzaak die nog niet vermeld werd in deze scriptie kon
afgeleid worden uit voorzorgsmaatregelen die Kennametal meegeeft voor het cladden van haar
Stellite-poeders. Kennametal is een grote producent van deze legeringpoeders en hoewel niet bij
deze fabrikant werd besteld, zijn de composities zo gelijkaardig dat ze wel relevant is. Kennametal
stelde dat de grote voordelen van het lasercladproces (vooral snelle stolling en afkoeling) ook
enkele nadelen kunnen hebben voor het opleggen van Stellite-lagen. Ze stelt dat de harde
carbide-fasen de tijd nodig hebben om te kunnen vormen. Een grote afkoelingssnelheid zorgt
inderdaad voor een fijnere en hardere microstructuur, maar een te korte afkoelingsperiode zorgt
ervoor dat de carbide-rijke fase te klein blijven (de carbide-vormers blijven dan in de matrix). Dit
zou een logische uitleg moeten zijn voor de lagere hardheden bij deze hoge snelheid. Uitsluitsel
hieromtrent zou kunnen gemaakt worden indien men over een spectrograaf zou beschikken.
113
7.2.4 Stellite 1
Over de microstructuur van de opgelegde lagen Stellite 1 kan in dit hoofdstuk weinig gezegd
worden. In het eerste semester van het academiejaar waarin deze thesis werd uitgevoerd, werden
testen gedaan met het Stellite 1-poeder. Dit poeder was echter snel op. De specimen werden
getest op hardheid, maar voor het microstructuuronderzoek werd ervoor gekozen om enkel de
Stellite 6-samples te bestuderen. De reden hiervoor was dat er te weinig bruikbare samples met
het Stellite 1-poeder overbleven om een nuttige studie omtrent de invloed van de parameters op
de microstructuur te doen. Er welden wel veelzeggende metingen omtrent de hardheden van
deze samples gedaan. Hiervan een overzicht met tien metingen:
Meting# HV
1
760
2
880
3
4
780
750
5
6
7
722
750
728
8
9
760
720
10
716
HRC
62.7
66.4
63.4
62.3
61.1
62.3
61.5
62.7
61.1
60.8
Tabel 16: Hardheidsmetingen op Stellite 1-sample in HV en HRC
De datasheet van het Stellite 1-poeder vermeldt een hardheid van 55HRC, indien opgelegd met
PTA-techniek. Hoewel slechts tien metingen zijn gebeurd op de verschillende cladlagen kan
gesteld worden dat een minimumhardheid van 60HRC haalbaar is voor Stellite 1. De gebruikte
parameterinstellingen waren gelijkaardig aan die van het Stellite 6 poeder. Hoewel deze
hardheden al veelbelovend zijn voor de mogelijkheden, is verder onderzoek naar microstructuur
bij de opgelegde lagen van Stellite 1 nog nodig.
114
7.2.5 Toepassingen van Stellite 1 en 6
Stellite is in de metaalbewerkingsindustrie een groot succes geworden. En van al de verschillende
soorten Stellite is Stellite 6 veruit de meest gebruikte. Stellite 6 wordt aanzien als een erg goede
all-round-legering. Het biedt een degelijke bescherming tegen slijtage en corrosie en dat tegen een
redelijke prijs en tot een hoge temperatuur.
De producenten van Stellite gaan er prat op dat Stellite één van de meest veelzijdige
legeringsfamilies ter wereld is: door te spelen in het gewichtsaandeel van de verschillende
elementen zouden legeringen ‘op maat van hun toepassing’ kunnen gemaakt worden (Deloro
Stellite, 2014). Stellite 1 en Stellite 6 zijn legeringen met gelijkaardige toepassingen in de industrie
maar met toch een vrij groot verschil in samenstelling. Stellite 6 is een hypo-eutectische legering,
Stellite 1 een hyper-eutectische. Over de vele andere Stellite-legeringsmogelijkheden wordt in
deze thesis niet verder ingegaan. Deze paragraaf beluidt echter wel het belang en de
mogelijkheden van de twee gebruikte soorten.
Qua weerstand tegen abrasieve slijtage is Stellite 6 niet de primus der legeringen. Het heeft zelfs
een iets slechtere weerstand tegen deze vorm van slijtage dan roestvast staal. De oorzaak hiervan
zijn de harde, puntige carbiden, die tot harde brosse breuken leiden bij slijtage, waardoor grotere
stukken legering meegesleurd worden. Roestvast staal daarentegen is meer in staat plastisch te
vervormen. Waar Stellite 6 wel in uitblinkt is de weerstand tegen adhesieve slijtage. Er is een erg
lage wrijvingscoëfficiënt tussen verschillende deklagen Stellite, wat zorgt voor een minimale
weerstand en slijtage bij glijdende oppervlaktes. Ter vergelijking: de weerstand tegen adhesieve
slijtage is tot 3 orden hoger bij Stellite dan bij roestvast staal. Dit maakt Stellite zeker geschikt
voor het gebruik bij lagers, die ook een harde laag vereisen. Ook bij V.A.C. Machines werd de
mogelijkheid getest om Stellite toe te passen op de journal crosses, die onderdelen zijn van lagers
voor cardanassen.
Buiten de mogelijkheid tot het gebruik van Stellite 6 voor het vervaardigen van assen voor lagers,
zijn er nog talloze toepassingen op te merken in de industrie. Zo zijn er veel applicaties die
gebruik maken van de weerstand tegen hoge temperatuur dat de Stellite-poeders bezitten:
klepzittingen, gasturbine-onderdelen,… . Andere toepassingen richten zich dan vooral op het feit
dat Stellite ook gewoon een erg harde coating kan geven: verschillende assen, machineonderdelen
en andere voorwerpen krijgen een Stellite-deklaag mee om hun levensduur te verlengen. Buiten
de mogelijkheid om een harde coating te geven, is de grote corrosiebestendigheid ook een
pluspunt. Al deze voordelen, en vooral dan nog de unieke combinatie van al deze voordelen in
één enkele legeringen maakten de Stellite 6-legering zo’n commercieel succes. Er zijn nog andere
mogelijkheden van toepassingen, zoals bijvoorbeeld in de medische wereld (artificiële heupimplantaten, bot-vervanging,…), of de metaalbewerking-industrie (snijmiddelen).
115
Over het algemeen kan gesteld worden dat Stellite 1
voor ongeveer dezelfde toepassingen inzetbaar is als
Stellite 6. Er blijkt echter reeds uit de compositie van
de legering dat Stellite 1 een grotere hoeveelheid aan
carbiden zal bezitten. Dit zorgt ervoor dat de legering
een stuk harder is. Ter vergelijking: op de datasheet van
Stellite 6 wordt een hardheid van 40HRC (Hardheid
Rockwell C) meegegeven, op de datasheet van Stellite 1
staat een hardheid tot 55 HRC (Hardheid Rockwell C)
vermeld. Belangrijk is hier dat het lasercladproces, dat
garant staat voor een erg snelle opwarming en
afkoeling, nog hogere hardheden kan bereiken dan
deze vermeld op de datasheets. Dit bleek ook uit de
analyses in vorig hoofdstuk beschreven. De datasheets
gaan vaak uit van tragere afkoelingsprocessen. Hierbij
moet echter nog een belangrijke bedenking worden
gemaakt. De Stellites, en in het bijzonder de hypereutectische legering Stellite 1, dat veel carbiden zou
Figuur 72: Carbidevorming bij Stellite 6 (bovenaan) en
moeten creëren, hebben wel tijd nodig voor de
Stellite 1 (onderaan) (Delloro, 2012)
vorming van hun harde carbiden. Te snelle stolling
brengt vaak kleine carbiden met zich mee (Delloro, 2007). Op de afbeelding rechts is bovenaan
Stellite 6 te zien, met een lagere hoeveelheid carbiden, en onderaan Stellite 1, waar de grote
hoeveelheid carbiden duidelijk is. Door deze grotere concentratie aan harde, brosse carbiden is
Stellite 1 gevoeliger voor scheuren dan Stellite 6, dat taaier is. Stellite 1 wordt dus voor dezelfde
toepassingen als Stellite 6 gebruikt, echter daar waar de vereiste hardheid nog hoger ligt. Een
voorbeeld hiervan is de harding van tandwielen. Bij het harden met Stellite 1 moet wel in het
achterhoofd gehouden worden dat het bewerken van oppervlaktes die gehard zijn met de legering
erg moeizaam kan verlopen. Vaak zal het niet meer mogelijk zijn de stukken af te draaien en zal
er moeten geslepen worden. Dit brengt een extra productiekost met zich mee. Ook ligt de
kostprijs van Stellite 1 een stuk hoger: per kilo poeder werd zo’n 66 euro betaald. Voor zijn
minder harde grote broer, Stellite 6, ligt de kostprijs op zo’n 35 euro per kilo bij dezelfde
leverancier.
116
7.2.6 Conclusies Stellite-poeders
Het proces dat de toepasmogelijkheid van de Stellite-legering onderzocht voor de lasercladopstelling bij V.A.C. Machines was erg leerzaam en enkele belangrijke besluiten werden hieruit
genomen. Heel veel van die besluiten zijn terug te vinden in deze scriptie. Hierop volgt een erg
beknopte oplijsting van de voornaamste conclusies:
-
Het toepassingsgebied van Stellite is erg groot. Het is van grote industriële waarde en was
een interessante legering om te onderzoeken. Dit blijkt uit hoofdstuk 7.2.4.
-
De processnelheid moet in het oog gehouden worden. Voor de gebruikte
vermogensdichtheid van net geen 94kW/cm² werden de beste resultaten behaald met een
loopsnelheid van 5mm/s. Te lage loopsnelheden geven een overmatige vermenging met
een laagwaardige microstructuur tot gevolg
-
Ook het poederdebiet is van belang. Een grote verhoging van poeder (sample 3 in
vergelijking met sample 4), geeft niet altijd een even grote verhoging van de cladlaag tot
gevolg en is dus niet steeds interessant. Een te laag poederdebiet zal zich uiteraard uiten
in discontinue cladlagen.
-
Ook de hardheden zijn afhankelijk van deze parameters. De samples met een hogere
snelheid gaven op het eerste zicht namelijk vaak blijk van een goede microstructuur.
Hardheidsonderzoek wees echter een onvoldoende groei van carbiden aan: de
hardheidsresultaten lagen een stuk onder de trager opgelegde samples. Sample 5, dat ook
wat trager opgelegd werd, had ook een minder goede hardheid. Dit is waarschijnlijk
eveneens te wijten aan het gebrek aan tijd voor carbidenvorming.
-
Het is nog niet vermeld in de analyses bij de Stellite-testresultaten maar verwacht wordt
dat, mits voorverwarming van het substraat, grotere snelheden met grotere efficiëntie
kunnen worden bereikt. Hiervoor wordt verwezen naar het gedeelte dat de testresultaten
van het Metcoclad-poeder bespreekt
-
De beste resultaten werden behaald met sample 3 en 4. Deze blonken uit in zowél
hardheid als microstructuur. Sample 3 had een iets hogere hardheid dan 4. Het nadeel van
sample 3 was echter dat geen substantieel hogere cladhoogte werd bereikt, hoewel meer
poeder werd toegevoegd. Deze conclusie komt vaak terug in artikels over
lasercladparameters. Ze is ook terug te vinden in de correlaties opgesteld door studies
reeds besproken in deze scriptie (de Oliveira, Ocelik, & De Hosson, 2005). Er kan dus
besloten worden dat, dankzij een goede microstructuur, hardheid én poederefficiëntie kan
gekozen worden voor de instellingen van sample 4 voor het opcladden van Stellite 6:
5mm/s voedingssnelheid en 22g/min poederdebiet (voor het maximum aan
laservermogen). Indien er wordt voorverwarmd zullen de beste parameters opschuiven
naar hoge poedertoevoer en hogere processnelheden.
117
7.3 Metcoclad 52052
De hoogwaardige nikkellegering, gemengd met de wolfraamcarbiden, waarmee aan de slag werd
gegaan, was van een totaal andere soort dan het Stellite. Voor een uitgebreide omschrijving
omtrent deze veelzijdige legering wordt verwezen naar hoofdstuk 6.4.4. Enkele zaken zijn van
belang bij het cladden van deze soort legering.
