La
Metallurgia Italiana
International Journal of the Italian Association for Metallurgy
n. 5 maggio 2021 Organo ufficiale dell’Associazione Italiana di Metallurgia. Rivista fondata nel 1909
La Metallurgia Italiana International Journal of the Italian Association for Metallurgy Organo ufficiale dell’Associazione Italiana di Metallurgia. House organ of AIM Italian Association for Metallurgy. Rivista fondata nel 1909
Direttore responsabile/Chief editor: Mario Cusolito Direttore vicario/Deputy director: Gianangelo Camona Comitato scientifico/Editorial panel: Livio Battezzati, Christian Bernhard, Massimiliano Bestetti, Wolfgang Bleck, Franco Bonollo, Bruno Buchmayr, Enrique Mariano Castrodeza, Emanuela Cerri, Lorella Ceschini, Mario Conserva, Vladislav Deev, Augusto Di Gianfrancesco, Bernd Kleimt, Carlo Mapelli, Jean Denis Mithieux, Marco Ormellese, Massimo Pellizzari, Giorgio Poli, Pedro Dolabella Portella, Barbara Previtali, Evgeny S. Prusov, Emilio Ramous, Roberto Roberti, Dieter Senk, Du Sichen, Karl-Hermann Tacke, Stefano Trasatti Segreteria di redazione/Editorial secretary: Valeria Scarano Comitato di redazione/Editorial committee: Federica Bassani, Gianangelo Camona, Mario Cusolito, Carlo Mapelli, Federico Mazzolari, Valeria Scarano Direzione e redazione/Editorial and executive office: AIM - Via F. Turati 8 - 20121 Milano tel. 02 76 02 11 32 - fax 02 76 02 05 51 met@aimnet.it - www.aimnet.it Immagine in copertina: Shutterstock
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La
Metallurgia Italiana
International Journal of the Italian Association for Metallurgy
n. 5 maggio 2021 Organo ufficiale dell’Associazione Italiana di Metallurgia. Rivista fondata nel 1909
Editoriale / Editorial
Numero speciale sulle prove meccaniche
a cura di Ing. G. Toldo......................................................................................................................... pag.04
Memorie scientifiche / Scientific papers Prove meccaniche / Machanical tests Failure analysis di ruote dentate
P. Cerchier, E. R. Dal Piaz, L. Pezzato, A. Zambon, M. Dabalà, I. Calliari .................................................... pag.06
Studio a compressione statica di pannelli honeycomb static compression
G. Costanza, S. Ferrigno, M.E.Tata ......................................................................................................pag.13
n. 5 maggio 2021
Anno 113 - ISSN 0026-0843
Lega A357 prodotta mediante SLM: studio del comportamento tribologico in condizioni di strisciamento non lubrificato
L. Lorenzetti, L. Tonelli, L. Ceschini, C. Martini.................................................................................... pag.22
Elettroerosione a filo / Wire EDM Comparative Machining characteristics studies on SS 304 using coated and uncoated brass wire through Wire EDM
T. Suresh, K. Jayakumar, G. Selvakumar, S. Ramprakash.................................................................... pag.32
indice
Attualità industriale / Industry news
Comportamento a compressione a temperatura elevata di schiume di Al a porosità chiusa
a cura di: G. Costanza, M. E. Tata......................................................................................................... pag.44
Scenari / Industry news
Divagazioni sulle Prove Meccaniche
a cura di: Ezio Trentini....................................................................................................................................... pag.52
Atti e notizie / AIM news
Resconto Webinar Economia circolare per la nuova vita dei materiali
a cura di: Enrico Malfa, Diretto Ricerca & Sviluppo di Tenova................................................................... pag.57
Eventi AIM / AIM events ....................................................................................... pag.58 Comitati tecnici / Study groups ............................................................................ pag.60 Cicpnd cambia Governance ................................................................................... pag.61 Normativa / Standards .......................................................................................... pag.62
editoriale - editorial
“
L’AIM è riuscita non solo a dare continuità all’organizzazione di questo evento, ma anche a rinnovarne il successo.
AIM has managed not only to give continuity to the organization of this event, but also to renew its success.
Ing. Giantonio Toldo Element Materials Technology - Presidente del Comitato Tecnico AIM Controllo e Caratterizzazione Prodotti
NUMERO SPECIALE SULLE PROVE MECCANICHE
SPECIAL ISSUE ABOUT MECHANICAL TESTS
Il presente numero de “La metallurgia Italiana”, raccoglie,
This issue of "La metallurgia Italiana" collects, among the
tra le altre, una selezione di memorie presentate nella ses-
others, a selection of papers presented during the session
sione dedicata alle proprietà meccaniche dei materiali del
dedicated to the mechanical properties of materials of the
38° convegno nazionale dell’Associazione Italiana di Me-
38th national conference of the Italian Metallurgy Associa-
tallurgia.
tion.
Anche questo convegno, si è svolto in modalità remota,
This conference took place remotely, as it has been hap-
come ormai da tempo accade per la maggior parte delle
pening for some time yet, for most of the AIM events and
manifestazioni AIM e non solo. Nonostante questa modali-
beyond. Although this new meeting method inevitably ta-
tà inevitabilmente tolga qualcosa dal punto di vista umano,
kes something away from the human point of view, limiting
limitando l’interazione fra i partecipanti, non ha tolto niente
the interaction between the participants, it has not taken
alla qualità delle memorie proposte, che sono, a mio avvi-
anything away from the quality of the proposed memories,
so, di grande interesse e testimoniano come il settore dei
which are, in my opinion, of great interest and testify how
materiali sia sempre in grande fermento e alla base del pro-
the materials sector is always in great ferment and the basis
gresso tecnologico.
of technological progress.
Durante la sessione che ho avuto il piacere di presiedere
During the session that I had the pleasure of chairing to-
assieme all’ing. Mario Cusolito e all’ing. Igor Giroletti, sono
gether with Eng. Mario Cusolito and Eng. Igor Giroletti,
stati presentati otto lavori. Ne abbiamo selezionati due che
eight works were presented. We have selected two that
troverete scorrendo le pagine della rivista. Il primo riguar-
you will find in the following pages of the magazine. The
da lo studio del comportamento a compressione a tempe-
first concerns the study of the high temperature compres-
La Metallurgia Italiana - Maggio 2021
pagina 4
ratura elevata di schiume di alluminio. Il lavoro ci è piaciuto
sion behavior of aluminum foams. We particularly liked the
particolarmente perchè tratta un materiale ancora poco
paper because it deals with a material that is not yet wide-
diffuso ma ricco di potenzialità. Il secondo lavoro è una
spread but rich in potential. The second work is a “failure
“failure analysis” di un componente meccanico. La FA è un
analysis” of a mechanical component. FA is such a broad
argomento talmente ampio e multidisciplinare, che non
and multidisciplinary topic that you never get tired of di-
ci si stanca mai di parlarne e dal quale si attingono sempre
scussing it and from which interesting ideas are always
spunti interessanti. Non è un caso infatti, che il corso di
drawn. In fact, it is no coincidence that the Failure Analysis
Failure Analysis sia da sempre uno dei più seguiti fra quelli
course has always been one of the most followed among
proposti dall’AIM.
those offered by AIM.
Ci tengo a ringraziare tutti quelli che hanno contribuito
I would like to thank all those who contributed to the orga-
all’organizzazione del convegno e che vi hanno parteci-
nization of the conference and who attended it. Despite the
pato. Nonostante le mille difficoltà, imposte dal periodo,
many difficulties imposed by the period, AIM has managed
l’AIM è riuscita non solo a dare continuità all’organizzazio-
not only to give continuity to the organization of this event,
ne di questo evento, ma anche a rinnovarne il successo.
but also to renew its success.
Colgo l’occasione per ricordare i prossimi appuntamen-
I take this opportunity to remember the upcoming AIM ap-
ti AIM ed in particolare il corso di prove meccaniche che
pointments and in particular the mechanical testing course
si terrà il 26-27 ottobre e il 9-10 novembre. Con l’auspicio
to be held on October 26-27 and November 9-10. With the
che nei prossimi mesi si assista ad un marcato rallentamen-
hope that in the coming months there will be a significant
to della pandemia e il corso si possa svolgere nelle condi-
slowdown of the pandemic and it will be possible to hold
zioni di una ritrovata serenità che torni a farci incontrare di
the course in the conditions of a newfound serenity that
persona.
will let us meet again in person.
La Metallurgia Italiana - May 2021
pagina 5
Memorie scientifiche - Prove meccaniche
Failure analysis di ruote dentate P. Cerchier, E. R. Dal Piaz, L. Pezzato, A. Zambon, M. Dabalà, I. Calliari
Questo studio consiste in una failure analysis di ruote dentate montate su di una macchina agricola soggette a rotture
dei denti avvenute in esercizio. Due ruote sono state oggetto di analisi metallografiche, composizionali e fotografiche, nonché di prove di micro durezza e di osservazioni al microscopio elettronico. Le analisi fotografiche hanno subito
evidenziato una forte usura delle superfici del dente. Nonostante il meccanismo di rottura sia attribuibile alla fatica, non erano visibili le classiche linee di spiaggia sulla superficie di frattura e ciò probabilmente a causa del basso numero di cicli
che hanno portato alla rottura delle ruote dentate. L’analisi della composizione e della microstruttura dell’acciaio non hanno evidenziato criticità. Erano infatti presenti all’interno del materiale solfuri ma non in quantità tale da giustificare
il cedimento. In conclusione il materiale delle ruote non presentava anomalie pertanto le cause del cedimento degli organi analizzati erano da ricercarsi in un’errata progettazione degli stessi o in un loro errato montaggio.
PAROLE CHIAVE: FAILURE ANALYSIS, RUOTE DENTATE, ACCIAIO DA CARBOCEMENTAZIONE
INTRODUZIONE
Le ruote dentate sono organi meccanici utilizzati per trasmettere tra due alberi un moto rotatorio (momento meccanico) con un rapporto di trasmissione costante attraverso l’ingranamento di denti a profilo coniugato.
Le ruote dentate vengono classificate principalmente nelle seguenti due categorie: cilindriche con denti paralleli
all’asse di rotazione e cilindriche a denti elicoidali, in cui i denti sono inclinati rispetto all’asse.
Quest’ultime, grazie al graduale ingranamento, risultano essere meno rumorose; inoltre, a causa della maggiore
superficie di contatto che le caratterizza, a parità di coppia scambiata, consentono di ridurre l’usura dei denti dovuta al contatto fisico.
Il mercato degli ingranaggi è molto vasto ed i settori in cui sono più utilizzati sono quello alimentare (impianti di
macinazione, agitatori, nastri trasportatori, etc.), l’industria
aeronautica (sistemi in motori ad elica o dispositivi per il
P. Cerchier, E. R. Dal Piaz, L. Pezzato, M. Dabalà, I. Calliari Dipartimento di Ingegneria Industriale,
Università degli Studi di Padova, Padova
A. Zambon
Dipartimento di Tecnica e Gestione dei Sistemi Industriali, Università degli Studi di Padova, Vicenza
controllo dei velivoli), l’automazione (robot industriali, posizionatori di precisione, attrezzature a funzionamento
intermittente, …) e quello dei mezzi di trasporto (dal settore automobilistico ai mezzi agricoli) [1]. Nel triennio 2013-2015
il mercato europeo degli ingranaggi ha avuto picchi attorno ai 9,4 miliardi di euro. Di questo mercato, Germania ed Italia
risultano essere i principali fornitori, in grado di soddisfare circa il 70% della domanda (43% Germania, 27% Italia) [2].
Il materiale maggiormente impiegato per la produzione La Metallurgia Italiana - Maggio 2021
pagina 6
Scientific papers - Mechanical tests
delle ruote dentate è l’acciaio. È molto importante che l’acciaio
possegga
elevata
durezza
superficiale,
che
garantisca contro il danneggiamento per usura, ma anche un’adeguata resistenza meccanica e buona tenacità contro i fenomeni di fatica flessionale. I
trattamenti
termochimici
consentono
di
ottenere
entrambe le proprietà nello stesso componente. Infatti il trattamento termico massivo, quale la bonifica, conferisce
al pezzo resistenza e tenacità mentre il trattamento superficiale (cementazione o nitrurazione) produce un
sensibile incremento della durezza sulla superficie del dente inducendo, al contempo, stati tensionali residui di compressione.
Pertanto, benché vi siano molte applicazioni in cui le ruote dentate entrano in esercizio senza essere indurite superficialmente, per tutte le applicazioni speciali ove è
richiesta elevata affidabilità della costruzione meccanica
è invece abituale eseguire trattamenti di cementazione o nitrurazione.
Di questi la cementazione, o carburazione, è il trattamento
più impiegato: in questo caso la ruota viene tenuta per circa
si può incorrere nel fenomeno di iper-cementazione, con la
formazione di tensioni residue di trazione e che possono risultare in seguito particolarmente dannose a causa della formazione di micropitting. Lo spessore dello strato deve
essere limitato a quanto riportato nelle caratteristiche
tecniche e dal comportamento in esercizio dell’ingranaggio, in quanto la tenacità a frattura del materiale tende a diminuire
a seguito del processo di indurimento effettuato con processi termochimici. Per tali ragioni, la profondità ottimale
dovrebbe essere contenuta entro un certo intervallo, in funzione della dimensione del pezzo da trattare [6, 7].