Zoals reeds gezegd in hoofdstuk 6.4.4 kan de nikkellegeringsmatrix gezien worden als een soort
van taaie ‘binder’ voor de hardere wolfraamcarbiden. Het moet echter gezegd worden dat ook
deze ‘binder’ van hoge hardheid is. De resultaten in dit hoofdstuk wijzen uit dat de matrix in staat
is hogere hardheden te behalen dan het Stellite 6-poeder dat opgeclad werd. Nochtans zijn de
ingebedde wolfraamcarbiden van het grootste belang bij de slijtage-testen. Onderzoeken wezen
uit dat een toevoeging van enkele tientallen gewichtsprocenten aan carbiden er al voor kunnen
zorgen dat het massaverlies tot een tiende kan herleid worden bij slijtagetesten (Álvarez, Amado,
& Yáñez, 2006). De vergelijking met composieten bij kunststoffen, waar harde vezels
(bijvoorbeeld glas of koolstof) ingebed worden in een ductielere kunststofmatrix is snel gemaakt,
het idee is hetzelfde. De bedoeling is dat de taaie matrix in staat is de schokken op te vangen die
een brosse (maar hardere) legering zou doen kraken. De harde partikels zijn dan weer veel
bestendiger tegen slijtage dan de matrix, zij zorgen ervoor dat het materiaal dat de matrix zou
kunnen afbreken, nu zelf afbreekt bij het in contact komen met de enorm harde carbiden.
Voor de duidelijkheid wordt nogmaals vermeld dat de Stellite-legering in se eigenlijk ook een
Metal Matrix Composite is met carbiden ingebed in een taaiere matrix, tenzij men het chroom
meerekent als essentiële matrixcomponent (Stellite bevindt zich wat in de grijze zone). Deze
carbiden waren op de microstructuur-afbeeldingen zichtbaar. Bij het Metcoclad-poeder echter
zitten de carbiden reeds vermengd in het poeder als sferische harde partikels, in tegenstelling tot
het Stellite, waar de carbiden zich bij het stollen vormen. Bij het Metcoclad-poeder zullen de
carbiden zelfs smelten bij een langere blootstelling aan hogere temperatuur. Er is te merken dat
de carbiden bij het Metcoclad-poeder, indien de parameters juist zijn ingesteld, ook vele malen
groter zijn dan de kleine carbidevorming die bij Stellite-6 te merken was. Dit omdat de carbiden
al van bij het poeder aanwezig waren als vrij grote partikels.
118
7.3.2 Ni-Cr-B-Si-matrix met wolfraamcarbiden: voornaamste
aandachtspunten
In de literatuur is een grote hoeveelheid aan artikels te vinden die het lasercladden van MMC’s
met wolfraamcarbiden beschrijven. Veel van deze artikels zijn niet honderd procent relevant voor
de opstelling bij V.A.C. Machines, om dezelfde redenen die eerder aangehaald werd omtrent
laserclad-artikels in het algemeen. Enkele zaken komen echter steeds terug wanneer men het
opcladden van Ni-Cr-B-Si-matrix met ingebedde wolfraamcarbiden. De belangrijkste worden in
dit hoofdstuk aangehaald. Uiteraard moet nog steeds met de aandachtspunten voor het
lasercladden in het algemeen worden rekening gehouden, dit bemoeilijkt het proces aanzienlijk.
Eerst wordt nogmaals de compositie van de legering gegeven. Zoals reeds vermeld bestaat het
poeder uit 40% nikkellegeringmatrix en 60% toegevoegde wolfraamcarbiden. De poeders zijn elk
op zich afzonderlijk te verkrijgen bij Sulzer, waardoor de gebruiker zelf de procentuele
hoeveelheid carbiden kan bepalen.
Gewichtspercentage (%)
Metallische matrix van
Metcoclad52052
Toegevoegde
wolfraamcarbiden
Ni
Cr
Rest
C
8
0.3
3.8
Si
3.5
B
Fe
1
W
/
Rest
Tabel 17: Compositie metallische matrix en wolfraamcarbiden Metcoclad52052
De wolfraamcarbiden hebben wel een hogere dichtheid dan de matrix. Terwijl de matrix een
dichtheid tussen 6.5 en 9.5 g/cm³ heeft, zal een gemiddelde carbide een dichtheid van bijna
15g/cm³ hebben. Op 100 gram legering kan het volumetrisch percentage (bij benadering, de
carbiden zullen ook smelten) berekend worden. Dit volumetrisch percentage zal van belang zijn
voor de visuele analyse van de microstructuur (er werd een gemiddelde densiteit van 8g/cm³ voor
de matrix gekozen):
60𝑔
60𝑔
= 4𝑐𝑚3
𝜌𝑐𝑎𝑟𝑏𝑖𝑑𝑒 15𝑔
𝑐𝑚3
40𝑔
40𝑔
=
= 5𝑐𝑚3
8𝑔
𝜌𝑚𝑎𝑡𝑟𝑖𝑥
𝑐𝑚3
=
119
Er blijkt dat het volumetrisch percentage dichter bij de 50/50-verdeling aanleunt. Verschillende
aspecten dienen echter in rekening gebracht te worden: de verschillende mate van plasmavorming
bij de twee componenten, het smelten van de carbiden, … . Een exacte analyse op volumetrisch
percentage aan carbiden is moeilijk te maken, maar het zal zaaks zijn deze proberen hoog te
houden.
a) Behouden van carbiden
De voornaamste zorg bij het gebruiken van dergelijk MMC bij het lasercladden is het behouden
van de hoeveelheden carbiden in het eindproduct. Wanneer de temperatuur te lang te hoog blijft
zullen de wolfraamcarbiden smelten en oplossen in de matrix. Dit is uiteraard te vermijden: in het
eindproduct zullen uiteraard ook harde wolfraamcarbiden zitten, maar het merendeel van het
wolfraam zal opgelost zijn in andere samenstellingen van de microstructuur (voornamelijk in de
matrixstructuur). Het toevoegen van grote wolfraamcarbiden in het poeder schiet zo z’n doel
voorbij: de carbiden zullen erg klein zijn (afhankelijk van verschillende parameters maar
vergelijkbaar met de carbiden bij het Stellite-poeder) en een erg geringe invloed hebben op de
slijtageweerstand.
Een belangrijk fysisch verschilpunt zal dan ook het smeltpunt van de twee poederdelen zijn. Het
smeltpunt van de nikkelmatrix is uiteraard afhankelijk van haar samenstelling, voor het
Metcoclad-poeder wordt een smeltpunt van 1100°C vermeld. Wolfraamcarbiden hebben een veel
hoger smeltpunt: zo’n 2870°C. Dit verschil is belangrijk, indien wolfraamcarbiden eerder zouden
smelten dan de nikkelmatrix zou de oplossing ervan onvermijdbaar zijn. Door de grote energieinbreng zullen kortstondige temperaturen ver boven het smeltpunt van wolfraamcarbide bij het
lasercladden deel van het proces zijn. Een uitermate belangrijk aandachtspunt bij het cladden van
dergelijke legering zal dus de specifieke ingebrachte energie zijn. Wanneer het laservermogen te
hoog, of de loopsnelheid te laag is, wordt zoveel warmte opgewekt dat de carbiden volledig
kunnen smelten en oplossen in de matrix. Dit verschijnsel werd opgemerkt bij sommige
parameters waar door een te lage cladsnelheid teveel energie werd ingebracht.
Aan de andere kant, een overcompensatie door het te snel cladden zal mogelijks nog slechtere
gevolgen hebben. Er werd reeds gemeld dat te snel opgelegde cladlagen scheuren en
discontinuïteiten kenden, bij MMC’s als het Metcoclad-poeder komt daar nog een probleem bij.
Wanneer er te weinig energie wordt ingebracht kan het voorkomen dat de oppervlaktelaag van de
carbiden veel te weinig smelt. Dit zorgt ervoor dat ze totaal niet aangehecht zijn aan de
nikkellegering-matrix, de partikels zitten als het ware los in de taaie matrix, bij slijtage-moment
zouden ze er gewoon uitbreken.
120
b) Positie van carbiden
Het behoud van de carbiden is uiteraard een hoofdzaak, maar de positie van deze carbiden in de
cladlaag zal eveneens van groot belang zijn. De carbiden zijn het sterkste wapen tegen slijtage.
Het is dan ook van belang dat ze zich bevinden daar waar de slijtage zich zal manifesteren: aan de
toplaag van de legering. De fysische eigenschappen van de wolfraamcarbide werken deze
positionering echter tegen. De dichtheid van een niet gesmolten carbide is immers een stuk hoger
dan dat van de gesmolten matrix. Dit betekent dat ze, wanneer ze zich te lang in de smelt
bevinden, zullen zinken in de matrix, tot aan de scheiding met het substraat.
Dit zinken heeft enkele nadelen tot gevolg. In een ideaal scenario zullen de wolfraamcarbiden
homogeen verdeeld zijn over de coating. Indien ze dan toch een voorkeursplaats dienen in te
nemen zou dit dan nog meer aan het oppervlak van de cladlaag zijn, in plaats van het
scheidingsoppervlak van legering en substraat. Het eerste nadeel werd al besproken: de carbiden
zitten niet waar ze het meest nodig zijn: aan de toplaag vindt de slijtage plaats. Het tweede nadeel
is er een die inwerking heeft op de structuur. Dit wordt vermeld in puntje c, het percentage
carbiden heeft een rechtstreeks verband met de totale brosheid van de legering. Indien de
carbiden zinken tot de bodem van de cladlaag zal het plaatselijk percentage aan carbiden hier
gevoelig stijgen, wat een significant grotere brosheid zal veroorzaken, met een grotere kans op
scheuren tot gevolg. Dit scheuren bij de interface tussen cladlaag en substraat kan vertaald
worden naar een slechte aanhechting, de cladlaag kan gewoon loskomen. Een scheurtje bovenaan
de laag is van minder gevaar.
Figuur 73: Zinken van carbiden bij teveel energie-inbreng
121
Vorige afbeelding toont een voorbeeld van het overmatig zinken van de wolfraamcarbiden
wanneer de smelt te lang in stand wordt gehouden (substraat bevindt zich uiterst links), deze
komt uit eigen analyse. De convectiestromen die de carbiden bij grote hitte in de smeltpoel naar
boven duwen kunnen de zinkkrachten niet overwinnen.
c) Percentage carbiden, scheuren, poriën en aanhechting
Een derde belangrijk aandachtspunt voor het poeder is uiteraard de hoeveelheid toegevoegde
carbiden. Zoals reeds gezegd gaat de extreme hardheid van de wolfraamcarbiden gepaard met een
erg hoge brosheid. Het neigen naar scheuren van de legering zal dus ook stijgen naarmate het
percentage harde wolfraamcarbiden stijgt. De keuze om direct te beginnen lasercladden met een
poeder met 60% carbiden was achteraf gezien alvast een minder goede. Verschillende artikels
vermelden diverse maximumpercentages voor wolfraamcarbiden waarbij een porie- en
scheurvrije cladlaag praktisch mogelijk is. Deze maximumpercentages die vermeld worden in de
literatuur belopen vaak 40 tot 50 % (Álvarez, Amado, & Yáñez, 2006), bij deze percentages is
voorverwarming meestal een must en is een erg nauwe parameterinstelling-mogelijkheid het
gevolg.
Er kon dus al vrij snel geconcludeerd worden dat een perfect porie- en scheurvrije cladlaag met
het Metcoclad-poeder een utopie zou zijn. In een flyer van Sulzer waarin het Metcoclad-poeder
gepubliceerd staat, staat ook de volgende zin te lezen: ‘This combination can be applied to many
substrates with minimal porosity and cracking’ (Sulzer, 2013). Door de fabrikant wordt dus reeds
zelf aangegeven dat scheurvorming niet compleet te vermijden valt. Er zijn hier echter
verschillende gradaties in. Afhankelijke van het type toepassing zijn scheuren en poriën in
sommige gevallen aanvaardbaar. De toepassingen waarvoor deze legering kan dienen,
bijvoorbeeld de mijnbouw, eisen niet altijd een compleet dense microstructuur. Wel is uiteraard
een goede aanhechting vereist. Zonder een goede aanhechting zou de cladlaag volledig kunnen
loskomen, scheuren die dwars op de overgang tussen substraat en legering staan, zijn van minder
gevaar, vooral in situaties waar corrosiebestendigheid een mindere rol speelt. Ook deze slechte
aanhechting is bij sommige resultaten teruggevonden.
Ook de hoeveelheid poriën staan in verband met het gewichtspercentage aan carbiden: meer
carbiden zorgt voor viskeuzere smelt, waardoor ingesloten gasbellen moeilijker kunnen
ontsnappen. Dit fenomeen wordt in verschillende gespecialiseerde artikels vermeld en werd ook
opgemerkt in de resultaatanalyse van de zelf gedane testen. Naast de invloed dat het percentage
carbiden op de porie-vorming heeft, blijft ook het principe van porievorming bij te hoge
poederdebieten, omschreven in de grafiek van Steen van kracht.
122
7.3.2 Parametervariatie
Voor de parametervariatie werd begonnen vanuit de berenedering die ook in hoofdstuk 7.2.1
voor het Stellite beschreven staat. De eerste clads werden gedaan met parameter-instellingen die
ruwweg overgenomen werd uit de bevindingen die bij het Stellite-poeder werden gedaan. Al snel
bleek dat de conclusies die voor het Stellite-poeder werden gemaakt, niet voor de nikkellegering
met ingebedde carbiden opging. Vorig hoofdstuk somt de voornaamste aandachtspunten op
waarbij in het geval van deze legering rekening dient gehouden te worden. Het voornaamste dat
hieruit onthouden dient te worden is dat de vermogensinbreng een stuk kleiner zal moeten zijn
en dit voor drie redenen: ten eerste zorgen grote temperatuurgradiënten voor grotere uitzet- en
inkrimpspanningen, met scheuren tot gevolg. Ten tweede zorgt een te hoge energie-inbreng voor
het smelten van de carbiden. Ten derde is er het probleem van het zinken van de
wolfraamcarbide-partikels bij het lang in stand houden van de smeltpoel.
Uit hoofdstuk 7.2 kon voor de Stellite-legering besloten worden dat sample 3 en 4 erg goede
eigenschappen hadden, zowel qua microstructuur en hardheid. De loopsnelheid die bij beide
samples toegepast werd was 5mm/s op het oppervlak van de as. Het toegevoegde poeder per
minuut bedroeg respectievelijk 30g en 22g. Deze twee waarden werden als basis genomen voor
de eerste twee samples die geclad werden met het nikkellegeringpoeder. Er werd uiteraard in het
achterhoofd gehouden dat voor het Metcoclad-poeder er een lagere specifiek ingebrachte
energiehoeveelheid dient te zijn. Dit kan op twee manieren gedaan worden: een
vermogensverlaging of een snelheidsverhoging. De eerste methode werd slechts als eenmalige
test toegepast, aangezien de vermogensdichtheid van de opstelling bij V.A.C. Machines al redelijk
laag lag. De tweede methode werd gekozen om de energie-inbreng per oppervlak te verlagen. De
snelheid van 5mm/s, ideaal voor het Stellite-poeder, werd als absolute minimum genomen,
cladlagen werden uiteindelijk opgelegd met dubbele snelheid. Daar een grotere hoeveelheid
poeder ook zorgen voor een lagere totale temperatuur werd ook de poederhoeveelheid verhoogd.
Aangezien het een hele tijd duurt alvorens een stuk uit een Metcoclad-legering kon geslepen
worden (zie 7.1.3), werden 10 samples uitgekozen met uiteenlopende parameters om een wijd
beeld te verkrijgen op de invloed op de microstructuur. Volgende tabel vermeldt de parameters
voor deze 10 samples. Meteen werd tussen haakjes de hoogte van de cladlaag vermeld:
F/S
22g/min
32g/min
40g/min
60g/min
5mm/s
8mm/s
10mm/s
M1
M2, M5
M6, M7,M8, M9
M3,
M4
M10
Tabel 18: Instellingen snelheid en poederdebiet bij Metcoclad-samples. Groen: lager vermogen. Rood: met voorverwarming
123
Deze parametervariatie heeft enige duiding nodig. De reden voor de verhoging van het
poederdebiet en snelheid werd reeds uitgelegd. Om verwarring in de scriptie vermijden met de
Stellite-poeders krijgen de Metcocladpoeders de letter ‘M’ mee. De in de tabel met rood
aangeduide samples zijn de samples die voorverwarmd werden, dit wordt later verduidelijkt. M7
is in het groen aangeduid, deze sample werd als enige met een lager vermogen opgelegd. Voor de
microstructuur worden de samples per groep besproken. M1, M2 en M5 zijn de samples met
hoge energie-inbreng en worden eerst besproken. M6, M7, M8 en M9 kregen allemaal dezelfde
parameter mee, deze worden samen besproken omdat ze andere parameters dan snelheid en
poederdebiet onderzochten: vermogen en voorverwarming, terwijl de snelheid en poederdebiet
constant bleven. Zodoende konden de onderzochte parameters geïsoleerd worden. M3 en M4
hadden een hogere snelheid, net als M10, dat voorverwarmd werd. M1 tot en met M4 werden
onderzocht met microscopen bij Dana, de overige met het toestel op campus Schoonmeersen.
7.3.3 Microstructuur, scheuren en poriën
In dit hoofdstuk worden de samples per groep besproken qua microstructuur, scheur- en
porievorming. Er wordt uiteraard op dezelfde zaken gelet als bij het Stellite-poeder maar bij de
Metcoclad-legering komen daar nog eens de aandachtspunten uit hoofdstuk 7.3.2 bij. Voor de
specifieke eigenschappen van de microstructuur wordt verwezen naar hoofdstuk 6.4.4, waar
onder meer de grote complexiteit en de ‘self fluxing agents’, Si en B, aan bod komen. Een
honderdtal microscoopafbeeldingen werden opgeslagen, de meest relevante worden in dit
hoofdstuk getoond.
a) Sampes M1, M2 en M5
Deze samples werden gekenmerkt
door een hoge energie-inbreng, de
loopsnelheid was laag. De assumptie
werd aangenomen dat de snelheden
die voor het Stellite-poeder goede
resultaten gaven, te laag zullen zijn
voor goede lagen bij de MMC. Deze
veronderstelling werd bevestigd.
Onderstaande afbeelding is een
microstructuurafbeelding van sample
M1. De grote scheuren zijn alvast
duidelijk. Wat nog bij de scheuren
bijkwam is de slechte aanhechting met Figuur 74: Microstructuur M1: slechte aanhechting en scheuren (50x
het substraat, eveneens aangeduid op vergroting)
de afbeelding. Ook is te merken dat
124
over de totale lengte van de cladlaag erg weinig wolfraamcarbide-partikels te vinden zijn. Normaal
gezien maken deze ongeveer (iets minder dan) de helft uit van het volume van de cladlaag. Op
onderstaande afbeelding is dit duidelijk niet het geval. Slechts een klein deel van de carbiden, die
overigens duidelijk zijn door hun ronde structuur, en lichter dan de rest van de legering (poriën
zullen zwart zijn) blijft nog over. De rest van de carbiden is gesmolten. Al deze zaken wijzen op
één grote oorzaak: naar verwachting was de energie-inbreng te hoog.
Figuur 75: Microstructuur sample M2 (links,50x vergroting)) en
M5 (rechts, 100x vergroting)
De linkerafbeelding die hierboven staat toont de microstructuur van M2, de rechter van M5,
beide werden met dezelfde parameters opgelegd. Voor de duidelijkheid, bij M2 ligt de toplaag aan
de linkerkant, bij M5 wordt de slechte aanhechting tussen substraat en legering aangetoond. M5
werd onderzocht met het toestel op campus Schoonmeersen, vandaar de andere kleur. Hierbij
werd, in opzicht van M1, het poederdebiet aangepast: in plaats van 22g/min werd nu 32g/min
opgespoten. De conclusies blijven echter hetzelfde, door de trage snelheid blijft de smelt te lang
bestaan, de warmte-inbreng is zo hoog dat de carbiden smelten. Enkele verschillen met M1 zijn
wel duidelijk: zo zijn er wel wat meer carbiden overgebleven. Deze zijn echter wel naar de bodem
gezakt. Dit zinken van carbiden is eveneens een fenomeen dat zich voordoet bij te lange
vermogensinbreng.Er werd aldus besloten dat de parameterinstellingen onvoldoende waren voor
het opleggen van een aanvaardbare cladlaag. Het betreft hier immers een hoogwaardige legering
waar een goede aanhechting aanwezig dient te zijn. Een extra opvallend feit dat opgemerkt werd
was het kleine verschil in cladhoogte. Hoewel het poederdebiet bij M2 en M5 bij 50% hoger lag
dan bij M1 werd slechts een miniem verschil in gemiddelde cladhoogte gemeten, M1 was 1.3mm
dik, M2 1.4mm.
125
b) Samples M6, M7, M8 en M9
Bij deze vier samples werd de snelheid substantieel verhoogd: in plaats van 5mm/s bewoog het
oppervlak aan 8mm/s ten opzichte van de laserspot. Er werd steeds 32g/m poeder geblazen.
Deze groep van samples wordt samen besproken omdat andere parametervariatie geïsoleerd en
onderzocht wordt. Voor M7 werd geclad met een lager vermogen. Het vermogen van 2300W
geeft voor dezelfde spot van 32mm², 72W/mm² in plaats van bijna 94W/mm² voor het steeds
toegepaste maximum van 3000W. M8 en M9 werden beide voorverwarmd. Het principe van
voorverwarmen werd reeds uitgelegd in de scriptie. Voor M8 werd het substraat voorverwarmd
tot 300°C, voor M9 tot ongeveer 400°C. M6 werd op de traditionele manier opgeclad, met
maximaal vermogen en koud substraat.
Onderstaande afbeelding toont M6, dat als vergelijking zal dienen voor de drie andere samples.
Door transport werd het polierproces wat tenietgedaan. Met wat goede wil zijn wel nog steeds de
carbiden duidelijk. Het meest opvallende in deze afbeelding is uiteraard de brede scheur. Deze
scheur is op zich al te vermijden, maar nog erger is dat deze horizontaal, volgens het oppervlak
van het substraat doorloopt. Dit is op de afbeelding vooral zichtbaar aan de rechterkant. Deze
slechte aanhechting is onaanvaardbaar voor een cladlaag. Er zijn al meer carbiden te vinden in de
laag dan bij M2 of M5.
Figuur 76: Microstructuur M6 (50x vergroting)
126
M7 is de laag die met een
lager vermogen werd
opgelegd. Rechtsonder deze
pagina wordt de
microstructuur afgebeeld.
Hier werd een probleem
ontdekt dat bij geen enkel
ander sample werd
teruggevonden. Een groot
deel uit de cladlaag was eruit
gebroken. De reden hiervoor
is terug te vinden in het
hoofdstuk waar de
parameterinvloeden worden
besproken. Een te lage
vermogensdichtheid zal
Figuur 77: Microstructuur M7 (lager vermogen, 50x vergroting)
zorgen voor een discontinue
clad. Ook hier, met een vrij laag vermogen wordt de clad op een bepaald moment in hoogte
gehalveerd. Er kan ook bij deze parameterinstelling al vrij vlug besloten worden dat ze
onvoldoende kwaliteit kan bieden. Een pluspunt dat deze instelling wel kan bieden is de duidelijk
grotere aanwezigheid van de carbiden in de laag. Door het lager vermogen is de warmte-inbreng
een stuk kleiner, waardoor deze minder smelten. Er kan aldus besloten worden om het vermogen
terug op 3kW te plaatsen en voor nog hogere snelheden te kiezen.
M8, dat hier rechts wordt afgebeeld, is het sample
dat voorverwarmd werd tot 300°C. Nog steeds is
een vrij brede scheur te merken die volgens de
looprichting loopt. Ook deze microstructuur dient
vergeleken te worden met M6, en niet met M7.
Opvallend in deze vergelijking is dat de scheuren
zich nooit op het substraat bevinden: dit substraat is
immers voorverwarmd en hierdoor is het mogelijk
een grotere maat van hechting te voorzien. Scheuren
zijn bij voorverwarmen tot 300° nog niet te
vermijden, de aanhechting is wel aanzienlijk beter.