Un corretto trattamento di carbocementazione è quindi molto importante per evitare la rottura del componente in esercizio, ma non è l’unico fattore a determinarne l’affidabilità.
I vari tipi di cedimenti della ruota dentata possono essere raggruppati sotto tre grandi famiglie: 1) cedimenti per fatica flessionale al piede del dente; 2) cedimenti per
danneggiamento superficiale e sub-superficiale (fatica da contatto); 3) cedimenti per grippaggio (scuffing o scoring).
I cedimenti per grippaggio sono di solito collegati a fenomeni
2-5 ore ad una temperatura compresa fra 825°C e 925°C in
di scarsa o carente lubrificazione che si instaurano per via
fase gli strati più superficiali del pezzo adsorbono carbonio
temperatura e carico trasmesso.
il pezzo viene temprato in olio e rinvenuto a temperature
molto più complesse giacché entrano in gioco attivamente
L'indurimento superficiale si manifesta per fenomeni di
prodotto dal contatto ripetuto in zone prossime alla
base ferro che, dopo tempra, assume struttura martensitica.
causa meno comune e può manifestarsi nel caso molto raro
con spessori efficaci dell’ordine di 1-3 mm. Al termine del
non adatti, che hanno subito un errato trattamento termico
le operazioni di lavorazione di finitura (rettifica) per via delle
[8].
a seguito della tempra.[3]
comparativa su due ruote dentate che ha permesso di
determinata la qualità del trattamento termochimico. Il
coinvolti nel manifestarsi dei cedimenti. La failure analysis,
interessata da benefici stati tensionali di compressione
perché, identificando le cause di rottura di un componente,
particolare, il comportamento a fatica del componente
che l’incidente si ripeta.
atmosfera gassosa ricca in monossido di carbonio. In questa
delle condizioni operative imposte da velocità di rotazione,
raggiungendo un tenore dello 0,7÷0,9%. Successivamente
Le rotture imputabili a fenomeni di fatica da contatto sono
comprese fra 150°C e 200°C.
sia il materiale scelto, sia lo stato di sollecitazione locale
soluzione solida interstiziale del carbonio nella matrice a
superficie. Infine la rottura per fatica a piede del dente è la
Le durezze raggiungibili sono comprese tra i 700 e i 900 HV,
di un errato dimensionamento, dell'impiego di materiali
trattamento di cementazione è sempre necessario effettuare
o ancora dell’errato montaggio dell'organo di trasmissione
inevitabili deformazioni indotte sulla dentatura in particolare,
In questo lavoro viene descritta una failure analysis
Lo strato indurito efficace è il riferimento tramite cui viene
discriminare quali fossero i meccanismi prevalentemente
motivo principale risiede nel fatto che l’entità della zona
o analisi delle rotture, è uno studio molto importante
aumenta al crescere della profondità di indurimento. In
è possibile prendere i provvedimenti necessari per evitare
risulta essere migliore con l’aumentare della profondità di cementazione [4, 5].
D’altro canto, un trattamento troppo spinto con un eccessivo
spessore dello strato indurito è controproducente in quanto La Metallurgia Italiana - May 2021
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Memorie scientifiche - Prove meccaniche
MATERIALI E METODI
Il presente studio si propone di identificare le cause di alcune rotture di ruote dentate che erano parte della trasmissione di un trinciaerba (Figura 1). Le rotture si sono verificate ripetutamente e dopo poche ore di lavoro.
Fig.1 - Immagine delle ruote dentate nell’ambiente di lavoro / gear wheels in the workplace Sono state quindi analizzate due di queste ruote coniche, di diametro di 155mm. Una ruota, denominata A (Fig. 2a), sebbene
possedesse ancora tutti i denti, presentava due cricche profonde alla base di due denti adiacenti, mentre l’altra ruota, denominata B (Fig. 2b), aveva due denti rotti in posizione adiacente
Fig.2 - Immagine delle ruote dentate analizzate: una ruota con cricche alla base del dente (a) ed una con rottura di due denti adiacenti (b) / Image of the analyzed gear wheels: a wheel with cracks at the base of the tooth (a) and one with breakage of two adjacent teeth (b)
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Scientific papers - Mechanical tests
È stato esaminato un dente per ciascuna ruota, nel primo
eventuali inclusioni presenti nell’acciaio. Successivamente
caso uno di quelli distaccati mentre nel secondo caso il
i campioni sono stati attaccati chimicamente con una so-
campione è stato ricavato aprendo la cricca. I campioni
luzione di alcool etilico contenente il 5% di acido nitrico
sono stati puliti in acetone ed ultrasuoni. È stata determi-
(Nital 5%). Sono poi state effettuate prove di micro-durez-
nata la composizione chimica dell’acciaio con un quanto-
za Vickers, con l’applicazione di un carico di 200g per 30
metro Thermofisher ARL iSpark 8860 e si è quindi procedu-
secondi.
to con l’osservazione con stereomicroscopio (Zeiss Stemi
Impiegando un microdurometro (Leitz Durimet), è stato
2000-C) e microscopio elettronico (SEM) (Cambridge Ste-
realizzato un profilo di durezza a partire dal bordo ester-
reoscan 440 con sonda EDS Philips PV9800) delle superfici
no del dente e procedendo fino al cuore, permettendo di
di frattura. Ciascun dente è stato anche tagliato, inglobato
calcolare la profondità raggiunta dal trattamento di carbo-
in sezione e lucidato. I provini sono stati quindi osservati al
cementazione.
microscopio ottico (Leica DMRE) e al SEM per studiare le RISULTATI Innanzitutto, osservando le ruote, si è notato che tutte le
fratture sono avvenute alla base dei denti, punti ove lo sforzo indotto dalla flessione è massimo. Sono inoltre
L’usura non è inoltre distribuita in maniera uniforme su tutto il fianco dei denti.
molto evidenti sui fianchi di tutti i denti severi segni di usura.
Fig.4 - Evidenti segni di usura al fianco dei denti delle ruote analizzate. / Clear signs of wear on the side of the teeth of the analyzed wheels.
La presenza delle cricche alla base dei denti della ruota A
la propagazione sia avvenuta molto velocemente, ovvero
cicli di carico-scarico. Nonostante ciò le superfici di frattura
innesco (Fig. 3) non sono visibili macroscopicamente
indica come queste si propaghino per fatica durante diversi
osservate non presentano linee di spiaggia o la tipica
morfologia della rottura per fatica. Questo fa supporre che
La Metallurgia Italiana - May 2021
nell’arco di relativamente pochi cicli. Inoltre nei punti di difetti.
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Memorie scientifiche - Prove meccaniche
Fig.5 - Foto allo steromicroscopio dei punti di innesco delle cricche nella ruota A (a) e B (b). / Steromicroscope photos of the trigger points of cracks in wheel A (a) and B (b).
Tab.1 - Composizione delle ruote dentate analizzate / Composition of the analyzed gear wheels. C [%]
Mn [%]
Si [%]
S [%]
P [%]
Cr [%]
Ni [%]
Mo [%]
Al [%]
V [%]
0,22
1,238
0,253
0,0238
0,0107
1,141
0,0983
0,018
0,0234
0,004
Cu [%]
Ca [%]
Sn [%]
Ti [%]
Co [%]
As [%]
Pb [%]
B [%]
Nb [%]
Ta [%]
0,175
0,0008
0,0079
0,0019
0,0141
0,0097
0,0002
0,0004
0,0014
0,0001
Zr [%]
W [%]
Zn [%]
Sb [%]
Mg [%]
Bi [%]
N [%]
Fe [%]
0,0017
0,0012
0,0009
0,0009
0,0006
0,0001
0,001
96,75
La composizione chimica dell’acciaio è riportata in Tabella
processo di diffusione del carbonio è favorito. Il manganese
20MnCrS5, comunemente chiamato Case Hardening Ste-
sossidante, mentre lo zolfo migliora la lavorabilità alle mac-
1. Secondo la norma UNI EN 10084 l’acciaio risulta essere el. Un tenore di carbonio relativamente basso è funzionale
a una corretta carbocementazione. In questo caso, infatti, durante il trattamento è più accentuato il gradiente di concentrazione tra il carbonio presente sulla superficie del pezzo e quello presente all’interno del pezzo stesso e perciò il
migliora la temprabilità dell’acciaio ed è utilizzato come dichine utensili.
L’analisi al microscopio ottico evidenza una microstruttura consistente in martensite rinvenuta che arriva fino a cuore
e uno strato carbocementato uniforme lungo tutto il profilo del dente.
Fig.6 - Microstrutture delle ruote dentate: strato superficiale ricco in cementite (a) e martensite rinvenuta a cuore del dente (b).
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pagina 10
Scientific papers - Mechanical tests I risultati delle misure di micro-durezza effettuate sono state riportate in Fig. 4.
Fig.7 - Profilo di durezza Vickers dalla superficie del dente analizzato. / Vickers hardness profile from the surface of the analyzed tooth. Dai dati è possibile notare che lo strato indurito efficace car-
superficie di frattura mentre nella sezione del pezzo ha mo-
dente aveva una durezza in superficie di 700 HV, dato nella
ed il pitting presente in corrispondenza della superficie for-
bocementato aveva uno spessore di circa 800 μm e che il
norma. L’analisi al SEM non ha evidenziato particolarità sulla
strato la presenza di numerosi solfuri di manganese (Fig. 8a) temente usurata (Fig. 8b).
Fig.8 - Immagine SEM con spettro EDS dei solfuri di manganese (a) e del pitting sulla superficie usurata del dente (b). / SEM image with EDS spectrum of manganese sulphides (a) and pitting on the worn surface of the tooth (b). CONCLUSIONI Sono state analizzate due ruote dentate ai fini di identificarne le cause di cedimento verificatosi dopo poche ore di esercizio. L’osservazione delle stesse ha subito evidenziato una rottura per fatica a piede del dente. Sebbene la superficie di frattura non presentasse la tipica morfologia della fatica questo fatto è stato imputato al fatto che la cricca si è propagata velocemente durante pochi cicli di carico-scarico. Si è verificato che l’acciaio analizzato presenta una composizione chimica compatibile con il 20MnCrS5 in accordo alla UNI 10084 il quale è un acciaio adatto alla produzione di ingranaggi. La microstruttura e l’andamento dei valori di micro-durezza hanno evidenziato corretti trattamenti termici massivi ed una regolare esecuzione del trattamento di carbocementazione della superficie. Sono presenti all’interno del materiale solfuri di manganese ma non in quantità tale da giustificare il
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Memorie scientifiche - Prove meccaniche
cedimento. Sono altresì evidenti severi segni di usura che non sono distribuiti in modo uniforme sul fianco del dente: poiché il materiale delle ruote non presenta anomalie, le cause del cedimento degli organi analizzati sono da ricercarsi in un’errata progettazione degli stessi o in un loro errato montaggio. La correttezza del dimensionamento riveste un ruolo fondamentale sulla durata di questi componenti meccanici. Una progettazione geometrica poco accurata ed imprecisa può portare al mancato rispetto di alcune tolleranze e causare strisciamenti. Anche assemblaggio ed installazione ricoprono un ruolo determinante per l’esercizio, e quindi la vita utile, delle ruote dentate. Un corretto assemblaggio deve infatti evitare l’errato allineamento dei denti che può essere causa di inaspettati sovraccarichi lungo la linea di contatto tra dente e dente. In conclusione questo studio ha evidenziato come, nello svolgimento di una failure analysis, è importante non trascurare nessuna delle possibili cause di rottura: sebbene errori di progettazione e assemblaggio siano poco frequenti, nel caso in esame questi sono infatti stati i responsabili dell’evidente forte usura sul fianco dei denti e delle frequenti rotture per fatica dopo poche ore di esercizio.
BIBLIOGRAFIA [1]
Sorrenti A. Analisi di mercato di riduttori e moltiplicatori meccanici: attrattività e prospettive di business, Tesi di Laurea Specialistica, Politecnico di Milano. 2011; 64 – 76.
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Boniardi M, Diavoli P, D’Errico F, Fusetti F. Effetto del trattamento termico superficiale sulla resistenza al pitting di ruote dentate. La Metallurgia Italiana; 2003; 25-32.
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Genel K, Demirkol M. Effect of ion nitriding on fatigue behaviour of AISI 4140 steel, Materials Science and Engineering A 279. 2000; 207.
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Taucher H. Fatigue Strength of Steels and Cast Irons (in German), Fachbuchverlag, Liepzig. 1978.
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Boniardi M, Diavoli P, Caprioglio M, Mancuso A. Ingranaggi: Cementazione e nitrurazione a confronto. Organi di trasmissione. 2003; 112-122.
Failure analysis of gear wheels This study consists of a failure analysis of gear wheels mounted on an agricultural machine subject to several breakages
in operation. Two gears were the subject of metallographic, compositional and photographic analyzes, as well as micro hardness tests and electron microscope observations. The photographic analyzes clearly highlighted a strong wear of
the tooth surfaces. Although the failure mechanism is attributable to fatigue, the classic fatigue morphology patterns on the fracture surface were not visible and this was probably due to the low number of cycles that led to the failure
of the gears. The analysis of the composition and microstructure of the steel did not reveal any critical issue. In fact, sulphides were present within the material but not in such quantities as to justify the failure. In conclusion, the material of the wheels did not present anomalies, therefore the causes of the failure of the analyzed parts were to be found in an incorrect design or in their incorrect assembly.
KEYWORDS: FAILURE ANALYSIS, GEARWHEELS, CARBURIZING STEEL
La Metallurgia Italiana - Maggio 2021
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Scientific papers - Mechanical tests
Studio a compressione statica di pannelli honeycomb G. Costanza, S. Ferrigno, M.E. Tata
Lo scopo del presente lavoro è illustrare i risultati dello studio condotto su pannelli a struttura sandwich in honeycomb di alluminio con celle esagonali mediante prove di compressione statica. In particolare si è voluto valutare il comportamento dell’anima di tali pannelli sottoposti a carichi di compressione. Lo studio è stato condotto in due fasi: nella prima fase sono stati realizzati dei campioni, a partire da un pannello di honeycomb di alluminio, con la stessa area superficiale e sono stati sottoposti a prove di compressione statica per valutare la ripetibilità dei risultati. Nella seconda fase sono state effettuate delle prove di compressione statica su campioni con diverso numero di celle, realizzati in modo analogo alla prima fase dello studio. Dall’analisi dell’andamento delle curve si evidenzia un comportamento ripetibile del materiale nei confronti di una sollecitazione di compressione statica. Le prove nella seconda parte dello studio sono state effettuate per analizzare l’effetto del numero di celle, della loro configurazione e del numero di pareti sulla resistenza del materiale a compressione. È stata riscontrata una proporzionalità diretta tra lo stress di plateau e il numero di celle sottoposte a compressione statica. Il valore medio del carico specifico (carico/perimetro delle celle) ottenuto è di 17,2 N/mm per il picco massimo iniziale e un carico specifico medio di 6,7 N/mm nel plateau. All’aumentare del numero di celle, aumentando il perimetro, si osserva una redistribuzione pressoché uniforme del carico tra le celle; è pertanto possibile, partire dal valore di resistenza a compressione della singola cella, determinare il numero di celle necessario in funzione delle caratteristiche meccaniche da ottenere.
PAROLE CHIAVE: MATERIALI COMPOSITI, PANNELLI SANDWICH, HONEYCOMB DI ALLUMINIO, COMPRESSIONE STATICA, CELLE ESAGONALI INTRODUZIONE
I materiali cellulari, comprese schiume e honeycomb,
sono una classe di materiali con bassa densità, buona re-
sistenza specifica, elevato modulo specifico ed eccellente capacità di assorbire energia. Diversi studi si sono concen-
trati su questi nuovi materiali permettendone applicazioni soprattutto nell’industria automobilistica, aerospaziale,
dei trasporti e protezioni per esplosioni [1-6]. Le proprietà
meccaniche delle strutture cellulari sono state studiate da diversi autori focalizzandosi sulla topologia geometrica [7,
8], metodi di produzione [9, 10] meccanismi di deforma-
zione [11, 12], assorbimento di energia [13] effetto della ve-
G. Costanza, S. Ferrigno, M.E. Tata Dipartimento di Ingegneria Industriale,
Università di Roma Tor Vergata, Roma, Italia
locità di deformazione [14, 15] e resistenza allo shock [16,
17]. Infatti l’utilizzo di materiali cellulari permette di ridurre il peso dei componenti realizzati e, sfruttando l’elevata rigidezza specifica e l’integrazione multifunzionale, garantisce
al contempo prestazioni equiparabili e talvolta superiori ai materiali tradizionali [16, 17]. Si considerano sempre materiali cellulari anche combinazioni di questi con altri materiali
massivi, come i pannelli sandwich. Questi sono strutture
costituite da tre parti distinte: le pelli, il core e l’adesivo.
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Memorie scientifiche - Prove meccaniche
Le pelli del pannello sandwich sono in genere due lamiere
sottili, rigide e resistenti formate da materiale denso, sepa-
rate da uno strato spesso di materiale cellulare, il core. La rigidezza flessionale che si ottiene con questa disposizione
è di gran lunga superiore a quella che si ottiene con una sin-
gola piastra solida avente stesso peso e costituita dello stesso materiale delle lamine superficiali. Il core è un elemento
essenziale nei pannelli sandwich e ha molteplici funzioni:
deve avere un’adeguata rigidezza al taglio, per garantire che quando il pannello è piegato, le facce non scorrano una ri-
spetto all’altra. Se quest’ultima condizione non è soddisfatta le facce si comportano semplicemente come due travi in-
dipendenti. Il core deve essere anche abbastanza rigido da
impedire che si verifichino delle instabilità locali a causa di sforzi di compressione agenti sulla lamina superficiale. Que-
sto studio ha riguardato il core in honeycomb a celle esago-
nali. Esso si presenta come una struttura a nido d’ape capace
di assolvere le principali funzioni del core e di minimizzare il peso della struttura. In particolare, il nido d’ape d’alluminio
(Fig. 1) è leggero, resistente alla compressione ed al taglio,
resistente al fuoco e alla corrosione ed è riciclabile. Lo studio dei meccanismi di deformazione realizzato sulle celle esagonali dell’honeycomb evidenzia che se sollecitate nel
loro piano, esse presentano una rigidezza e una resistenza basse poiché le sollecitazioni hanno la tendenza a curvare le pareti cellulari. La rigidezza e la resistenza nella direzione
normale al piano X-Y sono invece molto maggiori essendo legate alla compressione o all’estensione delle pareti delle celle.
Fig.1 - Pannello e campioni con struttura a nido d'ape in alluminio / Panel and aluminum samples with honeycomb structure. Le proprietà del core dei pannelli sandwich nel piano e fuori piano sono sostanzialmente diverse perché i meccanismi
con cui le celle si deformano e giungono a rottura sono differenti. Gli honeycomb sono molto più rigidi se vengono caricati lungo l’asse di sviluppo del prisma delle celle, ov-
vero parallelamente a Z. La funzione del core di un pannello
sandwich è quella di resistere allo sforzo normale e al taglio agenti nel piano degli assi dei prismi esagonali. Quando un
pannello viene caricato lungo l’asse Z, le pareti cellulari vengono tirate o compresse e il loro modulo è maggiore
rispetto a quello ottenuto nel caso di sollecitazione del pannello nel piano. La resistenza al collasso plastico aumenta in maniera considerevole. C’è la possibilità che alcune celle degli honeycomb si rompano o si deformino durante lo svolgimento del proprio ruolo a causa di eventi di varia natu-
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ra. Diverse simulazioni numeriche [18] mettono in evidenza
che la resistenza di un honeycomb è fortemente dipendente
dalla geometria e dai difetti delle celle: una perdita di solo il 5% delle pareti cellulari provoca una riduzione di più del
30% del modulo di resistenza. Lo studio di honeycomb in
alluminio con celle regolari ha indicato che il collasso di una singola cella causi l’innesco della frattura interna al materiale. In questa ottica si è testato a compressione il core in honeycomb al variare del numero di celle.
MATERIALI E PROCEDURE SPERIMENTALI
L’attività sperimentale, composta di due distinte fasi, è sta-
ta condotta mediante prove di compressione statica, su dei
campioni di honeycomb in lega di alluminio (lega serie 3000) con celle esagonali (lato 4 mm), estratti da un pannello san-
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Scientific papers - Mechanical tests
dwich (dimensioni 2500 mm x 1300 mm) privato delle pel-
campioni di forma quadrata, aventi approssimativamente la
comportamento dell’honeycomb di alluminio, mediante 4
a 50 mm (Fig. 4).
li esterne. Nella prima parte dello studio è stato valutato il
stessa area di base (1100 mm2 e i 1400 mm2) e di altezza pari
Fig.2 - Provino in honeycomb fra i piatti della macchina di
Fig.3 - Provino in honeycomb durante la prova di com-
compressione / Honeycomb sample in the compression
pressione. / Specimen in honeycomb during the compres-
machine plates.
sion test.
La prova di compressione statica, a cui sono stati sottopo-
pione prima della prova di compressione e durante la stessa
stamento della traversa costante pari a 5 mm/min. La prova
rale di un campione indeformato e un ingrandimento di una
sti i campioni una volta tagliati, è avvenuta a velocità di spoè stata interrotta una volta raggiunta una deformazione del
campione dell’80%. Nelle fig. 2 e 3 si può vedere un cam-
rispettivamente. Nelle Fig. 4 e 5 si può vedere la vista lateporzione della faccia del campione al termine della prova di compressione.
Fig.4 - Vista laterale di un provino in honeycomb/
Fig.5 - Ingrandimento su una porzione della faccia del pro-
Side view of a honeycomb specimen.
vino al termine della prova di compressione/ Magnification of the face of the specimen at the end of the compression test
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Memorie scientifiche - Prove meccaniche
La seconda fase del lavoro ha avuto come scopo l’analisi
dal pannello di honeycomb di alluminio, diversi campioni
della resistenza del materiale al variare del numero di celle di
aventi un numero di celle crescenti, da uno fino a sei celle,
cui esso è composto. Sono stati altresì analizzati fenomeni
disposte adiacenti fra di loro, come rappresentato nella Fig.
d’instabilità e le modalità di collasso del provino durante
6. Per ciascuna tipologia di campione (con diverso numero
la compressione. Inizialmente sono stati ricavati, a partire
di celle), sono stati realizzati 3 provini uguali.
Fig.6 - Vista dall'alto delle celle esagonali estratte dall'ho-
Fig.7 - Vista dall'alto delle celle esagonali dopo compres-
neycomb di alluminio / Top view of the hexagonal cells ex-
sione / Top view of the hexagonal cells after compression
tracted from the aluminum honeycomb
Realizzare più prove su campioni con uno stesso numero
RISULTATI E DISCUSSIONE
di celle è risultato utile per due ragioni. In primis valutare la
Il risultato delle prove di compressione è rappresentato dalla
ripetibilità nel comportamento a compressione statica nel
curva carico-spostamento a cui è stato sottoposto ciascuno
caso di una data configurazione di celle; secondariamente
dei quattro provini. Per il calcolo dell’area della sezione è
valutare l’instabilità del provino, che è prodotta dalle
stata fatta una approssimazione in quanto l’honeycomb ha
inevitabili imperfezioni della struttura legate al metodo
una configurazione a nido d’ape e quindi presenta in gran
manuale di realizzazione dei provini. L’inflessione che può
parte una superficie cava. Per semplicità è stata presa in
generarsi in fase di compressione causa l’instabilità del
considerazione tutta la superficie, come se fosse stata piena,
provino e il conseguente collasso della struttura. Il provino
trascurando le zone cave. Nella Fig. 8 vengono rappresentate
non si deforma lungo il suo asse in fase di compressione, ma
insieme le curve σ - ε dei 4 campioni. È possibile individuare
si disallinea. Lo studio è stato condotto per valutare come all’aumentare del numero di celle e a seconda della loro
in ciascuna curva tre zone caratteristiche: per piccole
deformazioni abbiamo il picco massimo iniziale raggiunto
reciproca disposizione, si vadano a modificare le proprietà
dal campione sottoposto a compressione statica, una
dell’honeycomb stesso. Anche in questa seconda parte del
zona centrale in cui è possibile identificare un’ampia zona
lavoro le prove di compressione sono state effettuate con
di plateau e infine una parte di densificazione per grandi
velocità di spostamento della traversa pari a 5 mm/min.
deformazioni. La Tab. 1 riporta i principali risultati ricavati
Tutti i provini, indipendentemente dal numero di celle,
dall’analisi dei grafici di compressione statica, in particolare:
presentano sempre un’altezza pari a 50 mm. Nella Fig. 7 si
l’area di base, il picco iniziale e il sigma medio di plateau.
possono vedere alcuni provini con diverso numero di celle al termine della prova di compressione.
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Scientific papers - Mechanical tests
Prova 1
Prova 2
Prova 3
Prova 4
Area di base (mm2)
1091
1185
1215
1496
Deformazione finale (%)
86,9
87,9
93,2
89,4
Picco iniziale (MPa)
6,8
6,4
7,9
6,5
Sigma medio di Plateau (MPa)
3,2
3,1
3,1
2,8
Fig.8 - Grafici di compressione dei 4 campioni di ho-
Tab.1 - Risultati delle prove di compressione/
neycomb/ Compression graphs of the 4 honeycomb sam-
Compression test results
ples Andando a confrontare i dati ottenuti dalle quattro prove
sui 3 provini con lo stesso numero di celle. Dall’analisi dei
effettuate si può notare come a parità (o quasi) di area di base
grafici in Fig. 9 si può osservare che: le curve ottenute per
e di altezza del provino, il comportamento dell’honeycomb
i provini con un diverso numero di celle presentano un
di alluminio sia equivalente. I valori del picco iniziale vanno
andamento analogo. Il valore del picco massimo iniziale e
da 6,4 a 7,9 MPa e il valore medio del sigma di plateau varia
del sigma di plateau aumentano al crescere del numero di
da 2,8 a 3,1 MPa mantenendosi quindi pressoché costanti.
celle. L’andamento simile delle curve mette in evidenza un
Si evidenzia come il provino numero 4, pur avendo un’area
comportamento regolare del materiale nei confronti di una
di base più estesa, raggiunga in proporzione un valore di
prova di compressione statica. I valori crescenti sia del picco
picco iniziale inferiore. I risultati ottenuti sono soddisfacenti
massimo che del sigma di plateau sono dovuti al fatto che
in quanto mettono in evidenza un comportamento del
all’aumentare del numero di celle e quindi della superficie
materiale stabile e ripetibile.
su cui è distribuito il carico si riduce la tensione e quindi
Per quanto riguarda la seconda parte dello studio, in Fig.
aumenta la resistenza dell’honeycomb di alluminio. La
9 sono rappresentate le curve carico-deformazione al
Tab. 2 presenta i risultati medi delle prove di compressione
variare del numero di celle. Ciascuna delle curve è stata
statica realizzati sui provini con differente numero di celle.
ottenuta facendo la media dei risultati delle prove svolte
N. celle
Picco max iniziale (N)
Deformazione finale (%)
Carico di Plateau (N)
1
365,4
94,4
142,0
2
738,2
93.5
337,0
3
1125,6
93,2
363,2
4
1130,2
89,5
520,5
5
1536,6
87,5
617,8
6
1779,0
90,0
784,0
Fig.9 - Grafici carico-deformazione dei provini con diffe-
Tab.2 - Risultati medi delle prove di compressione statica
rente numero di celle / Load-strain graphs of specimens
realizzati su provini con differente numero di celle /
with different number of cells.