Figuur 78: Microstructuur M8 (50x vergroting)
127
M9 is het sample dat voorverwarmd werd tot 400°C. De doorsnedes worden afgebeeld op de
twee onderste afbeeldingen op deze pagina.
Meteen is een grote verbetering zichtbaar.
Waar bij M8 nog steeds dikke scheuren te
vinden zijn over de gehele lengte, merkt men
bij M9 veel minder onzuiverheden. Rechtse
afbeelding geeft blijk van 2 kleine poriën, die
een kleiner probleem vormen dan scheuren.
Het is opvallend dat een verhoging van
100°C reeds zo’n groot effect kan hebben
op de structuur. Het is echter eveneens
opvallend dat bij M9 een stuk minder
carbiden aanwezig zijn. Door de grote
voorverwarmtemperatuur, wordt er een stuk
Figuur 80: Microstructuur M9 (100x vergroting)
minder snel afgekoeld. Dit doet niet enkel
het enkele specifieke voordelen van het lasercladden
teniet, ook zorgt het ervoor dat de smelt langer blijft
bestaan alvorens te stollen, waardoor de carbiden in
grotere mate oplossen.
De onderste foto toont wel nog een haarfijn
scheurtje maar deze is van beperkt belang. Het is
namelijk vermeld in verschillende artikels, en
eveneens in de informatie van fabrikant Sulzer, dat
een scheurvrije laag bij 60% carbiden praktisch
moeilijk tot niet haalbaar is. Ook hier worden opniew
veel carbiden aan de bodem (linkerkant) opgemerkt,
wat wijst op het feit dat de snelheid nog meer mag
verhoogd worden.
Figuur 79: Microstructuur M9 (50x vergroting)
128
c) Samples M3, M4 en M10
Deze samples zijn de drie samples die aan 10mm/s werden opgeclad, aan een snelheid die dubbel
zo hoog is als de ideale cladsnelheid voor het Stellite-poeder. Sample M3 werd gevoed door 32g
poeder per minuut, M4 door 40 gram per minuut en M10, als laatste, door 60 gram per minuut.
Bij deze laatste werd het substraat wel voorverwarmd tot 480°C.
De afbeelding aan de rechterkant toont de doorsnede
van M3, waar een cladhoogte van 0.9mm werd
bereikt. Ter vergelijking: M2 had een cladhoogte van
1.4mm. Hoewel de snelheid bij M3 dubbel zo hoog
ligt, verliest men slechts ongeveer 30% van de
cladhoogte. Opvallend is de grote porie en de scheur.
Er is echter meteen duidelijk dat de hoeveelheid
carbiden een stuk hoger ligt dan bij de lagen die aan
8mm/s werden opgelegd. Dit geeft blijk van een
geringere smelting, wat de bedoeling is bij het
cladden van deze MMC.
Hoewel hier bij een hogere snelheid wordt geclad, is
nog steeds een duidelijke scheur zichtbaar, nochtans is de specifieke ingebrachte energie sterk
verlaagd. De reden hiervoor kan zijn dat er procentueel veel meer carbiden in de laag zitten dan
bij de andere lagen, net door deze lagere ingebrachte energie. Meer carbiden betekent een lokale
brossere legering, wat weer aanleiding geeft tot scheuren. Dit is één van de redenen waarom het
cladden van het Metcocladpoeder zo moeilijk te verwezenlijken is. Wanneer met een lage snelheid
wordt geclad is de energie-inbreng zo hoog dat grote thermische gradiënten oorzaak zijn van
scheurvormende spanning. Bij hogere snelheid is de energie veel lager, wat ervoor zorgt dat er
veel minder carbiden oplossen in de matrix, dit brengt een grotere brosheid met zich mee. Deze
hogere brosheid geeft eveneens aanleiding tot scheuren.
129
Onderstaande afbeelding geeft de structuur weer van M4. Deze had, in vergelijking met M3, een
hoger poederdebiet: 40g/min in plaats van 32g/min. Hoewel de poederhoeveelheid met 25%
werd verhoogd werd opgemerkt dat de cladhoogte even hoog was als bij M3: 0.9mm. Het
poederrendement ligt dus een stuk lager bij deze toename van debiet. Er werd wel een interessant
voordeel in de plaats gekregen: als enigste onder de samples kreeg deze cladlaag een scheurvrije
structuur. Er kunnen enkele minieme poriën worden opgemerkt maar deze vormen slechts een
beperkt probleem. Ook de distributie van de carbiden is uitstekend te noemen: overal zijn ze in
grote getale aanwezig.
Figuur 81: Microstructuur M4 (50x vergroting)
130
Hoewel kan besloten worden dat deze parameterinstelling veruit de beste is van alles tests met
het Metcoclad-poeder, mag niet gezegd worden dat er een garantie is op scheurvrije lagen. Er
werd slechts één sample van deze parameter getest op microstructuur. De structuren van de
cladlagen die opgelegd zijn met vrij gelijkaardige parameters vertoonden wel scheuren. De
vereiste nauwkeurigheid van de werkbare parameterinstellingen en de hoeveelheid aan niet te
controleren factoren (fluctuaties in het proces) doen vermoeden dat een garantie op een
scheurvrije laag praktisch extreem mogelijk is in de huidige opstelling. Dit dient, om de reeds
vermelde redenen, echter niet bereikt te worden. Voor een scheurvrije laag moet er geclad
worden met een poeder dat procentueel minder wolfraamcarbiden bevat. Een hoeveelheid van
30% wolfraamcarbiden (gewichtspercentage) zorgt al voor een grotere verbetering inzake
slijtageweerstand in vergelijking met de carbide-vrije matrix en is een heel stuk gemakkelijker te
cladden. Onderzoek wees reeds uit dat een toevoeging van slechts 5% wolfraamcarbiden in een
matrix reeds tot significante verbetering leidt inzake slijtageweerstand (Álvarez, Amado, & Yáñez,
2006).
De twee onderste afbeeldingen geven de doorsnedes weer van M10 zoals ze onder de
microscoop waargenomen werden. Ook de afbeelding die erboven rechts staat weergegeven is
genomen van sample M10, deze zoomt meer in op de goede aanhechting met het substraat. Dit
substraat werd sterk verhit: tot 480°C. Ook werd
veel poeder aangevoerd: 60g/min. De resultaten
zijn ook hier uitstekend te noemen: de scheurtjes,
indien ze te vinden zijn, zijn erg dun en stoppen
steevast vooraleer ze het substraat bereiken. Er is
dus sprake van een goede aanhechting.
Natuurlijk zijn er door het grote poederdebiet
enkele poriën te vinden maar dit is het minste
van de zorgen.
Figuur 82: Microstructuur M10 (onderste twee 50x
vergroting, bovenste 200x vergroting)
131
Ook is te merken dat de carbiden redelijk goed verdeeld zijn. De hoeveelheid carbiden aan de
toplaag is wat kleiner dan aan het centrum van de laag, maar het is zeker niet het geval dat ze
allen gezonken of opgelost zijn. Er kan geconcludeerd worden dat deze methode van cladden
potentieel heeft. Verder onderzoek naar poedersamenstellingen met minder carbiden geeft
ongetwijfeld resultaten zonder de kleine scheuren.
7.3.3 Hardheidsanalyse
a) Plaats-afhankelijkheid metingen
Voor deze analyse werden terug een groot aantal hardheidsmetingen uitgevoerd, 70 voor de
Metcoclad-legering, om precies te zijn. Net als bij het Stellite-poeder werd gebruik gemaakt van
Vickers-toestellen: het automatische apparaat bij Dana en het manuele toestel op campus
Schoonmeersen. De hardheidsanalyse die gemaakt wordt bij het Metcoclad52052-poeder is echter
van een totaal andere aard dan die van het Stellite-poeder. Daar waar bij de Stellite-laag
verschillende hardheden gemeten werden die over de gehele lengte weinig met elkaar verschilden
zal dat bij het MMC-poeder niet het geval zijn.
De reden voor deze uiteenlopende resultaten over de gehele laag is de structuur van dit poeder.
Bij het Stellite 6-poeder werden al de hardere carbiden opgemerkt als de donkerdere gedeeltes
tussen de gelere matrix op de microscoopafbeeldingen. Deze harde delen werden echter gevormd
tijdens het snelle stolproces en zijn bijgevolg erg klein in vergelijking met de indentie van het
Vickers-toetsel. Een hardheidsmeting op het Stellite-poeder zal bijgevolg altijd op een gebied
gebeuren waar de samenstelling harde-zachte delen indicatief is voor het gehele gebied rond de
hardheidsmeting. De grootteverhouding tussen de indentie en de hardere delen is te zien in de
linkse afbeelding hieronder. Het Metcoclad-poeder daarentegen krijgt meteen al zijn
wolfraamcarbiden mee in grotere bollen in het poeder. Notabene, ook in de nikkelmatrix worden
carbiden en andere harde delen (bijvoorbeeld boriden) gevormd. De matrix is op zich dus
eigenlijk ook een ‘Metal Matrix Composite’, net als Stellite er eigenlijk ook één is. Hier wordt
echter de benaming MMC gebruikt voor poeders die meteen al voorgevormde carbiden (in dit
geval wolfraamcarbiden) in het samenstelling hebben zitten. Het gevolg is dat de carbiden veel
groter zullen zijn.
132
Uit de datasheet van het poeder van Sulzer kan men afleiden dat inzake de diameter van de
sferische carbiden zo’n 80µm te verwachten valt. Uit de standaardisatienormen voor Vickerstoetsellen wordt een minimum indentie van slechts 20µm aangegeven als meetbaar. Op de
rechtse afbeelding is duidelijk dat de ronde carbiden een heel stuk groter zullen zijn dan de
indenties van het Vickers-toestel.
Figuur 83: Vergelijking indenties bij Stellite (links) en Metcoclad 52052 (rechts) (beiden 400x vergroting)
Er moet wel vermeld worden dat de 80µm die afgeleid kan worden uit de datasheet voor de
diameter van de sferische carbiden een richtwaarde is waar vrij sterk van afgeweken kan worden
(nominale waarde ligt tussen 45 en 106µm). Daarbovenop komt nog eens dat tijdens het
cladproces de carbiden (gedeeltelijk) kunnen smelten tot kleinere carbiden of samensmelten tot
grotere. De ronde vorm blijft door de minimale vrije oppervlakte-energie wel constant.
Er kan echter wel besloten worden dat de carbiden van gelijkaardige grootte zijn als de indentor
van het meettoestel. Dit heeft als belangrijk gevolg dat de meetwaarde sterk afhankelijk is van het
punt waar de meting wordt uitgevoerd. Een mooi voorbeeld hiervan is de afbeelding die
hierboven werd getoond. Hier is het grote verschil duidelijk tussen de breedte van de indenties
die slechts een hondertal µm van elkaar liggen. Men onderscheidt de brede indentie in de zachtere
matrix en de erg nauwe indentie in het carbide, dat veel harder is.
133
b) Relevantie resultaten
Met dergelijke plaats-afhankelijkheid van de metingen is het verloop van hun specifieke waarde
doorheen de cladlaag een stuk minder relevant. Deze afhankelijkheid kan en werd overwonnen
door gebruik te maken van manuele toestellen. Hierbij wordt met de microscoop eerst de exacte
plaats van meting aangeduid. Voor duidelijke resultaten kiest men hiervoor een plaats zonder
carbiden in de nauwe omgeving of juist een plaats in het midden van carbide. Met het
automatisch ingestelde toestel is dit veel moeilijker. Het apparaat voert een tiental metingen uit
over een lijn van enkele millimeters. Wanneer men dit apparaat automatisch instelde, wat diende
te gebeuren bij Dana, kan de exacte plaats van meting niet bepaald worden.
Er zou kunnen geopteerd worden de hardheidsmetingen naargelang hun resultaat in te delen wat
betreft hun plaatselijke structuur: metaalmatrix of carbide. Op die manier kunnen bijvoorbeeld
alle resultaten onder de 900HV ingedeeld worden bij de matrix-resultaten en de resultaten
hierboven bij de carbiden. Het is echter niet mogelijk deze twee zwart op wit te scheiden.
Wanneer namelijk een hardheidsmeting uitgevoerd wordt in de matrix maar met een carbide in de
heel nauwe omgeving zal de hardheid ook veel hoger uitkomen dan zonder de carbide in de
buurt. Ze is dan bijgevolg geen maatstaf voor de gehele matrix.