Average results of static compression tests carried out on specimens with different number of cells.
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Memorie scientifiche - Prove meccaniche
Dall’analisi dei risultati si può desumere quanto segue: 1) Il picco massimo iniziale del carico sopportato dal provino è direttamente proporzionale al numero di celle presenti. Tanto maggiori è il numero di celle tanto più alto è il valore di tale carico. 2) I provini con le celle disposte a forma di triangolo o simili, ovvero quelli aventi 3 celle, 5 celle e 6 celle, sono quelli più stabili in fase di compressione. 3) Il valore medio del carico che si registra durante il plateau risulta essere proporzionale al numero di celle del provino, analogamente a quanto visto per il picco massimo iniziale.
Tab.3 - Perimetro in funzione dei lati effettivi, Risultati medi delle deformazioni e dei carichi lineari (carico/
perimetro effettivo) delle prove di compressione statica su provini con differente numero di celle / Perime-
ter as a function of the actual sides, Average results of deformations and linear loads (load / actual perimeter) of static compression tests on specimens with different number of cells.
N. celle
N. lati effettivi
Perimetro effettivo (mm)
Picco max iniziale (N/mm)
Def. Finale (%)
Carico di Plateau (N/mm)
1
6
24
15,2
94,4
5,9
2
11
44
16,7
93.5
7,7
3
15
60
18,6
93,2
6,0
4
19
76
14,9
89,5
6,9
5
23
92
16,7
87,5
6,7
6
27
108
16,5
90,0
7,3
Fig.10 - Esempio di lati in comune fra le diverse celle/
Fig.11 - Curve medie carico/perimetro effettivo – defor-
Example of sides in common between the different cells.
mazione per i provini con differente numero di celle./ Average load / effective perimeter curves - deformation for specimens with different number of cells.
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Scientific papers - Mechanical tests
I provini caratterizzati dallo stesso numero di celle hanno
grafico di Fig. 11 si possono notare due aspetti importanti:
risposto alla prova di compressione in maniera equivalente.
le curve ottenute per i provini con un diverso numero
Il carico registrato durante le prove di compressione statica
di celle presentano un andamento analogo; il valore
è stato poi diviso per il perimetro relativo per ciascuno dei
pressoché costante del picco massimo iniziale e del
provini, per studiare come si redistribuisce all’aumentare
sigma di plateau all’aumentare del numero di celle. Ciò
del numero di celle. È stato deciso di dividere il carico per il
vuol dire che all’aumentare della resistenza del provino,
perimetro e non per l’area della sezione resistente, poiché
aumentando di pari passo anche il perimetro effettivo, il
di fatto non si tratta di aree vere e proprie. Per semplicità
carico si redistribuisce equamente fra le varie pareti delle
di calcolo è stata assunta una lunghezza standard del lato
celle. La Tab. 3 sintetizza i principali risultati numerici al fine
della cella pari a 4 mm e si è tenuto conto una sola volta dei
di poterli facilmente confrontare fra di loro. Si può notare
lati in comune tra celle adiacenti (fig.10). La Tab. 3 riporta
che il valore medio del carico lineare associato al plateau
il valore numerico del perimetro effettivo dei provini con
è di circa 6,7 N/mm e un valore medio del picco massimo
un differente numero di celle che è stato considerato per il
iniziale di circa 17 N/mm. Tali valori risultano all’incirca
calcolo. La Fig. 11 mostra le sei curve medie (carico lineare
costanti e non dipendono dal numero di celle costituenti
in funzione della deformazione) ottenute per i provini con
l’honeycomb.
diverso numero di celle (da 1 a 6 celle). Analizzando il CONCLUSIONI L’honeycomb di alluminio (serie 3000) è un materiale che si contraddistingue per la sua leggerezza e per la sua elevata resistenza a compressione. I risultati ottenuti nello studio effettuato presentano una ridotta variabilità, mettendo in evidenza un comportamento del materiale piuttosto affidabile. Le prove di compressione statica effettuate nella prima fase dello studio, su campioni delle stesse dimensioni, hanno evidenziato una buona ripetibilità nei risultati, con dei valori del sigma di plateau e del picco massimo iniziale equivalenti. Nella seconda fase dello studio sono stati sottoposti a compressione statica alcuni campioni di honeycomb con un numero crescente di celle esagonali disposte secondo diverse configurazioni. I risultati dei test hanno mostrato un aumento proporzionale del carico massimo e del sigma medio di plateau all’aumentare del numero di celle. Inoltre, si è osservato che all’aumentare della resistenza, aumentando di pari passo anche il numero di celle e quindi il perimetro, il carico complessivo si ridistribuisce equamente fra le varie pareti delle celle. Lo dimostrano i valori di picco massimo iniziale e carico iniziale medio (N/mm) che assumono un valore all’incirca costante, indipendentemente dal numero di celle costituenti l’honeycomb. RINGRAZIAMENTI Gli autori ringraziano i Sigg. Benedetto Iacovone e Piero Plini per l’assistenza fornita nella preparazione dei provini.
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Memorie scientifiche - Prove meccaniche
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Scientific papers - Mechanical tests
Static compression study of honeycomb panel The aim of the present work is to illustrate the results of the study carried out on sandwich panels in aluminum ho-
neycomb with hexagonal cells by means of static compression tests. In particular, the focus is to evaluate the behavior of the core of these panels subjected to compressive loads. The study was carried out in two steps: in the first step, samples were manufactured, starting from an aluminum honeycomb panel, with the same surface area and were
subjected to static compression tests to evaluate the repeatability of the results. In the second step, static compression tests were performed on samples with different number of cells, carried out in a similar way to the first step of the study.
The analysis of the curves shows a repeatable behavior of the material in static compression tests. In the second part of
the study tests were carried out to analyze the effect of the number of cells, their configuration and the number of walls on the compressive strength of the material. A direct proportionality was found between plateau stress and the number
of cells subjected to static compression. The average value of the specific load (load / cell perimeter) obtained is 17.2
N / mm for the initial maximum peak and an average specific load of 6.7 N / mm in the plateau. As the number of cells increases, by increasing the perimeter, a uniform redistribution of the load between the various cells is observed; it is
therefore possible, starting from the specific compressive strength value of the single cell, to determine the number of cells required as a function of the mechanical characteristics to be obtained.
KEYWORDS: COMPOSITE MATERIALS, SANDWICH PANEL, ALUMINUM HONEYCOMB, STATIC COMPRESSION, HEXAGONAL CELLS
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Memorie scientifiche - Prove meccaniche
Lega A357 prodotta mediante SLM: studio del comportamento tribologico in condizioni di strisciamento non lubrificato L. Lorenzetti, L. Tonelli, L. Ceschini, C. Martini
Nel presente lavoro si valuta come la peculiare microstruttura risultante dal processo additivo di Selective Laser Melting (SLM), possa influenzare il comportamento ad attrito e usura della lega A357 (AlSi7Mg0.6) allo stato as-built, usando come termine di confronto la stessa lega colata in sabbia, successivamente sottoposta a pressatura isostatica a caldo e trattamento T6. Per i campioni prodotti mediante SLM sono state prese in considerazione due diverse combinazioni di parametri di processo volte ad ottimizzare, rispettivamente la produttività (serie P) e la microstruttura (serie M). Lo studio tribologico è stato effettuato mediante prove di strisciamento non lubrificato con geometria pattino-su-cilindro contro acciaio EN 100Cr6 (62 HRC), con carichi applicati nell’intervallo 20-60 N e velocità di strisciamento di 0.3 m/s. I risultati ottenuti hanno dimostrato che l’affinamento microstrutturale indotto dal processo SLM condotto con parametri ottimizzati riduce il tasso di usura della lega A357 rispetto al caso della produzione con tecnologie fusorie convenzionali, anche nelle condizioni as-built senza alcun post-trattamento, pur mantenendo coefficienti di attrito confrontabili anche ai carichi più elevati.
PAROLE CHIAVE: ADDITIVE MANUFACTURING, SLM, LPBF, MICROSTRUTTURA, ALSI7MG0.6, ATTRITO, USURA INTRODUZIONE
La tecnologia di manifattura additiva a letto di polvere Se-
lective Laser Melting (SLM), nota anche come Laser-based Powder Bed Fusion (LPBF) e basata sulla fusione selettiva
di strati successivi di finissime polveri metalliche, è sempre più largamente impiegata per la produzione di componenti
in lega di alluminio per applicazioni ingegneristiche in settori industriali come quello automobilistico, aerospaziale e
aeronautico. In questi ambiti, le leghe alluminio-silicio vengono diffusamente utilizzate, grazie ai noti vantaggi come l’elevata resistenza a corrosione, la bassa densità e l’alta
resistenza specifica, in generale ottenibile dopo opportuno trattamento termico [1].
L. Lorenzetti, L. Tonelli, L. Ceschini, C. Martini
Dipartimento di Ingegneria Industriale (DIN), Università di Bologna, Bologna, Italia
I processi additivi permettono una libertà di progettazione impossibile da raggiungere con tecnologie convenzionali, unitamente ad una semplificazione del ciclo produttivo e
a un notevole risparmio di materie prime. Occorre inoltre sottolineare che la microstruttura delle leghe AlSi prodotte mediante SLM differisce in modo sostanziale da quella dei
componenti ottenuti con processi fusori convenzionali.
L’elevato gradiente termico e le alte velocità di raffredda-
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pagina 22
Scientific papers - Mechanical tests mento tipiche del processo, infatti, favoriscono la formazio-
scansione usata; in particolare, utilizzando una strategia di
peculiare finezza microstrutturale allo stato as-built, che dà
no ottenere proprietà tribologiche migliori rispetto all’utiliz-
prodotte con tecnologie convenzionali [2]. Mentre sono nu-
In condizioni di strisciamento a secco contro acciaio, il mec-
ne di una soluzione solida sovrassatura, caratterizzata da una luogo a proprietà meccaniche differenti rispetto alle leghe
merosi i dati di letteratura sul comportamento meccanico, statico e a fatica, di componenti in lega di Al prodotti me-
diante SLM, il comportamento tribologico in condizioni di strisciamento è ancora in corso di studio e comprensione
e gli studi disponibili si focalizzano soprattutto sulla lega
AlSi12Mg. Prashanth et al. [3] hanno dimostrato che la lega AlSi12 prodotta tramite SLM, in condizioni di strisciamento a secco contro acciaio mostra un minor tasso d’usura (nello
stato as-built) rispetto al materiale ottenuto con tecnologie
fusorie convenzionali e non trattato termicamente, grazie
all’affinamento microstrutturale indotto dalle alte velocità di
raffreddamento tipiche del processo SLM. L’esecuzione di trattamenti termici di ricottura sulla lega SLM, invece, pro-
duce un incremento del tasso di usura al crescere della temperatura di trattamento (da 473 a 723 K per 6 h in atmosfera
di Ar), a causa di un ingrossamento microstrutturale. Kang
et al. [4] hanno verificato che, in condizioni di strisciamento
a secco, il tasso di usura della lega AlSi12 prodotta con SLM (nello stato as-built) è inferiore a quello misurato per leghe
scansione del letto di polvere del tipo chessboard si posso-
zo di altre metodologie di scansione.
canismo di usura principale per le leghe AlSi prodotte me-
diante SLM è stato identificato come un insieme di fenomeni
abrasivi e tribossidativi, con un aumento dell’incidenza dei
fenomeni di adesione al crescere della severità delle condizioni di prova [3, 5-7].
Mentre la maggior parte degli studi che riportano dati di carattere tribologico su leghe di alluminio fabbricate con SLM
si concentra sulle leghe AlSi10Mg e AlSi12 [2-9], un numero più limitato di studi [10-16], non centrati sul comportamento tribologico, è dedicato alla lega A357 (AlSi7Mg0.6), una delle
più utilizzate per la produzione di componenti automotive
come teste e basamenti motore. A causa dunque della so-
stanziale mancanza di dati sul comportamento tribologico della lega A357 SLM, in questo lavoro sono state svolte prove di strisciamento a secco su campioni in lega A357 prodotti
con SLM a partire dalle stesse polveri ma utilizzando due set di parametri di processo differenti volti, rispettivamente, ad ottimizzare la produttività o la microstruttura. La lega è stata
testata allo stato as-built. Come riferimento per il confronto
Al-Si-Cu estruse a caldo e dipende dalla potenza della sor-
è stata utilizzata la lega A357 colata in sabbia, sottoposta a
turale e la densità della lega prodotta mediante SLM. Liu et
T6. La caratterizzazione microstrutturale della lega nelle di-
gente laser, che influenza il grado di affinamento microstrut-
al. [5] hanno osservato come le proprietà tribologiche della
lega AlSi12 SLM siano strettamente correlate alla strategia di
pressatura isostatica a caldo (HIP) e a trattamento termico
verse condizioni di processo ha consentito l’interpretazione dei risultati ottenuti.
MATERIALI E METODI
Produzione di campioni SLM Barrette in lega A357 in forma di parallelepipedo (5x5x70 mm ) sono state prodotte mediante SLM a partire da un 3
unico lotto di polveri atomizzate in gas, fornito da LPW Technology Ltd (attualmente LPW Carpenter Additive, Car-
I campioni SLM sono stati prodotti utilizzando una macchi-
na MYSINT100 RM, prodotta da SISMA, dotata di sorgente laser da 200 W con un diametro dello spot di 55μm. Il pro-
cesso di fusione è stato effettuato in atmosfera di N2 con un
penter Technology Corporation, USA), con la seguente
contenuto di ossigeno residuo dello 0.1%, con direzione
Ti 0.13, Zn 0.08, altri 0.11. Prima del processo SLM, le pol-
rallelepipedi (Z) e utilizzando supporti conici. La strategia
composizione (% in peso): Al 92.1, Si 6.97, Mg 0.55, Fe 0.06, veri sono state preriscaldate a 333K per 3 ore per rimuovere l'umidità e prevenire la formazione di Al2O3 [16]. L'analisi
GDOES (Glow Discharge Optical Emission Spectroscopy,
Spectruma Analitik GDA 650) dei campioni SLM prodotti a partire da queste polveri, ha mostrato che la composizione della polvere è stata sostanzialmente preservata a valle del
di costruzione verticale rispetto all’asse maggiore dei padi scansione e i parametri di processo sono stati scelti ed impostati secondo due modalità: (i) stampa in condizioni di massima produttività (serie P); (ii) stampa in condizioni di
ottimizzazione della microstruttura (serie M) [16]. E’ stata adottata una strategia di scansione a scacchiera (con l'area delle isole di stampa di 4x4 mm2 per i campioni P e 3x3 mm2
processo. L'analisi GDOES effettuata anche sulla lega A357
per i campioni M) in modalità skywriting. Per promuovere
normativa ASTM E179-14, in termini compositivi.
sità, la strategia di scansione è stata ruotata di 67°. Per ogni
colata in sabbia ha evidenziato la piena corrispondenza alla
La Metallurgia Italiana - May 2021
un’omogenea fusione delle polveri e garantire elevata den-
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Memorie scientifiche - Prove meccaniche
layer processato, al fine di minimizzare i difetti superficiali, è
stampati utilizzando sempre una potenza di 175 W ma con
I campioni P sono stati fabbricati impiegando una potenza
0.08 mm. Ogni campione è stato prodotto con uno spesso-
stata eseguita una procedura di contornatura (contouring). di 175 W, una velocità di scansione di 1400 mm/s e una spa-
ziatura fra tracce laser di 0.12 mm. I campioni M sono stati
una velocità di scansione di 500 mm/s e una spaziatura di
re del layer di 0.02 mm in un'unica piattaforma di costruzio-
ne, senza preriscaldamento.
Caratterizzazione microstrutturale, topografica e durometrica
La caratterizzazione microstrutturale della lega A357 ottenuta con processo fusorio convenzionale e mediante SLM è
stata eseguita su campioni preparati con tecniche metallo-
grafiche standard ed attaccati chimicamente con il reattivo di Keller (1 mL HF, 1.5 mL HCl, 2.5 mL HNO3, 95 mL H2O). Le osservazioni microstrutturali superficiali e trasversali sono state eseguite mediante microscopia ottica convenzionale
(Reichert MeF3 A) e multifocale (Hirox HK 7700), considerando le direzioni parallela (XY) e perpendicolare (XZ) al fronte di stampa (asse Z) (schema in Fig.1).
La caratterizzazione topografica delle superfici è stata effettuata mediante profilometro a stilo (Hommelwerke T2000 con raggio di curvatura di 5 μm), utilizzando Lt=12.5 mm
(lunghezza di valutazione) e Lc=2.5 mm (lunghezza di campionamento), in accordo con la normativa ISO 4288-1997.
La densità dei campioni è stata misurata con una bilancia
analitica (con sensibilità di 0.0001 g), secondo il principio
di Archimede. Sono state eseguite prove di durezza Brinell
HBS 2.5/62.5/15 al fine di confrontare l’influenza dell’intero processo produttivo sulla durezza finale della lega; per
ciascun campione sono state svolte tre misurazioni. Sono
inoltre state eseguite misure di microdurezza Vickers HV0.1 (microdurometro Isoscan Galileo) sulle sezioni trasversali
lucidate, allo scopo di quantificare l’omogeneità micro-
strutturale dei campioni, effettuando 20 impronte per ciascun campione.
Prove di strisciamento non lubrificato
Le prove di strisciamento a secco sono state eseguite
costante (0.3 m s-1) e con carichi normali di 20, 40 e 60 N (per
mediante un tribometro con geometria di contatto patti-
ogni prova sono state eseguite almeno 2 ripetizioni). I cari-
figurazione, pattini stazionari di lega A357 (5x5x70 mm )
to hertziane massime rispettivamente di 61, 86 e 105 MPa.
no-su-cilindro (block-on-ring, ASTM G-77). In questa con3
sono posti in contatto di strisciamento contro un cilindro
rotante di diametro 40 mm, in acciaio 100Cr6 (AISI 52100)
temprato e disteso a 62 HRC di durezza, e avente una rugosità superficiale di Ra=0.09 ± 0.03μm. Nel caso dei pattini in
lega SLM, le superfici sono state sottoposte a prova tribologica così come stampate (as-built), senza alcun post-trattamento termico o di finitura superficiale. Al contrario, i pat-
tini in lega A357 sono stati ricavati da teste motore, colate
in sabbia e sottoposte a HIP e T6, e dunque sottoposti alla prova con la finitura indotta dalla lavorazione meccanica necessaria a realizzare i pattini. Ogni prova è stata eseguita in condizioni di umidità e temperatura atmosferiche (umidità
relativa compresa tra 50 e 60%), a velocità di strisciamento
chi normali selezionati hanno portato a pressioni di contat-
I valori della forza di attrito sono stati misurati in continuo,
durante ogni prova, in funzione della distanza di striscia-
mento, utilizzando una cella di carico a flessione. I valori del coefficiente di attrito sono stati mediati per ciascuna pro-
va in regime stazionario (200-1000 m). L’entità dell’usura è stata valutata misurando la profondità d’usura al centro e ai lati delle piste prodotte sui pattini (3 misure per ogni carico
normale applicato) e utilizzando il software di elaborazione
ImageJ. Le superfici usurate sono state caratterizzate trami-
te microscopio elettronico a scansione Zeiss EVO 50, do-
tato di microsonda a dispersione di energia (EDS), al fine di identificare i meccanismi di usura dominanti.
RISULTATI E DISCUSSIONE
Caratterizzazione microstrutturale In Figura 1 vengono mostrate rappresentazioni isometriche
tivamente, in condizioni di massima produttività (serie P) e
la lega A357 colata in sabbia, quindi sottoposta a HIP e T6
sono invece riportati i valori medi di rugosità superficiale (Ra
della microstruttura, costituite da immagini ottiche, sia per
di ottimizzazione della microstruttura (serie M). In Tabella 1
(cast, C), che per i campioni SLM as-built prodotti, rispet-
ed Rq), densità e durezza (HBS e HV0.1) rilevati sui campio-
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Scientific papers - Mechanical tests ni di prova. Le rappresentazioni isometriche illustrano, per
pools, caratterizzata da celle di α-Al di dimensioni sub-mi-
ciascun campione, le sezioni trasversali (XY), perpendico-
crometriche, circondate da una rete interconnessa di Si eu-
(XZ), parallele alla direzione di costruzione e corrispondenti
tettico (dimensioni medie circa 0.1-0.2 μm), come descritto in un precedente lavoro [17]. Queste caratteristiche micro-
mostrato la tipica microstruttura di solidificazione delle le-
mento e del gradiente termico tipici del processo SLM, che
lari alla direzione di costruzione Z e le sezioni longitudinali alle superfici usate per le prove tribologiche. La lega cast ha ghe AlSiMg allo stato di getto, caratterizzata da dendriti di α-Al (SDAS pari a circa 51.8 ± 2.7 μm) circondate da particelle
di silicio eutettico modificato, tondeggianti (dimensioni medie circa 5-10 μm). Allo stesso ingrandimento, consideran-
do le sezioni XY, i campioni SLM hanno invece mostrato la
strutturali sono il risultato dell'elevata velocità di raffredda-
portano alla formazione di una soluzione solida sovrassatura metastabile, caratterizzata da una peculiare finezza microstrutturale [8]. In genere, i bordi dei melt pools presentano
una microstruttura più grossolana rispetto al centro. Infatti, la possibilità di evidenziare i melt pools in immagini ottiche
microstruttura tipicamente indotta dal processo SLM, con
a basso ingrandimento, come quelle in Figura 1, è il risul-
presentano ogni singola passata del laser, che dà luogo alla
regioni cellulari più fini e più grossolane. Le differenze mi-
tracce di scansione laser ellissoidali sovrapposte che rapformazione delle tipiche pozze di fusione o melt pools. Le
sezioni XZ hanno invece mostrato melt pools semicilindrici,
dovuti alla fusione localizzata del letto di polvere e alla sovrapposizione con lo strato sottostante. Le immagini SEM,
a ingrandimento maggiore, dei campioni SLM hanno evidenziato una microstruttura molto fine all'interno dei melt
tato del contrasto indotto da questa specifica differenza tra crostrutturali tra queste due zone vengono generalmente correlate al prodotto GxR, dove G è il gradiente termico e
R il tasso di solidificazione [8], nonché alla diversa entità di segregazione e a modificazioni microstrutturali nella zona termicamente alterata, legate ai cicli termici indotti dai successivi passaggi del laser.
Fig.1 - Rappresentazioni isometriche della microstruttura dei campioni in A357 SLM prodotti in condizioni di: massima produttività (P) o ottimizzazione della microstruttura (M), a confronto con quella della stessa lega colata in sabbia (C); immagini al microscopio ottico in campo chiaro ed attacco con reattivo di Keller. La superficie utilizzata nelle prove tribologiche corrisponde al piano XZ evidenziato nello schema a destra dell’immagine. / Isometric views of the A357 SLM samples microstructure produced under conditions of: maximum productivity (P) or optimization of the microstructure (M) and compared with sand-cast A357, HIP + T6 (C); bright-field optical microscope images (etching: Keller’s). The surface used for tribological tests corresponds to the XZ plane highlighted in the diagram on the left-hand side.
Per quanto riguarda le differenze microstrutturali tra i cam-
per la strategia di stampa della serie M, che hanno prodot-
ficie usata per le prove tribologiche (Fig. 2), i provini della
maggiore nella serie M (218.75 J/mm3), rispetto alla serie
più fine e omogenea, con porosità di dimensioni ridotte e
strato di contornatura, sono state rilevate porosità di gran-
Ciò è probabilmente dovuto alla minore velocità (circa 1/3
2-b).
pioni SLM, osservate in sezione trasversale (XY) alla super-
serie M hanno mostrato una microstruttura visibilmente
frazione volumetrica inferiore rispetto a quelli della serie P.
to un valore della fluenza di fusione laser (energy density)
P (52.08 J/mm3). Inoltre, nel campione P, al confine con lo
di dimensioni (Fig. 2-a), non rilevate nel campione M (Fig.
rispetto a P) e alla ridotta spaziatura di scansione utilizzata
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Memorie scientifiche - Prove meccaniche
(a)
(b)
Fig.2 - Micrografie ottiche in sezione trasversale dei campioni SLM: P (a) ed M (b), che mostrano gli effetti della modifica nei parametri di processo e del contouring (attacco: Keller). / Optical cross-sectional micrographs of SLM samples: P (a) and M (b), showing the influence of process and contouring parameters (etching: Keller’s). Su ogni campione sono state effettuate prove di durezza Bri-
per soluzione solida, per affinamento microstrutturale e da
ziato nel campione ottenuto con fusione in sabbia, quindi
I risultati delle misure HV0.1 mostrano come i campioni M
nell su diversi piani (Tab. 1): i risultati ottenuti hanno eviden-
seconde fasi disperse.
sottoposto a HIP e trattamento termico T6, una durezza di
abbiano evidenziato la deviazione standard più bassa nel
SLM as-built (111-113 HB). La maggiore durezza del cam-
svolte le prove tribologiche): la maggiore uniformità dei
piano XZ (corrispondente alla superficie su cui sono state
pochi punti Brinell superiore (116 HB) rispetto ai campioni pione cast è ovviamente attribuibile all’effetto di rinforzo
risultati è plausibilmente correlabile ad una microstruttura
indotto dal trattamento termico T6, in combinazione con
sostanzialmente più fine ed uniforme, soprattutto in ter-
un ridotto contenuto di porosità conferito dal trattamento
mini di dimensioni e distribuzione del Si eutettico, indotta
di pressatura isostatica a caldo. La durezza comunque si-
dall’ottimizzazione dei parametri di processo, come osser-
gnificativa dei campioni SLM as-built è invece riconducibile
vato anche in [5].
all’effetto sinergico di diversi meccanismi di rinforzo attivi:
Tab.1 - Rugosità, durezza e densità dei pattini in A357 impiegati per le prove tribologiche (superficie XZ) / : Surface roughness, hardness and density of A357 bars for tribological tests (XZ surface) Campione
Rugosità superficiale (μm)
HBS 2.5/62.5/15
HV 0.1
Densità (%)
A357
Ra
Rq
XY
XZ
XZ
P-SLM
9.3 ± 1.3
12.5 ± 2.3
113 ± 4
111 ± 1
122 ± 7
97.7 ± 0.01
M-SLM
15.9 ± 3.8
22.9 ± 6.2
112 ± 1
112 ± 2
116 ± 3
99.0 ± 0.01
Cast
0.43 ± 0.05
0.63 ± 0.05
116 ± 2
116 ± 2
129 ± 7
100.0 ± 0.07
La morfologia delle superfici sottoposte a prove di stri-
a prova in condizioni as-built, la maggiore rugosità rilevata
sciamento è mostrata in Fig. 3. I dati di Ra ed Rq ottenuti
sul campione M è probabilmente riconducibile ai diversi
denza la minore rugosità superficiale del campione colato
della fluenza. Sebbene, infatti, una maggiore fluenza pro-
tramite profilometria a stilo (Tab. 1) hanno messo in evi-
in sabbia, mentre le superfici SLM mostrano le tipiche ru-
gosità elevate dovute al processo SLM. La bassa rugosità del campione cast è riconducibile alla lavorazione esegui-
ta per ricavare, dai getti, i pattini per le prove tribologiche (come testimoniato dai segni di lavorazione visibili in Fig. 3). Per quanto invece riguarda i campioni SLM, sottoposti
La Metallurgia Italiana - Maggio 2021
parametri di processo, in particolare al maggiore valore muova tipicamente una migliore finitura superficiale, valo-
ri troppo elevati possono portare a un aumento di rugosità conseguente alle elevate tensioni residue di tipo termico
e alle velocità di solidificazione non uniformi nella zona corticale [18].