Een tweede mogelijkheid zou zijn de hardheidsmetingen te gebruiken als statistisch hulpmiddel
voor het bepalen van de concentratie carbiden, dat afhankelijk is van de afstand tot het oppervlak
van de laag. Hiervoor zouden echter veel meer metingen nodig zijn en een microscooponderzoek
is op dit vlak heel wat doeltreffender.
Geen van deze twee mogelijkheden is interessant. De hardheidsanalyse bij het Metcoclad-poeder
is van minder belang dan bij het Stellite-poeder. Eerstgenoemde gebruikt haar carbiden als sterke
slijtageweerstand, de hardheid van de matrix is van ondergeschikt belang. Meer zelfs, een te harde
matrix zou zelfs scheuren kunnen veroorzaken. Van de carbiden, die al reeds gevormd zijn in het
poeder, weet de gebruiker op voorhand dat ze extreem hard zijn (2700-3500HV). De Vickerstesten zijn ook hier niet ideaal om de hardheid exact te meten: door de grote brosheid kunnen de
carbiden gemakkelijk breken of scheuren tijdens de metingen, wat bredere indenties en lagere
gemeten hardheid dan werkelijkheid tot gevolg heeft.
134
c) Metingen
In puntjes a) en b) werd reeds de beperkte relevantie van de hardheidsmetingen duidelijk gemaakt
voor de Metcoclad-legering. De grafieken, waarop de uitgevoerde hardheidsmetingen in functie
van afstand tot de toplaag zijn afgebeeld, zijn terug te vinden in Bijlage 4. In dit puntje worden
enkele algemene conclusies getrokken uit deze metingen, vergezeld van verduidelijkende
microstructuurafbeeldingen waarop de metingen duidelijk zijn.
Onderstaand afbeelding geeft het hardheidsverloop van de metingen uitgevoerd op sample M10
weer. De hardheden zijn in HV vermeld onder de indentie die gemaakt werd door het toestel bij
Dana voor de meting. De indentie die gemaakt is op de carbide is nauwelijks zichtbaar. De
werkelijke hardheidswaarde van de carbiden liggen waarschijnlijk nog hoger aangezien breuken
moeilijk te vermijden waren met het toestel.
Figuur 84: Hardheidsmetingen op sample M10, grote locatie-afhankelijkheid (vergroting 100x)
Voor een opsomming van alle exacte meetwaarden in grafiekvorm wordt verwezen naar Bijlage 4
in deze scriptie. Belangrijk is dat een gemiddelde matrixwaarde van ongeveer 600HV werd
gevonden, wat zo’n 55HRC (Hardheid Rockwell C) is. De matrix is dus een stuk harder dan
Stellite 6.
135
7.3.4 Hoogte en rendement
Aangezien de gevoeligheid tot defecten in de microstructuur zo hoog is, zullen parameters steeds
moeten ingesteld worden teneinde dit te vermijden. Spelen met parameters om zodoende
verschillende hoogtes van cladlagen te verkrijgen zal bijzonder moeilijk te realiseren zijn zonder
buiten het werkbare, scheur-arme, parametergebied te treden. Nu is het wel zo dat poeder met
dergelijke hoeveelheden aan carbiden erg moeilijk te bewerken is, en meestal in de opgecladde
vorm op het stuk wordt gelaten, zonder slijpen. Men moet zich er dus wel van verzekeren met
een ‘werkbare’ hoogte te kunnen werken, een hoogte tot een tweetal millimeter is courant bij het
lasercladden.
Enkele cladhoogtes werden reeds vermeld in het gedeelte over de microstructuur. Degene met
hoge vermogensinbreng, zonder voorverwarming hadden een laag van ongeveer 1.3mm (M1 en
M2à. Degene met een lage vermogensinbreng (M3 en M4) hadden lagen van ongeveer 0.9mm.
Zowel de loopsnelheid als poedertoevoer hebben invloed op de cladhoogte. Wanneer werd
voorverwarmd werd een duidelijk hogere clad opgelegd. M9 had een hoogte van 1.5mm, hoewel
ze sneller werd opgelegd dan M2. Door de grilligheid van het proces, de afhankelijkheid van
defecten en plaats van meting zijn deze hoogtes slechts indicatief. Wel kan er besloten worden
dat cladhoogtes van ongeveer 1mm doenbaar zijn met de huidige opstelling.
Het rendement van het poeder is een ander belangrijk gegeven. Dit rendement is afhankelijk van
vermogensinbreng en in grote mate van het poederdebiet, een verhoging van poederdebiet leidt
uiteraard tot een verlaging van het rendement, dit komt onder meer door het ‘powder shielding
effect’. Wanneer zowel de snelheid als het poederdebiet in even grote mate worden verhoogd, zal
het rendement eveneens lager zijn. Hiervoor wordt de vergelijking tussen M1 en M4 aangehaald:
zowel het poederdebiet als de snelheid worden verdubbeld. Bij een gelijk rendement zou men
moeten merken dat de cladlagen even hoog zijn. Echter, er wordt gemerkt dat M4 (0.9mm) een
stuk lager is dan M1 (1.3mm). Ook dit heeft een logische verklaring: het is gemakkelijker om een
cladlaag te verhogen wanneer gelast moet worden op reeds warm legeringmateriaal dan wanneer
sneller op koud substraatmateriaal moet gelast worden. Een deel van de laserenergie zal immers
gaan naar het opwarmen van het substraat.
De resultaten van de rendementsberekening zijn louter indicatief, daar tijdens het proces steeds
verbeteringen werden gedaan aan de opstelling: kleine gaatjes in de toevoerbuis werden ontdekt
en gedicht, de nozzle werd verdraaid waardoor ze accurater kon richten, … . Tijdens de laatste
testen, verondersteld met het grootste rendement, werd bij het voorverwarmen een rendement
gehaald van 65-70%. Deze meting werd gedaan bij cladlaag M9, een gemiddelde waarde voor F/S
en voorverwarming. Verwacht wordt dat het rendement zonder voorverwarmen lager zal liggen.
136
7.3.5 Conclusies Metcoclad52052
Een grote hoeveelheid aan conclusies werd genomen inzake de invloed van parametervariatie bij
het Metcocladpoeder, de bijzonderste staan in hoofdstuk 7.3 vermeld. Hier worden uit deze
conclusies de voornaamste beknopt samengevat:
1) De toevoeging van grote carbiden bij het poeder zorgen ervoor dat niet dezelfde instellingen
kunnen gebruikt worden als bij poeder waarbij de carbiden gevormd worden tijdens het stollen.
De grote carbiden mogen immers niet smelten of zorgen voor erg dikke scheuren. De parameters
voor Stellite 6 zullen een te hoge energie-inbreng veroorzaken.
2) Bij een te hoge energie-inbreng zal de smelt lang blijven bestaan vooraleer ze stolt. Hierdoor
krijgen de carbiden ook tijd en energie om te smelten en op te lossen in de matrix, waardoor ze
hun rol niet meer kunnen vervullen.
3) Wanneer de carbiden bij een te hoge energie-inbreng niet smelten kunnen ze wel zinken door
hun grotere densiteit. Dit zinken zorgt ervoor dat er geen carbiden aanwezig zijn daar waar ze het
meest nodig zijn: aan de top van de cladlaag. Door het zinken van de carbiden wordt de
onderlaag bovendien extra bros, wat een catastrofaal slechte aanhechting tot gevolg heeft.
4) De energie-inbreng dient dus verlaagd te worden. Dit kan gebeuren door het vermogen van de
laser te verlagen. Testresultaten wezen uit dat dit praktisch een slechte keuze is. Door een te laag
vermogen is het niet mogelijk een continue clad aan te brengen. Steen omschreef dit ook al in
zijn grafiek met het werkbaar cladgebied.
5) De energie-inbreng dient dus op een andere manier verlaagd te worden. Dit kan ook door het
verhogen van de draaisnelheid van het substraat. Deze methode bleek beter dan het verlagen van
het vermogen. Door het verhogen van de draaisnelheid daalde de energie-inbreng aanzienlijk. Dit
zorgt ervoor dat de carbiden veel minder neigen op te lossen of zinken.
6) Een procentueel groter aandeel voor de carbiden door de lagere energie-inbreng brengt ook
nadelen met zich mee. Meer carbiden zorgt voor plaatselijk grotere brosheid. Deze grotere
brosheid zorgt op zijn beurt voor potentiele scheurvorming. Net als een te hoge energie-inbreng
kan een te lage energie-inbreng dus ook voor scheurvorming zorgen. De grootte van de speling in
energie-inbreng waar men over beschikt voor het opleggen van scheurvrije lagen is omgekeerd
evenredig aan de hoeveelheid carbiden.
7) 60% carbiden is te veel om op te cladden in een nikkellegeringmatrix via lasercladden indien
een scheurvrij laag gegarandeerd dient te worden. Beter is het om poeder te gebruiken met
minder wolfraamcarbiden. 30% carbiden zorgt al voor een tien maal kleinere slijtage bij een glijslijtagetest dan een zuivere matrix.
137
8) Het poederrendement was maximaal 70% na kleine verbeteringen aan de opstelling. Dit is het
rendement bij voorverwarmen, bij koude teststukken zal het rendement lager liggen.
9) Het voorverwarmen heeft een erg goede invloed op de structuur van de cladlaag. Doordat het
oppervlak van het substraat verwarmd is, kan een betere aanhechting voorzien worden. De
tragere afkoelingssnelheden zorgen voor minder spanningen in de laag, wat de scheurvorming
vermindert. Dit voorverwarmen is niet voor elke legering dat gelaserclad wordt weggelegd: het
doet de snelle stolling, typisch voor het lasercladden, teniet. Deze snelle stolling brengt enkele
voordelen met zich mee, zoals hardere legeringen. Bij een MMC is een hardere matrix niet
gewenst en de carbiden verliezen hun hardheid niet bij tragere solidificatie. Het voorverwarmen is
dus wenselijk bij dergelijk poeder. Wanneer er echter teveel wordt voorverwarmd en te weinig
poeder wordt toegevoegd kan de warmte-overdracht zo groot zijn dat het voorverwarmen zelf
ervoor zorgt dat carbiden smelten (zie bespreking sample M9). Een goede temperatuur dient
gezocht te worden.
10) Het verhogen van het poederdebiet zorgt voor een lagere efficiëntie. Bij een verhoging van
25% van het poederdebiet werd geen substantiele verhoging van de cladlaag vastgesteld. Een
verhoging van het poederdebiet kan in veel gevallen toch gewenst zijn: het zorgt ervoor dat de
warmte-inbreng beter over de cladlaag wordt verdeeld, waardoor minder carbiden smelten of
zinken.
11) Hardheden zeggen niet alles over de slijtageweerstand van een cladlaag. Een laag met een
lagere gemiddelde hardheid (bijvoorbeeld een MMC) kan een veel hogere slijtageweerstand
hebben dan een laag met een hogere gemiddelde hardheid. Er is in de literatuur melding dat een
toevoeging van 30% wolfraamcarbiden in een Ni-Cr-Si-B-legering de slijtage reeds tot één tiende
herleidt.
12) De hardheid is enkel indicatief voor de slijtageweerstand als verschillende microstructuren
van dezelfde legering (dezelfde compositie) met elkaar worden vergeleken. Een fijnere
microstructuur geeft over het algemeen een positieve invloed op hardheid en slijtage.
Lasercladden is uitermate geschikt voor het bekomen van een fijne microstructuur door de grote
afkoelsnelheid.
13) De hardheid van de matrix van het Metcoclad-poeder bedraagt gemiddeld 600HV en is
weinig afhankelijk van de parameters. De carbiden zijn tot 3000HV hard.
14) In tegenstelling tot het Stellite-poeder, zijn de hardheidswaarden bij het Metcoclad-poeder
van minder belang. Een zachtere matrix is geen probleem en soms zelfs gewenst. De carbiden
zijn reeds op voorhand toegevoegd en indien ze intact blijven, verandert hun extreme hardheid
niet. Voor het Metcoclad-poeder zal de structuur, en dan vooral de positie en eigenschappen van
de carbiden, van vitaal belang zijn voor het instellen van de parameters.
138
15) Het sample met het beste resultaat zonder voorverwarmen was M4 (10mm/s en 40g/min).
Wanneer wel voorverwarmd werd, werd over het algemeen gemerkt dat er een hogere
poederefficiëntie was en minder neiging tot scheuren. M10 kwam het beste uit te de analyse
(10mm/s, 60g/min en voorverwarmd tot 480°C).
16) Toekomstig onderzoek omtrent nikkellegering-MMC’s voor betere cladlagen wordt best
uitgevoerd met parameters in de omgeving van M4 en M10. Ook worden hiervoor best
samenstellingen gebruikt met een lager carbiden-gehalte. Dit drukt niet enkel de prijs, ook de
scheurvorming zal veel minder zijn, met slechts een klein verschil in slijtageweerstand in
vergelijking met de 60% carbiden.
17) Onderzoek naar hogere voorverwarmingstemperatuur en nog snellere loopsnelheden kan
eveneens interessante resultaten opleveren
139
8 Algemeen besluit
Een lange weg werd afgelegd om van een onbewerkte metaal-as naar een as waar een
hoogwaardige coating opgelegd was te evolueren. Deze scriptie getuigt van dit proces. Er werd
voornamelijk uitgegaan van een uitgebreide literatuurstudie, experimenteel uitgeteste
lasercladproces-modellen en eigen testen en analyses. Het vooropgestelde doel van deze
masterproef was het bereiken van een inzicht in de invloeden van de vele parameters en
combinaties van deze parameters op een cladlaag, met het fabriceren van succesvolle,
hoogwaardige cladlagen als pluspunt. Hiervoor dienden de vele problemen en eigenschappen die
typisch zijn aan het laserclad-proces behandeld te worden. Door een welgekozen
parametervariatie opde verschillende testsamples toe te passen werden quasi al de typische
laserclad-obstakels tegengekomen, en vaak ook overwonnen. Dit besluit tracht beknopt samen te
vatten wat de verschillende resultaten waren, en hoe deze bekomen werden.
Na het vermelden van de belangrijkste doelen van coatings bij metaal-artikelen
(corrosiebestrijding en slijtageweerstandsverhoging), werden kort nog alternatieve methoden
besproken voor het bekomen van een hoogwaardige oppervlaktelaag, al dan niet met een laser.
Het lasercladproces werd besproken en voornamelijk de grote energie-dichtheid, afkomstig van
de laser, die verantwoordelijk is voor de snelle opwarming en afkoeling, bleek een uitzonderlijke
eigenschap te zijn in vergelijking met de alternatieven. Deze snelle opwarming en afkoeling
brengt vele voordelen met zich mee, waarvan een beperkte warmte-inbreng op het substraat en
een fijne microstructuur de voornaamste zijn.
Tijdens het onderzoek naar modellen die het lasercladproces beschreven, staken drie modellen er
bovenuit qua bruikbaarheid en relevantie. Het artikel van Steen (2003) handelt over een ‘werkbaar
parametergebied’ waarin succesvolle cladlagen kunnen opgelegd worden, afhankelijk van de
legering. De doctoraatsstudie van de heer Schneider (1998) bundelde (onder andere) een grote
variëteit aan primaire procesparametercombinaties voor kobaltbasislegeringen, zoals het voor
deze thesis gebruikte Stellite er ook één is. Het derde voor deze scriptie van uitermate groot
belang zijnde onderzoek was er een die de statistische correlatie tussen verschillende
parameterinstellingen en cladlaag-eigenschappen bundelde (de Oliveira, Ocelik, & De Hosson,
2005). De kennis die werd opgedaan uit deze drie onderzoeken diende als basis voor het bepalen
van proces-instellingen voor het eigen onderzoek. Deze basis werd uiteraard aangevuld met vele
eveneens relevante onderzoeken, die in de bronvermelding vermeld staan.
140
Voor de keuze van parameterinstelling begint alles bij de beslissing welke legering er dient
opgelegd te worden. Voor deze masterproef werd gekozen om twee totaal verschillende
legeringen te testen, één op kobaltbasis (een Stellite), de ander een nikkelmatrix met ingebedde
wolfraamcarbiden. Deze zijn zo verschillend van aard dat ze apart besproken worden. Het grote
verschil ligt in de wijze waarop de harde delen (carbiden) ingebed zijn in de taaiere matrix. Bij de
tweede soort, het Metcoclad-poeder (met de nikkelmatrix), waren deze harde carbiden reeds van
bij de poederlevering als grote, sferische partikels toegevoegd. Bij het Stellite-poeder ontstaan ze
bij de stolling.
Hoofdstuk zeven handelt over de methodes, testen en resultaten zoals ze werden toegepast en
ondervonden bij deze masterproef. Door de grote verschillen op zowel het vlak van compositie,
eigenschappen en vereiste parameters worden deze tijdens het verloop van deze scriptie apart
behandeld. Voor elk van deze opgelegde legeringen werd uitgegaan van verschillende samples, die
opgelegd werden om een variatie aan uiteenlopende procesparameters te bekomen. Deze samples
werden vervolgens onderzocht op zowel microstructuur en hardheid. De analyse van deze
resultaten en hun relatie tot de gebruikte parameters werd steeds uitgevoerd vanuit de kennis die
opgedaan werd in het literatuuronderzoek.
Voor de Stellite-legering werden uiteindelijk acht samples gebruikt die, met inachtneming van het
verloop van hun procesparameters, werden geanalyseerd. Het kiezen van deze initiële parameters
en hun variatie was niet eenvoudig, aangezien de installatie nog niet uitvoerig was getest. Er werd
hiervoor vertrokken vanuit het relatief eenvoudige ‘werkbaar cladgebied-systeem’ uit het artikel
van Steen. De vermogensinbreng werd op het maximum gehouden om de intensiteit op een
courante waarde in het lasercladden te houden, de besproken doctoraatstudie over de
kobaltbasislegeringen was hiervoor relevant (Schneider, 1998). Er werd gevarieerd in zowel de
snelheid van draaibank en het poederdebiet, de combinatie van deze parameters bracht een wijde
variatie aan testresultaten aan het licht.
De beste resultaten voor het Stellite-poeder werden behaald met een loopsnelheid van 5mm/s
voor een intensiteit van 94kW/cm², met de vaste laserspotlengte van 4mm. Deze energie-inbreng
zorgde ervoor dat een afkoelingstraject kon bekomen worden dat een uitzonderlijk goede
microstructuur, zonder scheuren en poriën, met zich meebracht. Ook het poederdebiet bleek een
belangrijke parameter. Een verhoging van poederdebiet verlaagt het poederrendement maar een
te laag poederdebiet zorgde voor discontinue cladlagen, met scheuren en poriën. Sample 3 en 4
blonken uit in zowel hardheid als microstructuur. Deze hadden, buiten de reeds vermelde ideale
loopsnelheid en laserintensiteit, als derde primaire parameter een poederdebiet van respectievelijk
30g/min en 22g/min. Er werden gemiddelde hardheden gemeten die een stuk boven de op de
datasheet vermelde hardheid van 40HRC lagen. Even interessant als deze lagen van samples die
uitstekende eigenschappen vertoonden, waren de lagen die duidelijke effecten, afhankelijk van de
parametervariatie, vertoonden. Zo bleek onder meer dat een nog snellere draaibankvoeding
zorgde voor cladlagen die wel een degelijke microstructuur bezaten, maar gebrekkig waren in hun
141
hardheid. Dit is voornamelijk te wijten aan het feit dat deze minder tijd kregen voor het vormen
van de harde carbiden in hun matrix. De afkoelingstijd is immers omgekeerd evenredig met de
draaisnelheid. Achteraf bleek dus dat niet enkel goede parameters werden gevonden (sample 3 en
4), ook werd door de variatie in de parameters een grote hoeveelheid aan de typische lasercladproblemen en hun relatie met de parameters ontdekt. Voor een uitgebreider overzicht van
conclusies die uit deze resultaten kunnen genomen worden, wordt verwezen naar hoofdstuk
7.2.6.
Het Metcoclad-poeder was van een heel andere soort dan het Stellite 6-poeder, dat eerder
besproken werd. Dit poeder bestond uit 60% (gewichtspercentage) harde wolfraamcarbiden,
omgeven door een taaiere nikkel-legeringsmatrix. Uiteraard dient ook voor dit poeder met alle
regels die voor het instellen van het lasercladproces in het algemeen gelden, rekening gehouden te
worden. Bovenop de instellings-richtlijnen die dus reeds golden voor het Stellite-poeder kwamen
hier echter nog enkele belangrijke aandachtspunten bij. Deze zijn veroorzaakt door de
toegevoegde carbiden. Drie belangrijke zaken werden opgenoemd waarmee rekening dient
gehouden te worden indien men dergelijke Metal Matrix Composites wil opcladden. Ten eerste is
het belangrijk om de hoeveelheid toegevoegde wolfraamcarbiden te behouden. Hoewel de
smelttemperatuur van deze wolfraamcarbiden (meer dan 2700°C) een stuk hoger ligt dan de
smelttemperatuur van de nikkel-legeringsmatrix (ongeveer 1100°C), is gedeeltelijk smelten
onvermijdbaar door de hoge temperaturen die bij het lasercladden ontwikkeld worden. Dit
gedeeltelijk smelten is aan de ene kant een must: indien te weinig warmte ingebracht wordt, en de
randen van de sferische carbiden bereiken het smeltpunt niet, zal de aanhechting van deze
carbiden aan de matrix onvoldoende zijn. Aan de andere kant, wanneer teveel warmte wordt
ingebracht, zullen deze carbiden zo ver smelten dat ze in de uiteindelijke microstructuur niet
meer in hun pure hoedanigheid aanwezig zijn, wat hun nut inzake slijtageweerstandsverhoging
uiteraard teniet doet. Ten tweede zal ook de positie van deze carbiden van groot belang zijn.
Ondanks de convectiestromen zal gemerkt worden dat de wolfraamcarbiden, die een hogere
dichtheid hebben dan de gesmolten matrix, zullen zinken naar de bodem van de verse cladlaag
indien de smelt te lang in stand wordt gehouden. Dit geeft plaatselijke verbrossing aan de
aanhechtlaag door een teveel aan carbiden en het ontbreken van carbiden aan de toplaag tot
gevolg. Het derde extra aandachtspunt is het gewichtspercentage carbiden. Voor het bekomen
van scheurvrije lagen worden in de literatuur vaak maxima van 40 tot 50% carbiden aangeraden.
De hoeveelheid aan carbiden (60%) bleek zo hoog dat het quasi onmogelijk was om een
scheurvrije laag op te leggen. Een belangrijke aanbeveling voor toekomstig onderzoek zal dus het
lasercladden van een Metal Matrix Composite met een lager gewichtspercentage
wolfraamcarbiden zijn.
Rekening houdend met onder andere de net vermelde aandachtspunten werd, net als voor het
Stellite-poeder, ook voor het Metcoclad-poeder een tabel van parameterinstelling-variatie
opgesteld. Enkele poeders werden ook opgelegd na voorverwarming van het substraat, om de
aanhechting te verhogen en eenmalig werd een lager vermogen toegepast. Er werd uitgegaan van
142
het feit dat een lagere vermogensinbreng dan bij het Stellite-poeder gewenst was, door de
aanwezigheid van de sferische wolfraamcarbiden in het Metcoclad52052-poeder.
Eén van de belangrijkste conclusies uit de lange lijst die in hoofdstuk 7.3.5 te vinden is, is de
beperktheid in instelling van vermogensinbreng. Deze vermogensinbreng grenst een werkbaar
gebied af, tussen maximale en minimale inbreng, waarin lasercladden goede lagen teweeg brengt.
Een te hoge vermogensinbreng zal de sferische carbiden, doen smelten of zinken. Een te lage
vermogensinbreng zorgt voor een slechte aanhechting tussen carbide en matrix maar zorgt
eveneens voor het discontinuïteitsprobleem dat voor het lasercladden met lage vermogensinbreng
in het algemeen geldt. Eveneens, een groter procentueel aandeel niet gesmolten carbiden zorgt
voor een plaatselijke verbrossing, met scheurvorming tot gevolg. Zowel een verhoging als een
verlaging van de vermogensinbreng ten opzichte van de ideale waarde brengt dus onherroepelijk
scheuren met zich mee. De nauwheid van dit werkbaar gebied, en het feit of het überhaupt wel
mogelijk is om een scheurvrije laag op te leggen, is afhankelijk van het gewichtspercentage
carbiden. Er werd ondervonden dat het gewichtspercentage carbiden van het gebruikte poeder,
namelijk 60%, te hoog is om een scheurvrije laag te garanderen.