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Scientific papers - Mechanical tests
Fig.3 - Immagini in microscopia ottica multifocale che illustrano le morfologie superficiali dei pattini in A357 sottoposti a prove tribologiche pattino su cilindro (P: SLM as-built massima produttività; M: SLM as-built ottimizzazione della microstruttura; C: colato in sabbia + T6 + HIP)./ 3D digital microscopy images showing the surface morphologies of A357 blocks after block-on-ring dry sliding tests (P: as-built SLM, maximum productivity conditions; M: as-built SLM, optimized microstructure conditions; C: sand-cast, HIP + T6). Prove tribologiche di strisciamento non lubrificato In Figura 4 sono messi a confronto gli andamenti del coeffi-
zioni per effetto del fenomeno di stick-slip, che si verifica
ciente di attrito in funzione del percorso per i campioni P, M
quando l’attrito statico è molto più alto di quello dinamico,
di 20 N e ad una velocità di 0.3 m s : tutti i campioni hanno
luminio-acciaio) e bassa velocità di strisciamento.
e cast, contro 100Cr6. I dati riportati sono relativi a un carico -1
mostrato andamenti simili, caratterizzati da ampie oscilla-
per effetto di alto lavoro di adesione (tipico del contatto al-
Fig.4 - Coefficiente di attrito in funzione del percorso per i campioni in lega A357 SLM (as-built) serie P, M e per la lega stessa lega colata in sabbia e sottoposta a HIP e T6 (carico: 20 N, velocità: 0.3 m s-1)./ Coefficient of friction (CoF) as a function of sliding distance for the A357 as-built SLM-P and M samples and for the sand-cast alloy, HIP + T6 (load: 20 N, speed: 0.3 m s-1). I valori medi del coefficiente di attrito (μ) in regime stazio-
0.5 e 0.7 (tipici del contatto alluminio-acciaio [19]) in tutte le
vece riportati nella Figura 5 in funzione del carico normale
significativa dipendenza dal carico applicato, né una diffe-
nario e le profondità massime di usura sui pattini sono in-
applicato. Come si può osservare dal grafico di Fig. 5-a, i campioni hanno mostrato valori di μ sempre compresi tra La Metallurgia Italiana - May 2021
condizioni di carico investigate. Non si osserva dunque una renziazione ascrivibile ai diversi cicli produttivi.
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Memorie scientifiche - Prove meccaniche
(a)
(b)
Fig.5 - Coefficiente di attrito (a) e profondità massima delle piste di usura sui pattini in lega A357 (b) in funzione del carico applicato (prove di strisciamento non lubrificato in configurazione pattino-su-cilindro)./ Coefficient of friction (a) and maximum wear depth of the tracks (b) on the A357 alloy blocks as a function of applied load (block-on-ring dry sliding tests). Per quanto riguarda il comportamento a usura, è interes-
sante anzitutto evidenziare che, in ragione delle contenu-
agli elementi finiti effettuate da Talemi [9]. Sebbene la lega
cast sia caratterizzata da durezza Brinell e micro-Vickers
te differenze di durezza, i campioni SLM allo stato as-built
leggermente più elevata (conseguente all’applicazione di
spetto alla lega ottenuta con processo fusorio e successi-
SLM-M può essere invece soprattutto correlabile alla sua
hanno mostrato una resistenza ad usura confrontabile rivamente sottoposta a HIP e trattamento T6. Vale inoltre la
pena notare come i provini della serie M (con microstruttura ottimizzata) abbiano mostrato addirittura una maggiore
resistenza a usura (minore profondità delle piste) rispetto
alla lega cast+HIP+T6 (Fig. 5b) mentre quelli della serie P
(alta produttività) hanno mostrato la resistenza a usura più
bassa, di poco inferiore anche alla lega cast+HIP+T6. La più
bassa resistenza ad usura dei campioni P è probabilmente correlata alla maggiore frazione volumetrica delle porosità e alla presenza di difetti sub-superficiali (indotti sia dal pro-
cesso, che dalla non efficace procedura di contouring, Fig.
2); per contro si ricorda che il trattamento di HIP elimina quasi totalmente gli eventuali pori, da gas e da ritiro, indot-
HIP e T6), la minore resistenza ad usura rispetto ai campioni microstruttura più grossolana, caratterizzata da particelle di Si eutettico di maggiori dimensioni e meno uniformemen-
te distribuite nella matrice di Al, come evidenziato in pre-
cedenza dalla maggiore deviazione standard nelle misure HV0.1 in Tabella 1.
Considerando le morfologie delle piste di usura riportate
in Fig. 6, è stato possibile osservare come durante il contatto, per ogni campione studiato, si sia formato uno strato
di trasferimento a base di detriti ossidati, che ha ricoperto il substrato dei pattini in lega di alluminio, frequentemen-
te osservato anche da altri autori nel caso di strisciamento contro acciaio [5, 7]. Le analisi localizzate mediante EDS (Fig. 7) hanno permesso di evidenziare come il tribolayer
ti dal processo fusorio convenzionale. Secondo Zhu et al.
sia costituito da una miscela di ossidi misti, di Al e Fe, con
sificazione del materiale, connessa alla presenza di difetti,
dettaglio, è stato verificato come all’interno delle zone in
[2], in condizioni di contatto severe, infatti, una bassa denpuò dar luogo ad una maggiore probabilità di nucleazione e propagazione di cricche, favorendo la delaminazione del
materiale e dunque portando a tassi di usura più marcati,
composizione variabile in base al carico applicato. Più nel cui lo strato è più soggetto a delaminazione (probabilmente
a causa del raggiungimento di uno spessore critico del tri-
bolayer [20]) siano presenti prevalentemente ossidi di Fe.
anche a quasi parità di durezza, a seguito dell’effetto di in-
Nelle condizioni di prova investigate, quindi, è sempre stato
fetti. L’effetto negativo di pori superficiali sulla resistenza ad
sidazione, mai di usura severa per delaminazione.
tensificazione delle tensioni connesso alla presenza di di-
usura della lega AlSi10Mg è stato confermato da simulazioni La Metallurgia Italiana - Maggio 2021
osservato solo l’instaurarsi di usura moderata per tribo-os-
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Scientific papers - Mechanical tests
P
M
Cast
Fig.6 - Micrografie SEM che mostrano le piste d’usura sui pattini stazionari in lega A357 sottoposti a prove di strisciamento pattino-su-cilindro contro 100Cr6 a carico di 40 N e velocità di 0.3 m s-1./ SEM micrographs showing the wear tracks on stationary A357 alloy blocks after block-on-ring dry sliding tests against 100Cr6 steel, 40 N and 0.3 m s-1.
Fig.7 - Immagine SEM dello strato di trasferimento sulla pista di usura del campione M (carico 40 N) con relativi risultati della microanalisi localizzata EDS./ SEM image of the transfer layer on the wear track of A357 as-built SLM-M sample (40 N) with corresponding results of localized EDS microanalysis. CONCLUSIONI La caratterizzazione microstrutturale della lega di alluminio A357 fabbricata tramite SLM è stata effettuata per valutare l'influenza di due diverse combinazioni di parametri di processo (massima produttività, P o ottimizzazione della microstruttura, M) sul comportamento ad attrito ed usura. La lega A357 colata in sabbia, e successivamente sottoposta a pressatura isostatica a caldo e trattamento termico T6, è stata utilizzata come riferimento per il confronto. Da questo studio si possono trarre le seguenti conclusioni:
• I campioni SLM hanno mostrato una microstruttura più fine e omogenea rispetto alla lega A357 prodotta convenzionalmente, con celle di α-Al primario sub-micrometriche, circondate da una rete interconnessa di Si eutettico. Inol-
tre, entrambe le tipologie di campioni SLM as-built hanno manifestato valori di durezza Brinell confrontabili a quelli
ottenuti dal campione prodotto tramite tecnologie fusorie convenzionali (cast), nonostante il trattamento termico T6 e la pressatura isostatica a caldo siano stati effettuati solamente sui campioni A357 cast.
• Le condizioni di processo SLM permettono di ottimizzare la microstruttura in termini di ridotta porosità e maggior
finezza microstrutturale nei melt pools, che si traduce in una maggiore uniformità nei valori di microdurezza HV0.1.
• E’ interessante evidenziare come nelle prove di strisciamento non lubrificato i campioni SLM as-built della serie
M abbiano mostrato una resistenza ad usura superiore alla lega colata in sabbia, e quindi sottoposta a HIP e T6, in
ragione della maggiore finezza microstrutturale. Il miglior comportamento dei campioni SLM della serie M rispetto a
quelli della serie P è stato invece correlato al minor contenuto di porosità, ottenuto con l’ottimizzazione dei parametri di stampa.
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Memorie scientifiche - Prove meccaniche
• In tutte le condizioni di prova si sono comunque osservati comportamenti tribologici simili, sia per quanto riguarda i coefficienti d’attrito che i meccanismi di usura, probabilmente a causa dei valori molto simili di durezza. Si è
sempre, infatti, instaurato un regime di usura moderata tribo-ossidativo, caratterizzato dalla formazione, sui pattini in lega A357, di strati compatti di trasferimento contenenti ossidi di ferro, a prescindere dal processo produttivo. RINGRAZIAMENTI Gli autori desiderano ringraziare la Dott.ssa Erica Liverani e l’Ing. Giuseppe Valli del Gruppo Laser del Dipartimento di
Ingegneria Industriale dell'Università di Bologna, guidato dal Prof. Fortunato, per il prezioso supporto nella realizzazione dei campioni oggetto del presente studio.
Questa attività di ricerca è stata svolta nell’ambito della linea di attività 3.16 del progetto “1.3 Materiali di frontiera per usi
energetici”, all’interno del Piano Triennale di Realizzazione 2019-2021 della Ricerca di Sistema Elettrico Nazionale, finanziato dal Ministero dello Sviluppo Economico (MISE).
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T. DebRoy, H. L. Wey, J. S. Zuback, T. Mukherjee, J. W. Elmer, J. O. Milewsky, A. M. Beese, A. Wilson-Heid, A. De, W. Zhang. Additive manufacturing of metallic components - Process, structure and properties, Prog Mater Sci, 2018, 92, 112-224. [19] K. Holmberg, A. Matthews, Coatings Tribology. Properties, Mechanisms, Techniques and Applications in Surface Engineering, second ed., Elsevier, Amsterdam, 2009. [20] T. F. J. Quinn. Oxidational wear modelling: I, Wear, 1992, 153, 179-200.
SLM-fabricated A357 Aluminium alloy: dry sliding behaviour This work investigates how the microstructure resulting from Selective Laser Melting (SLM) influences the friction and
wear behaviour of the as-built A357 (AlSi7Mg0.6) alloy, considering sand-cast A357 (hot isostatically pressed and heat teated in the T6 condition) as the benchmark.
Two sets of parameters were taken into account for SLM processing: maximum productivity (P) or optimised microstructure (M).
Tribological tests were carried out in dry sliding conditions, by using a block-on-ring tribometer. The bearing steel EN 100Cr6 (62 HRC) was used as counterfacing material. Normal load ranged from 20 to 60 N, whilst sliding speed was set at 0.3 ms-1. The results showed that microstructural refinement induced by SLM processing in optimised conditions
(M) decreases the wear rate of A357 by comparison to the corresponding cast alloy, already in the as-built condition. Conversely, the coefficient of friction was not significantly affected by the manufacturing process.
KEYWORDS: ADDITIVE MANUFACTURING, SLM, LPBF, MICROSTRUCTURE, ALSI7MG0.6, FRICTION, WEAR
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Memorie scientifiche - Elettroerosione a filo
Comparative Machining characteristics studies on SS 304 using coated and uncoated brass wire through Wire EDM T. Suresh, K. Jayakumar, G. Selvakumar, S. Ram Prakash
The growing demands for high surface finish with complex shape geometries, traditional machining is now being substitu-
ted by unconventional machining processes. Wire Electric Discharge Machining (Wire EDM) is one of the unconventional
metal cutting processes. Stainless Steel 304 (SS 304) is widely used in Aerospace, Medical, Electronics and Semiconductor,
Tool and Die making industries. However, during traditional machining of SS 304, industries are facing numerous difficulties. In view of the exceeding purposes and challenges in traditional machining of SS 304, the present research investigates the
effect of Wire EDM parameters such as Current (I), Gap Voltage (V), Pulse on time (Ton), Pulse of time (Toff) with two different electrode wire materials (Brass and Zinc coated brass) on SS 304 material. After machining, Surface roughness (SR),
microhardness (HV) of the machined surface and thickness of recast layer were measured to assess the machinability of the SS 304. Wire EDM experiments have been performed using a CNC Wire EDM machine as per Taguchi’s L18 orthogonal
design. Coated and uncoated brass wires ofϕ 0.2 mm were taken as wire electrode materials.
From the study, coated brass wire has shown the high surface finish and hardness than uncoated brass wire. Furthermore,
the recast layers of the machined surfaces were analyzed for both wire electrodes using the SEM images. Analysis of variance (ANOVA) was carried for finding significant parameter for all output responses. Finally, grey relational analysis (GRA) was applied to find overall optimized process parameter mixture for maximization of hardness and minimization of SR.
PAROLE CHIAVE: SS 304, WIRE EDM, SURFACE FINISH, MICROHARDNESS, RECAST LAYER THICKNESS, BRASS AND ZINC COATED BRASS WIRE ELECTRODE, GRA INTRODUCTION
SS 304 is an austenitic and nonmagnetic steel material and
has outstanding corrosion battle and forming characteristics due to high ductility. It is mainly used in cryogenic ves-
sels, kitchen wares, heat exchangers, surgical equipment,
etc (1). On the other hand, most of these components need diverse metal cutting processes to manufacture the desired shape with high accuracy. Still, through conventional machining of SS 304, industries are encountering many troubles for instance high tool wear because of reduced thermal conductivity and high BUE affinity on the tool side.
Wire EDM is an alternate thermo electric machining process, which is widely to cut hard to machine materials like
T. Suresh, K. Jayakumar, G. Selvakumar, S. Ram Prakash Department of Mechanical Engineering,
Sri Sivasubramaniya Nadar College of Engineering, Kalavakkam, Chennai-603110, India
Corresponding author: *kjayakumar@ssn.edu.in
steels, titanium and other superalloys. Aerospace, automobile, and electronic industries often use Wire EDM process to cut intricate shapes and designs, fragile geometries, dies,
molds, etc. Several researchers have started attempting to machine SS 304 and other steels using Wire EDM process
as well as predicted optimal parameter combination for achieving different and high machinability responses.
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Scientific papers - Wire EDM Ugrasen et al. (2) investigated the effect of process parameters of Wire EDM on SS 304 with molybdenum as an electro-
de. The parameters considered were Ton, Toff, I and bed
speed and their effect on MRR, electrode wear, dimensional
Error and surface roughness were analyzed in detail. Opti-
mized parameter setting was identified to improve the machinability during Wire EDM process. D2 steel was machined by Wire EDM process by Mahapatra et al. (3) using Zinc
coated Cu wire of ϕ 0.25 mm. In this work, they optimized
current, pulse duration, frequency, wire speed, tension and dielectric flow rate for maximizing of MRR and minimizing
of surface roughness in WEDM process using Taguchi and Genetic Algorithm.
Durairaj et al. (4) analysed the effect of process parameters in WEDM of SS 304 using Taguchi Grey relational grade. They
recommended optimized input parameter combinations (Ton, Toff, V and wire feed) to get least amount of surface
roughness and kerf width. Bijo Mathew et al. (5) conducted Wire EDM studies on SS 304 to optimize MRR, Ra and di-
mensional deviation using Taguchi grey relational analysis using ϕ 0.25 mm brass wire.
Harinath Gowd et al. (6) studied the effect of input parame-
ter Ton, Toff, wire tension and water pressure on Roughness and MRR while machining SS 304 using ϕ 0.25 mm brass
wire. Muhammad Azam et al. (7) conducted experiments to
find out the WEDM process parameters which contribute to
recast layer in high-strength low-alloy (HSLA) steel using molybdenum wire with ϕ 0.2 mm.
Asfana Banu et al. (8) used micro dry wire EDM (μDWEDM)
to machine SS 304 with smooth and stable manner. They varied and optimized types of dielectric fluid, its pressure, polarity, threshold, wire tension, speed, feed rate, voltage, and
capacitance using tungsten wire for smooth machining of SS 304. The same researchers continued the μDWEDM process
to machine SS 304 effectively recently using the same tungsten wire of ϕ 0.07 mm as per one factor at a time and design
of experiments (9). Kashif Ishfaq et al. (10) used GRA for multi objective optimization in favour of maximization of cutting
speed and minimization of surface roughness and kerf width during WEDM of SS 304.
Therefore, research work on Wire EDM of SS 304 has been
carried out continuously to investigate the consequence of process parameters on a range of performances namely surface roughness (SR) and kerf width. But the characteristics, formation of recast layer and its hardness on SS 304 along
with SR using coated and uncoated brass wires has not reported yet. Also, less works has been carried out using the
application of GRA on multi objective optimization of diffe-
rent process parameters on SS 304 using Wire EDM process.
EXPERIMENTAL DETAILS
Workpiece, Machine and Process parameters SS 304 block with 300 x 300 x 25.4 mm size was taken for the comprehensive Wire EDM studies. Machining was carri-
ed out on a Smartcut 2530 CNC Wire cut EDM machine with
maker of Ratnaparkhi Electronics Ind. Pvt Ltd. De-ionized water was taken as dielectric medium since it has low viscosity, electrical conductivity and carbon-free medium.
Machining experiments were carried out using brass and zinc coated brass (stratified) wires with 0.2 mm diameter with vertical configuration. Compared to Cu wire electrode, adding Zinc to brass wire electrode offers extremely high
electrical conductivity, tensile strength, low melting point
and cost. Owing to complications in manufacturing brass
wire with any concentration value of Zn, coated brass wire is created. The coated wire is a combination of Cu/brass core,
shing and easy spark development (11). Most of the research
works used wire with ϕ of 0.2, 0.25 and 0.3 mm. In this work,
ϕ 0.2 mm was used since less diameter wire has higher cutting speed consequently increases the MRR (12).
After conducting trail experiments and from literature, the
following process parameter, their levels and range (listed in table 1) were selected for machining the SS 304 material.
Wire feed and tension were kept as constant as 3 m/min and
25 N respectively. Size of each specimen after Wire EDM process was in square prism with the dimension of 5 x 5 x 25.4 mm. Figure 1 demonstrates the Wire EDM setup with
machining of SS 304 and figure 2 shows the 18 pieces taken out after Wire EDM from SS 304 block.
and it is coated with Zinc to support efficient dielectric flu-
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Memorie scientifiche - Elettroerosione a filo
Tab.1 - Process parameters and levels Sl. No
Machining process parameter
Level 1
Level 2
Level 3
1
Wire material
Zn coated brass
Uncoated Brass
-
2
Pulse on Time- Ton (μs)
105
110
115
3
Pulse off Time-Toff (μs)
25
35
45
4
Peak current (Amp)
1
3
5
5
Gap Voltage (volt)
20
30
40
(a)
(b)
Fig.1 - a. Wire EDM facility. b. machining of SS 304 Workpiece
Fig.2 - 18 samples (5 x 5 x 25 mm) after Wire EDM (a) vertical position (b) horizontal
EXPERIMENTAL DETAILS After Wire EDM, average surface roughness values (Ra) on
of 0.8 mm and number of samples (n) as 5 using diamond tip
ning in 2 flat sides out of 4 sides of the square prism) were
of 5 μm diameter. Average of three readings taken at different places was considered as final result. Fig. 3 illustrates
test 210). Measuring parameters used are: cut off length (λc)
sample.
the machined surfaces (opposite to the direction of machimeasured using Surface roughness tester (Mitutoyo Surf
La Metallurgia Italiana - Maggio 2021
the measurement of surface roughness on the machined
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Scientific papers - Wire EDM
Fig.3 - Surface roughness measurement
Microhardness of the machined surfaces of the samples
ducted using brass wire. Remaining 9 were conducted using
NOVA 130-240) with load of 1 kg using diamond indenter
Experimental runs and their results are listed in Table 2. SEM
was measured using micro vickers hardness tester (Model: for 30 seconds. Average of three readings was considered. In order to trim down the number of experiments for these 5 factors with 3 levels; Taguchi’s L18 orthogonal array was
selected. Out of 18 experiments, 9 experiments were con-
zinc coated brass wire to analysis the effect of wire coating. images were taken to measure the recast layer thickness of
the machined surfaces which is having high, low and average Ra value.
Tab.1 - Process parameters and levels
S. No.
A: Wire material
B: Ton
C: Toff
(μs)
(μs)
D: Current
E: Voltage
(A)
(V)
Surface roughness Ra (μm)
Hardness (HV)
1
Zn coated Br (1)
105
25
1
20
1.782
199
2
Zn coated Br (1)
105
35
3
30
2.091
194
3
Zn coated Br (1)
105
45
5
40
2.042
193
4
Zn coated Br (1)
110
25
1
30
2.789
179
5
Zn coated Br (1)
110
35
3
40
2.757
188
6
Zn coated Br (1)
110
45
5
20
3.108
202
7
Zn coated Br (1)
115
25
3
20
3.432
189
8
Zn coated Br (1)
115
35
5
30
2.681
186
9
Zn coated Br (1)
115
45
1
40
2.836
198
10
Uncoated Brass (2)
105
25
5
40
2.235
188
11
Uncoated Brass (2)
105
35
1
20
2.205
193
12
Uncoated Brass (2)
105
45
3
30
2.303
179
13
Uncoated Brass (2)
110
25
3
40
2.668
201
14
Uncoated Brass (2)
110
35
5
20
2.786
191
15
Uncoated Brass (2)
110
45
1
30
2.508
176
16
Uncoated Brass (2)
115
25
5
30
2.890
190
17
Uncoated Brass (2)
115
35
1
40
2.823
188
18
Uncoated Brass (2)
115
45
3
20
3.016
203
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Memorie scientifiche - Elettroerosione a filo RESULTS AND DISCUSSIONS The effect of the five selected controllable factors on Wire EDM responses is shown in figure 4 to 5. The analysis was carried out using the MINITAB 19 software.
Effect of process parameter on Surface roughness Average surface roughness (Ra) value increased from 1.782
to 3.432 μm with raise in Current and Ton. This is because, increase in current and Ton time, results in high thermal
and tensile pulling load on the workpiece in inter electrodes gap (13). Bigger-sized voids and powerful deep and
wider surface cracks were as well formed with a raise in
current and Ton. Increase in Toff reduced the Ra value due to effective flushing of melted workpiece debris (14). Du-
ring the raise in voltage, the discharge gap enlarges which means the concentration of spark imposes on the surface
of the workpiece (w/p) is low and creates small craters leading to lower Ra on the surface of the workpiece (15).
Fig.4 - Main effect plot for surface roughness In zinc coated brass wire, the external zinc coating has
shows nearly 3% improvements in surface finish than un-
fore, vanishing of this outer coated layer results in enlar-
Analysis of Variance (ANOVA) was used to look into whi-
lower melting point compared to the core brass. Thereged the size of gap and consequently origins enhanced
removal of debris. Efficient flushing improved the surface
finish of the machined part. From the 18 experiments, surface roughness value obtained from coated wire electrode
coated wire.
ch process parameter notably changes the surface roughness. It was found that Ton (83%) and current (6%) were
identified as dominant factors for Ra value than other two factors.
Effect of process parameter on microhardness Figure 5 shows the effect of process parameter on microhardness and microhardness of the machine sample surface increased from 176 HV to 203 HV during Wire EDM process due to repetitive heating and cooling.
Hardness produced on the workpiece material by coated brass wire is 1.1% higher than uncoated wire. Coated wire
provides higher flushing (11) than uncoated wire since the easy evaporation of outer coated layer results in increase
in gap size which caused the workpiece material to cool rapidly thus increased the hardness. Hardness increased
La Metallurgia Italiana - Maggio 2021
for increase in Current, Ton and Toff time this is because of simultaneous increase in heat energy to the workpiece and fast cooling effect on the outer layer of the work surface.