Het verschil tussen hardheid en slijtageweerstand, wat besproken werd in hoofdstuk 5.3.2, is voor
een Metal Matrix Composite, uiterst relevant. Zo’n opbouw van een cladlaag is immers het
voorbeeld bij uitstek om aan te tonen dat microstructuur een even belangrijke invloedfactor als
hardheid kan zijn als het gaat over weerstand tegen slijtage. De hardheid van de matrix dient niet
extreem hoog te zijn om deze weerstand te verhogen: de matrix dient voornamelijk om de
schokken op te vangen die tot breuken zouden leiden bij pure brosse keramieken en mag dus
zelfs in sommige gevallen liever wat taaier zijn dan harder. De effectieve slijtageweerstand wordt
in dit geval immers toch sterk verhoogd door het toevoegen van carbiden in deze matrix, en dit al
in vrij lage hoeveelheden. Dit zorgt ervoor dat het hardheidsonderzoek van het Metcocladpoeder van minder belang was dan datgeen bij het Stellite 6-poeder. Er werden gemiddelde
hardheden van ongeveer 600HV gemeten voor de matrix en hardheden tot bijna 3000HV voor
de carbiden.
Naast de nauwheid van het werkbare instellingsgebied en de (ir-)relevantie van het
hardheidsonderzoek werden heel wat problemen die vermeld waren in de onderzochte literatuur
ook teruggevonden in de uitgevoerde testsamples. De plaatselijke verbrossing door zinken van
carbiden, wat leidt tot een slechte aanhechting is hier slechts één voorbeeld van. Dit werd echter
sterk verbeterd door het toepassen van voorverwarmen. Voor een volledig overzicht aan
conclusies die genomen werden omtrent het Metcoclad-poeder, wordt verwezen naar hoofdstuk
7.3.5. Slechts in één sample, met een loopsnelheid van 10mm/s en een poederdebiet van
40g/min, werd een scheurvrije sample gecreëerd. Er werd wel aangenomen dat dit allerminst een
garantie biedt op scheurvrije lagen bij toepassen van deze parameterinstelling. Bij lagere carbidepercentages zal dit ongetwijfeld wel het geval zijn.
143
De grote hoeveelheid aan mogelijkheden, conclusies en analyses wijzen erop dat veel te leren valt
over het lasercladproces. Dit proces is niet enkel uniek door zijn vorm van energie-inbreng, wat
extreem hoogwaardige, fijne, harde microstructuren kan voortbrengen. Het is eveneens uniek
door het feit dat het een dergelijke hoeveelheid aan aspecten omvat, wat ervoor zorgt dat het
bijzonder moeilijk is om een waterdicht theoretisch-experimenteel laserclad-model op te stellen.
Deze scriptie biedt een overzicht aan inzichten die verkregen werden omtrent de invloeden die
parameterinstellingen hebben op de uiteindelijke cladlaag bij twee erg verschillende legeringen,
specifiek voor de opstelling bij V.A.C. Machines. Voor de Stellite-legering werden lagen gecreëerd
van erg hoge kwaliteit, zowel qua microstructuur als hardheid. Voor de Metcoclad-legering werd
een lange lijst aan aandachtspunten en conclusies gevormd. Indien poeder met minder
wolfraamcarbiden wordt gebruikt, is het ook bij deze legering mogelijk om cladlagen op te leggen
met de kwaliteitseisen die van het lasercladproces kunnen verwacht worden. Het lasercladden is
immers een hoogtechnologische techniek. Deze scriptie trachtte aan te tonen dat het toepassen
ervan een uitgebreid onderzoek verreist. Mits noodzakelijke inzichten, verkregen door dergelijk
onderzoek, kunnen immers coatings verkregen worden van zulke kwaliteit dat zelfs de lucht- en
ruimtevaartindustrie er beroep op doet. Deze neergeschreven masterproef getuigt van één van de
duizenden onderzoeken die de voorbije decennia is uitgevoerd naar deze bijzonder interessante,
revolutionaire, coatingtechniek.
144
Lijst met figuren en tabellen
Figuur 1: Wereldconsumptie ijzer en staal (Rogich, 2008) ................................................................... 11
Figuur 2: Laserharden (Vollertsen, Partes, & Meijer, 2005) ................................................................. 15
Figuur 3: Laserlegeren, -dispergeren en -cladden (Torre & Vries, 2000) ........................................... 15
Figuur 4: LENS-systeem (Sandia National Laboratories, 2013) ......................................................... 18
Figuur 5: Positie van de smelt bij tweestapsmethode (Steen, 2003) ................................................... 20
Figuur 6: Tweestapsmethode (Corbin, Toyserkani, & Khajepour, 2004) .......................................... 20
Figuur 7 Eenstapsmethode: b1) Pastatoevoeging, b2) Geblazen poeder, b3) Draadtoevoeging
(Corbin, Toyserkani, & Khajepour, 2004) .............................................................................................. 21
Figuur 8: Cladgeometrie (Corbin, Toyserkani, & Khajepour, 2004) .................................................. 26
Figuur 9: Slijtageweerstand in functie van hardheid voor verschillende materiaalsoorten
(Thermaspray PTY, 2013) ......................................................................................................................... 27
Figuur 10 Laser Cladding Operating Window (Steen, 2003) ............................................................... 29
Figuur 11: Studie vermogensdichtheid, interactietijd en specifieke energie voor
kobaltbasislegeringen. In het blauw toegevoegd: vaak gebruikte instellingen V.A.C. Machines
(Schneider, 1998) ........................................................................................................................................ 32
Figuur 12: Vergelijking coaxiaal lasercladden (links) en lasercladden met zijdelings geblazen
poeder (rechts) (de Oliveira, Ocelik, & De Hosson, 2005) .................................................................. 35
Figuur 13: Cladlaag-eigenschappen: breedte (W), hoogte (H), clad-oppervlak (Ac), gesmolten
oppervlak (Am), cladhoek (alfa) (de Oliveira, Ocelik, & De Hosson, 2005) ..................................... 37
Figuur 14: Verband Aspect Ratio en cladhoek ...................................................................................... 38
Figuur 15: Secties van lasercladlagen d.m.v. coaxiaal lasercladden van een Ni-legering op C45staal. De F/S – parameter geeft de hoeveelheid gevoed poeder per eenheidslengte (de Oliveira,
Ocelik, & De Hosson, 2005) .................................................................................................................... 39
Figuur 16: Procesgebied voor coaxiaal lasercladden met als assen vermogen en snelheid per
poedertoevoer: (de Oliveira, Ocelik, & De Hosson, 2005) .................................................................. 42
Figuur 17: Excitatie (links); spontane emissie (centraal); gestimuleerde emissie (rechts) (Trumpf,
2007) ............................................................................................................................................................. 45
Figuur 18: Reflectiecoëfficiënt staal voor verschillende substraten en golflengtes (Corbin,
Toyserkani, & Khajepour, 2004) .............................................................................................................. 46
Figuur 19: BPP-berekening met kleinste diameter en hoek (theta) (Trumpf, 2007) ........................ 47
Figuur 20: Poedertoevoer met voedingsschroef (Schneider, 1998) .................................................... 49
Figuur 21: Poedertoevoer met zwaartekracht (Corbin, Toyserkani, & Khajepour, 2004) .............. 50
Figuur 22: Fluïdisatiemethode (Corbin, Toyserkani, & Khajepour, 2004) ........................................ 50
Figuur 23: Vibratiemethode (Corbin, Toyserkani, & Khajepour, 2004) ............................................ 51
Figuur 24: Enkele onderdelen van de lasercladopstelling bij V.A.C. Machines ................................ 52
Figuur 25: Toerental (n/min) in functie van frequentieregelaar-instelling (Hz) ............................... 53
Figuur 26: Poedertoevoersysteem V.A.C. Machines ............................................................................. 54
145
Figuur 27: Touch screen interface poedertoevoersysteem V.A.C. Machines .................................... 55
Figuur 28: Nozzle V.A.C. Machines ........................................................................................................ 55
Figuur 29: Lasersysteemschema V.A.C. Machines (Trumpf, 2007) ................................................... 56
Figuur 30: HL3006D Laser werking ........................................................................................................ 57
Figuur 31: Dubbele ellips. Blauw: lampen, groen: kristal ..................................................................... 58
Figuur 32: Cladlaser bij V.A.C. Machines: een HAAS-Laser HL3006D (3kW, Nd:YAG, lampgepompt)...................................................................................................................................................... 58
Figuur 33: Werking Plasma Transferred Arc welding (Deloro Stellite, 2014) ................................... 59
Figuur 34: Vlamspuiten (Deloro Stellite, 2014) ..................................................................................... 61
Figuur 35: HVOF-proces (Metalo, 2014) ............................................................................................... 62
Figuur 36: Verschillende microstructuren bij verschillende lasmethoden voor Stellite 1 (boven) en
Stellite 6 (onder) (Klarstrom, Crook, & Wu, 2004) ............................................................................... 70
Figuur 37: Stellite-legering cladlaag (Trumpf, 2010) ............................................................................. 73
Figuur 38: Een vergelijking van de treksterkte van verschillende legeringen bij verhoogde
temperaturen (Key to metals, 2011) ........................................................................................................ 75
Figuur 39: Precipitatieharding in nikkellegeringen (Davis, 2000) ........................................................ 76
Figuur 40: Microstructuur van nikkellegering met boriden voor ‘hardfacing’ (Davis, 2000) .......... 77
Figuur 41: Wolfraamcarbiden (wit) in een Ni-Cr-legering (Amado & Tobar, 2009) ....................... 80
Figuur 42: 60% Wolfraamcarbiden in een Ni-Cr-B-Si-legering . De carbiden blijven intact.
A)SEM-fotografie B)Verder ingezoom: goede aanhechting met de coating. (Wu, et al., 2004) ..... 80
Figuur 43: Claddability, een indicatie van cladbaarheid (Rombouts, Van Krieken, & Husslage,
2012) ............................................................................................................................................................. 84
Figuur 44: Journal Cross (http://service.dvs-gruppe.com/) ............................................................... 85
Figuur 45: Lasercladden bij V.A.C. Machines ........................................................................................ 86
Figuur 46: Temperatuursmeting voorverwarming ................................................................................ 87
Figuur 47: Voorverwarmen via autogeen lassen .................................................................................... 87
Figuur 48: Slijpen bij Dana........................................................................................................................ 88
Figuur 49: Inbakken testsample ............................................................................................................... 89
Figuur 50: Polieren samples ...................................................................................................................... 90
Figuur 51: Hardheidsmetingen op een sample (50x vergroting) ......................................................... 91
Figuur 52: Verschil tussen hardheid matrix (linkse meting) en carbide (rechtse meting) ................ 92
Figuur 53: Laser cladding operating window (Steeen, 2003) ............................................................... 95
Figuur 54: Microstructuur sample 2 (50x vergroting) ........................................................................... 98
Figuur 55: Microstructuur sample 3 (50x vergroting) ........................................................................... 99
Figuur 56: Microstructuur sample 3 (50x vergroting) ........................................................................... 99
Figuur 57: Microstructuur sample 4: erg goede resultaten (50x vergroting) ....................................100
Figuur 58: Microstructuur sample 4 ......................................................................................................101
Figuur 59: Microstructuur sample 4: kleine carbiden in matrix (800x vergroting) .........................101
Figuur 60: Microstructuur sample 5 (50x vergroting) .........................................................................102
Figuur 61: Microstructuur sample 10 (50x vergroting) .......................................................................103
146
Figuur 62: Microstructuur met hardheidsmetingen sample 9 (50x vergroting)...............................104
Figuur 63: Grafiek A en B: Hardheid in functie van afstand tot oppervlak (Stellite 6) .................106
Figuur 64: Afleiden HAZ-, overgangs- en substraat-zone uit hardheidsmetingen .........................107
Figuur 65: Verschil microstructuur tussen HAZ (links) en niet-geaffecteerd substraat (rechts)
(800x vergroting) ......................................................................................................................................108
Figuur 66: Hardheid in functie van afstand tot oppervlak bij Stellite 6, Grafiek A ........................109
Figuur 67: Hoge hardheden bij sample 3 (50x vergroting) ................................................................110
Figuur 68: Hardheidsmetingen bij sample 4 (200x vergroting) .........................................................111
Figuur 69: Overgang hardheid van cladlaag naar substraat bij sample 5 (50x vergroting) ............111
Figuur 70: Hardheid in functie van afstand tot oppervlak bij Stellite 6, Grafiek B ........................112
Figuur 71: Hardheidsmetingen bij sample 10 (50x vergroting) .........................................................113
Figuur 72: Carbidevorming bij Stellite 6 (bovenaan) en Stellite 1 (onderaan) (Delloro, 2012) .....116
Figuur 73: Zinken van carbiden bij teveel energie-inbreng ................................................................121
Figuur 74: Microstructuur M1: slechte aanhechting en scheuren (50x vergroting) ........................124
Figuur 75: Microstructuur sample M2 (links,50x vergroting)) en M5 (rechts, 100x vergroting) ..125
Figuur 76: Microstructuur M6 (50x vergroting) ...................................................................................126
Figuur 77: Microstructuur M7 (lager vermogen, 50x vergroting) .....................................................127
Figuur 78: Microstructuur M8 (50x vergroting) ...................................................................................127
Figuur 79: Microstructuur M9 (50x vergroting) ...................................................................................128
Figuur 80: Microstructuur M9 (100x vergroting).................................................................................128
Figuur 81: Microstructuur M4 (50x vergroting) ...................................................................................130
Figuur 82: Microstructuur M10 (onderste twee 50x vergroting, bovenste 200x vergroting) ........131
Figuur 83: Vergelijking indenties bij Stellite (links) en Metcoclad 52052 (rechts) (beiden 400x
vergroting) .................................................................................................................................................133
Figuur 84: Hardheidsmetingen op sample M10, grote locatie-afhankelijkheid (vergroting 100x)135
147
Bronvermelding en literatuurlijst
Álvarez, C., Amado, G. J., & Yáñez, R. (2006, Juni). Morphology and characterization of laser
clad composite NiCrBSi–WC coatings on stainless steel. Surface and Coatings Technology, pp.
6313-6317.
Amado, J., & Tobar, M. (2009, Maart). Laser cladding of tungsten carbides (Spherotene®)
hardfacing alloys for the mining and mineral industry. Applied Surface Science.
Buter, J., & Verheiden, T. J. (1998). Corrosiebestendige en slijtvaste oppervlakken door oplassen
en thermisch spuiten. VM-publicatie.
Corbin, S., Toyserkani, E., & Khajepour, A. (2004). Laser cladding. CRC Press.
Davis, J. R. (2000). Nickel, Cobalt and their alloys. ASM.
de Oliveira, U., Ocelik, V., & De Hosson, J. (2005, Juli). Analysing of coaxial laser cladding
processing conditions. Surface and Coatings Technology, pp. 127-136.
Delloro. (2007, Maart). General Guidelines for Stellite hardfacing on steel substrates. Opgehaald van
Stellite: www.stellite.co.uk
Delloro. (2012). Coatings in the valve industry. Valve Manufacturers Association Technical Seminar.
Houston.
Deloro Stellite. (2014). Stellite. Opgehaald van www.stellite.com
Diltemiz, S. F., & Zhang, S. (2012). Superalloys for super jobs. In Aerospace materials handbook (pp.
1-76).
Fuchs, E., & Furrer, U. (2004). Designing with Ni-based alloys. In G. Totten, L. Xie, & K.
Unatani, Handbook of mechanical alloy design.
Kennametal. (2014). Stellite 1 alloy. Opgehaald van Stellite:
http://www.stellite.com/Portals/0/KMT_Stellite1_DataSheet_FINAL.pdf
Key to metals. (2011). High temperature materials. Opgehaald van Key to metals:
http://www.keytometals.com/
Klarstrom, D., Crook, W., & Wu, J. (2004). Metallography and Microstructures of Cobalt and their alloys.
Lindroos, K., J.T., H., & Lou, D. (2009). Designing with Metal-Matrix Composites.
Metalo. (2014). Thermospray HVOF. Opgehaald van Metalo: www.metalo.nl
Mishra, S. K. (2011). Laser cladding and alloying for aerospace applications. In Aerospace materials
processing (pp. 109-149).
148
New Hampshire Materials Laboratorium. (2014). Alloy Element Table. Opgehaald van NHML:
http://www.nhml.com/pdf/alloy-element-table.pdf
Rogich. (2008). The Global Flows Of Metals And Minerals. Virginia: U.S. Geological Studies.
Rombouts, M., Van Krieken, G., & Husslage, W. (2012). Praktijkrichtlijn Lasercladden. Laser
Applicatie Centrum.
Sandia National Laboratories. (2013). Laser Engineered Net Shaping.
Schneider, M. (1998). Laser cladding with powder. Twente: University of Twente.
Steen, W. (2003). Laser material processing. Springer.
Sulzer. (2013). Metcoclad: Materials for laser cladding.
Thermaspray PTY. (2013, April 2). Wear and hardness - does a harder surface actually give better wear
resistance? . Opgehaald van Thermaspray.co.uk:
http://www.thermaspray.co.za/downloads/Mythbusters1_Wear_and_Hardness.pdf
Torre, v. d., & Vries, d. (2000). Oppervlaktebewerkingen met de laser. FME-CMW.
Trumpf. (2007). Laser machining: Solid state lasers. Ditzingen.
Trumpf. (2010). Laserauftragschweißen.
Vollertsen, F., Partes, K., & Meijer, J. (2005). WLT International conference. State of the art laser
hardening and caldding. Munchen.
Wu, P., Du, H., Chen, X., Li, Z., Bai, H., & Jiang, E. (2004, Juli). Influence of WC particle
behavior on the wear resistance properties of Ni–WC composite coatings. Wear, pp. 142147.
149
Geraadpleegde literatuur
Alimardani, M., & Fallah, V. K. (2010, Augustus). The effect of localized dynamic surface
preheating in laser cladding of Stellite 1. Surface and coatings technology.
Dowden, J. (2009). Theory of laser material Processing. Colchester: Springer.
Gedda, H. (2004). Laser Cladding: an experimental and theoretical investigation.
Gomes, R., & Henke, S. (2012). Microstructural control of Co-based PTA Coatings. Materials
Research.
Goswami, G., Kumar, S., R., G., & Mordike, L. (sd). Laser cladding of nickel based hardfacing
materials as an alternative of stellite. BARC Newsletter.
Guo, C., Zhou, J., & J., C. (2011, Maart 10). High temperature wear resistance of laser cladding
NiCrBSi and NiCrBSi/WC-Ni composite coatings. Wear, pp. 492-498.
Hemmati, I., Ocelik, V., & De Hosson, J. (2012, Juni). Dilution effects in laser cladding of Ni-CrB-Si-C hardfacing alloys. Materials Letters.
Huang, S., Samndi, M., & Brandt, M. (2004, Juni). Abrasive wear performance and microstructure
of laser clad WC/Ni layers. Wear, pp. 1095-1105.
Lambarri, J., Leunda, J., C., S., & Sanz, C. (2013). Laser surface smoothing of nickel based
superalloys. Physics Procedia, 255-265.
Lampa, C., A., K., Powell, J., & Magnusson, C. (1997). An analytical thermodynamic model of laser
welding.
Li, Q., Lei, T., & Chen, W. (1999, Mei). Microstructural characterization of WCp reinforced
NiCrBSiC composite coatings. Surface and coatings technology.
Löhe, D., & Hausselt, J. (2005). Microengineering of metals and ceramics. Weinhelm.
Ming, Q., & Lim, L. (1998, Augustus). Laser cladding of nickel-based hardfacing alloys. Surface
and coatings technology.
Molnar, A., Buza, G., & Balogh, A. (2013). Hardness test and microstructure analysis of NiCrBSi
Sprayed, laser remelted coatings. Production processes and systems.
Pollefliet L. (2009, tweede druk). Schrijven: van verslag tot eindwerk – do’s & don’ts. Gent:
Academia Press
Przybylowicz, K. J. (2001, Februari 1). Structure of laser cladded tungsten carbide composite
coatings. Journal of materials processing technology.
150
Scheepens, C. (1996). Oppervlaktetechnologie: overzicht van ter beschikking staande technieken.
St-Georges, L. (2007, September 10). Development and characterization of composite NiCr+WC laser cladding. Wear, pp. 562-566.
Totten, G., Xie, L., & Funatani, K. (2003). Handbook of mechanical alloy design. CRC Press.
Tuominen, J., & Nakki, J. (2013). Innovations and network: Recent achievements in laser
cladding technology. FIMECC Seminar. Tampere.
V.A.C. Machines. (2014). Plaatbewerkingsmachines & Lasertechnologie. Opgehaald van V.A.C.
Machines: www.vac-machines.be
Van Acker, K., Vanhoyweghen, D., Persoons, R., & Vangrunderbeek, J. (2005, Januari). Influence
of tungsten carbide particle size and distribution on the wear resistance of laser clad
WC/Ni coatings. Wear, pp. 194-202.
Verdi, D., Garrido, M., & Munez, C. (2014). Mechanical properties of Inconel 625 laser cladded
coatings: depth sensing indentation analysis. Materials Science and Engineering, 15-21.
Wu, P., Zhou, C., & Tang, X. (2003, Maart 3). Microstructural characterization and wear
behaviour of laser cladded nickel-based and tungsten carbide composite coatings. Surface
and Coatings Technology, pp. 84-88.
Xu, G., Kutsuna, M., Lio, Z., & Sun, L. (2006, December 4). Characteristic behaviors of clad
layer by a multi-layer laser cladding with powder mixture of Stellite-6 and tungsten
carbide. Surface and Coatings Technology.
Zhong, M., & Liu, W. (2010, Mei). Laser surface cladding: The state of the art and challenges.
Proceedings of the institution of mechanical engineers.
Zhou, S., & Zheng, X. (2008, December). Analysis of crack behaviour for Ni-based WC
composite coatings by laser cladding and crack free realization. Applied Surface Science.
Zhou, S., Dai, X., & Zheng, H. (2011, April). Analytical modeling and experimental investigation
of laser induction hybrid rapid cladding for Ni-based WC composite coatings. Optics &
Laser Technology.
Zhou, S., Huang, Y., & Zeng, X. (2008, Mei). Microstructure characteristics of Ni-based WC
composite coatings by laser induction hybrid rapid cladding. Materials Science and engineering.
151
Bijlagen
Bijlage 1: Stellite 1 (Durmat S1-PTA) datasheet
152
Bijlage 2: Stellite 6 (Durmat S6-PTA) datasheet
153
Bijlage 3: Metcoclad52052 datasheet
154
155
Bijlage 4: Hardheidsmetingen Metcoclad52052
Metcoclad52052: Vickers hardheid in functie van afstand tot
oppervlak
Grafiek A
1000
Vickers Hardheid (HV)
900
800
700
600
500
M1
400
M2
300
M3
200
100
0
0,1
0,6
1,1
1,6
Afstand tot oppervlak (mm)
Metcoclad52052: Vickers hardheid in functie van afstand tot
oppervlak
Grafiek B
Vickers Hardheid (HV)
3000
2500
2000
M5
1500
M6
1000
M7
M8
500
0
0,1
0,25
0,5
0,75
1
1,5
2
2,5
3
3,5
Afstand tot oppervlak (mm)
156
Metcoclad52052: Vickers hardheid in functie van afstand tot
oppervlak
Grafiek C
Vickers Hardheid (HV)
3000
2500
2000
M9
1500
M10
1000
M4
500
0
0.10
0.30
0.50
0.69
0.90
1.09
1.30
1.50
1.69
Afstand tot oppervlak (mm)
157

Toevoeging MC 210 in ml. Om kalkafzetting in de spiraal te

Vergelijkingstabel voor hardheden

SCHÖNOX APF vezelversterkte nivelleermassa

Figurenlijst (74 kB, 10 januari 2013)

Bekijk PDF Document

Huiswerk # 1, TW2020/Besliskunde 1 2014/2015 Opgaven uit het

1. 1. A s 2. z Blauwe Sluis Aan de Noor steiger

Klik hier - Hobby elektronica