As the voltage increases, the gap between the wire
electrode and workpiece increased thus causes less impact of heat energy on to the work surface. Heating with
low temperature and then more cooling effect on the work
surface reduced the increase in hardness when the voltage is increased (7).
pagina 36
Scientific papers - Wire EDM
Fig.5 - Main effect plot for microhardness The results of ANOVA show that the factors voltage (54%)
and current (12.5%) were the most dominant factor that affects the microhardness.
properties in metals are closely coupled. Since the sample
from experiment number 5 and 13 has used same power
The SEM micrographs were taken on the machined surface
input values (Ton = 110 μs, Current = 3 A and Voltage = 40
gnification of 3500X to correlate the mechanical properties
high hardness value than 5.
of the samples for the experiment 5 and 13 with same maand microstructure since microstructure and mechanical
V) with varying Toff time using Zinc coated brass wire and
uncoated brass wire respectively. But the sample 13 has
Fig.6 - Microstructure of the machined surface (a) 5th experiment with Zn coated brass wire (b) 13th experiment with uncoated brass wire. The Zn coating in the coated wire melts evaporates easily
and increased gap size thus causes better debris removal compared with uncoated wire. Consequently, increased
the material removal along with pinholes, larger craters
and non-spherical agglomerates which were observed (16)
in the image of the microstructure shown in figure 6.a with triangles and freeform shapes respectively. More pinholes
gure 6.a. compared with 6.b. These surface irregularities manifest lower resistance to plastic deformation which reduces the hardness value. In figure 6.b, the formation of globular grain structure on the surfaces of machined re-
gion were observed (indicated with circular shapes) for the
13th experiment that makes the surface as even resulting in
increased hardness on the surface of the workpiece.
and craters were observed in microstructure image of fiLa Metallurgia Italiana - May 2021
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Memorie scientifiche - Elettroerosione a filo
a)
b)
Fig.7 - Energy Dispersive X-ray (EDX) analysis (a) 5th experiment (b) 13th experiment.
The machined surface topography was analyzed through EDX analysis for the 5th and 13 experiment and is shown th
in Figure 7.a and 7.b. For 13 experiment, the weight % th
of major elements such as Cr (12%), Fe (52.3%), Ni (4.6%)
and Cu (2.59%) are more than 5th experiment (Cr-11%, Fe-
44.2%, Ni-4.15% and Cu-1.1%) after WEDM which also enhanced the hardness value.
Analysis of surface recast layer thickness During Wire EDM process, dielectric fluid is continuously fed closer to the space between workpiece and wire
electrode to clear the eroded metal. As a result, the top surface is quenched, and un-flushed debris is resolidified at faster level because of high thermal conductivity of
dielectric fluid. This layer is known as resolidified/recast layer. This layer is normally of hard, brittle and moreover, this layer has a changed microstructure, tensile stresses,
microcracks, impurities and other unwanted features which can pilot to early component failure. Thus, formation
La Metallurgia Italiana - Maggio 2021
of recast layer and its thickness should be monitored and controlled.
SEM images were taken on the surface of the machined SS 304 sample after following standard polishing and etching
procedure to analysis the thickness of the recast layer for-
med. Out of 18 experiments, SEM images were taken for selected machined surfaces like experiments which have
high, low and medium Ra value. Following SEM images (Figure. 8a, 8b, and 8c) shows the measurement of recast layer thickness (RLT).
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Scientific papers - Wire EDM
Fig.8 - Recast layer thickness of the machined samples (a) for Exp. no. 1 – average RLT-8.069 μm (b) Exp. no. 7– average RLT-14.815 μm (c) Exp. no. 13– average RLT-10.714 μm.
The figure 8.a shows the surface which has low Ra obtained from 1 experiment and its average RLT was found to st
be 8.069 μm. RLT were measured with the help of ImageJ
software. Recast layer shown in figure 8.b was obtained
for the 7th experiment and this has high Ra value which
showed average recast layer thickness value of 14.815 μm.
The 13 experimental run has average surface roughness th
value in which the recast layer thickness was obtained as 10.714 μm and is shown in figure 8.c.
Thickness of recast layer (RL) tends to increase when the increase in pulse on time (Ton) and increased energy per
spark by current supplying. Thickness of RL increased with declining of Toff time. Deepness of this top liquefied zone
depends upon the Ton energy and period. Higher time of Ton directs to thicker resolidified layer (17). This shows
that thickness of RL increased with an increasing discharge current, Ton, energy per spark and with declining Toff
time. Fig. 8.b illustrates that with larger energy release in
every spark due to high value of Ton, the amount of workpiece materials which are liquefied is larger, resulting in
La Metallurgia Italiana - May 2021
huge amount of molten material resolidifies to shape the
large average RL thickness. Fig. 8.b illustrates that the thickness of the RL is nearly twice as compared to the Fig. 8.a. Multi objective optimization using Grey Analysis
In the current work, optimum process parameter amalgamation for maximization of hardness with minimization
of surface roughness are required. Thus, Grey relational analysis (GRA) was used for finding optimum parameter
combination for two or more output responses by converting into single grey relational grade (18).
Steps in GRA are: 1. Normalizing the experimental results
of each performance characteristics between 0 and 1 (Higher the better or Lower the better). 2. Finding grey rela-
tional coefficient (GRC) - taken as 0.5 by giving equal weight age value for all responses.
3. Calculating single grey relational grade (GRG). 4. Se-
lecting the optimum levels of process parameters. Table 3, 4 and 5 shows the optimization of process parameters by means of GRA.
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Memorie scientifiche - Elettroerosione a filo
Tab.3 - Grey Relational Analysis Normalization
GRC
Sl No
SR (Min)
HV (Max)
SR (Min)
HV (Max)
GRG
Rank
1
1.000
0.852
0.333
0.370
0.352
18
2
0.813
0.667
0.381
0.429
0.405
17
3
0.842
0.630
0.373
0.443
0.408
16
4
0.389
0.111
0.562
0.818
0.690
3
5
0.288
0.444
0.635
0.529
0.582
8
6
0.075
0.963
0.869
0.342
0.606
9
7
0.000
0.481
1.000
0.509
0.755
1
8
0.455
0.370
0.524
0.574
0.549
6
9
0.361
0.815
0.581
0.380
0.480
12
10
0.725
0.444
0.408
0.529
0.469
13
11
0.743
0.630
0.402
0.443
0.422
15
12
0.684
0.111
0.422
0.818
0.620
4
13
0.463
0.926
0.519
0.351
0.435
14
14
0.392
0.556
0.561
0.474
0.517
10
15
0.560
0.000
0.472
1.000
0.736
2
16
0.328
0.519
0.604
0.491
0.547
7
17
0.369
0.444
0.575
0.529
0.552
5
18
0.252
1.000
0.665
0.333
0.499
11
Tab.4 -Grey Relational Grade value for corresponding levels
Level
Wire material
Ton
Toff
Current
Voltage
1
0.5362
0.4459
0.5412
0.5388
0.5250
2
0.5331
0.5943
0.5046
0.5493
0.5912
3
-
0.5638
0.5581
0.5159
0.4877
Delta
0.0031
0.1484
0.0535
0.0334
0.1035
Rank
5
1
3
4
2
Fig.9 - % Contribution of process parameter
From the table 4 and figure 9 (Pie chart), the most influencing factor for the both minimization of surface roughness and maximization of hardness is identified as Ton (43%) and Voltage (30%).
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Scientific papers - Wire EDM
Tab.5 - Optimum condition using GRA
Parameter
Optimum levels
A: Wire material
B: Ton (μs)
C: Toff (μs)
D: Current (A)
E: Voltage (V)
L1
Level 2
Level 3
Level 2
Level 2
(Coated brass wire)
(110)
(45)
(3)
(30)
Confirmation Test The condition recommended with A1, B2, C3, D2, and E2
from GRA which is shown in table 5 is a final optimum parameter amalgamation recommended for the present Wire
EDM of SS 304 block. Therefore, this condition A1, B2, C3,
D2, E2 suggested by GRA was treated as multi objective optimization condition which is not available in the pre-
viously conducted 18 experiments and considered as a confirmation test. Confirmation experiment has been con-
ducted on the SS 304 block using the optimum condition and results obtained were: minimum surface roughness2.516 μm and maximum hardness- 194 HV.
CONCLUSIONS In the present work, the effect of wire electrode materials
(Brass and Zinc coated brass) and electrical parameter on machinability responses was analyzed on SS 304 through Wire EDM process. Significant conclusions are:
Ton time has highest significant on surface roughness (Ra) value. Lowest Ra value was obtained with coated brass wire, Ton (105 μs), Toff (35 μs), C (1 A) and V (20 V).
Microhardness of the machined surfaces increased with increase in current, Voltage, Ton and Toff time along with coated brass wire electrode. Voltage has most significant on hardness.
Using SEM images, the recast layer thickness of the ma-
chined surface was analysed. From the images, it was concluded that higher value of Toff time with coated wire produced lesser thickness of the recast layer. Also, coated brass wire has performed well than uncoated wire in terms of machinability of this material.
Based on the GRA results, the optimized process parameter mixture to obtain together the minimum surface rou-
ghness and the maximum hardness are Coated brass wire (L1), Ton (L2) -110 μs, Toff (L3)-45 μs, Current (L2)-3 A and 30 V as gap voltage (L2).
REFERENCES [1]
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Attualità industriale - Industry news
Comportamento a compressione a temperatura elevata di schiume di Al a porosità chiusa a cura di: Girolamo Costanza, Maria Elisa Tata
In questo lavoro si analizza il comportamento a compressione di schiume di Al a porosità chiusa a temperatura elevata. Le schiume di alluminio sono state prodotte con il metodo delle polveri compattate miscelando polveri di Al, agente stabilizzante (SiC) e agente schiumante (TiH 2). Da precedenti lavori è stata identificata la composizione ottimale delle polveri di partenza: 0.4 % in peso di TiH2 e 2.8 % in peso di SiC. Per mezzo della compattazione in pressa, applicando 12 t su stampo di 16 mm diametro, sono stati realizzati precursori cilindrici. Questi ultimi a loro volta sono stati inseriti in forno a 700 °C all’interno di apposito crogiolo di rame il tempo necessario affinché la schiuma potesse espandersi. Il successivo raffreddamento in acqua ha consentito di mantenere a temperatura ambiente la struttura porosa così prodotta. La caratterizzazione meccanica è stata eseguita in macchina di trazione/compressione MTS con velocità della traversa di 2 mm/min e fino ad un carico limite imposto di 35 kN. In camera termostatica le temperature di test sono state 25 °C, 100 °C, 200 °C e 300 °C. All’aumentare della temperatura di prova si è evidenziata una riduzione del limite elastico e del modulo di Young, una diminuzione del carico di plateau e più in generale dell’intera curva stress-deformazione. Di conseguenza anche l’energia assorbita si riduce considerevolmente. Al tempo stesso è stata rilevata, a parità di carico applicato, una maggiore deformazione al crescere della temperatura. E’ possibile concludere che sia la resistenza a compressione che la capacità di assorbimento di energia diminuiscono al crescere della temperatura.
PAROLE CHIAVE: COMPORTAMENTO MECCANICO, SCHIUME DI AL, COMPRESSIONE, TEMPERATURA ELEVATA Le schiume metalliche sono materiali cellulari che presentano al loro interno porosità di opportune forme e dimen-
sioni [1-4]. Questa caratteristica consente alle schiume di avere importanti proprietà quali elevata conduttività termica
[5], assorbimento acustico [6], assorbimento di energia [79] anche sotto forma di riempitivi [10-11], isolamento ter-
mico [12] e capacità di smorzamento vibrazioni [13]. Sotto il profilo puramente morfologico le porosità nelle schiume
metalliche possono essere a celle aperte oppure a celle chiuse, a seconda che siano, rispettivamente, interconnesse tra di loro o meno. Da un punto di vista tecnologico diffe-
Girolamo Costanza, Maria Elisa Tata Dipartimento di Ingegneria Industriale,
Università di Roma Tor Vergata, Roma, Italia
renti metodi di produzione danno luogo a diverse morfolo-
gie delle porosità e, di conseguenza, diverse proprietà [14] oltre che campi di applicazione. Un’altra possibile classificazione riguarda le diverse tipologie di applicazioni: strut-
turali e funzionali. Nelle prime sono identificabili schiume metalliche a porosità chiusa in quanto presentano maggiore
resistenza meccanica e capacità di assorbimento di energia [15]. Per le applicazioni funzionali generalmente vengono
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Industry news - Attualità industriale impiegate quelle a porosità aperta [16]. Al giorno d’oggi
Al) con polveri di un opportuno agente stabilizzante (SiC) e
Ti [18], Cu [19], Pb [20-21], Fe [8], superleghe [22]. I campi
(H2 nella fattispecie) ad una temperatura inferiore a quella di
co all’aeronautico, dall’aerospazio alle strutture off-shore,
pressata in apposito stampo in acciaio fino ad ottenere un
vengono prodotte schiume di diversi metalli e leghe: Al [17],
di applicazione sono svariati e spaziano dall’automobilisti-
dall’ingegneria civile al settore biomedicale, dalla filtrazione agli scambiatori di calore.
Vari metodi sono stati messi a punto per la produzione di
schiume metalliche, ciascuno con diverse peculiarità e ca-
ratteristiche delle schiume prodotte. Di seguito elenchiamo
di un agente schiumante (p.e. TiH2) in grado di liberare gas
fusione del metallo. La miscela di polveri così ottenuta viene
precursore maneggiabile. Quest’ultimo a sua volta è inserito in un crogiolo di rame e posto ad una temperatura superiore a quella di fusione del metallo. Nel caso di Al la temperatu-
ra del forno è impostata a 700 °C. Il precursore inserito nel crogiolo arriva a fusione ed il rilascio di H2, che inizia intorno
i principali: decomposizione di agenti schiumanti nel fuso,
ai 400 °C, fa sì che la schiuma possa espandersi. Una volta
replica di una matrice polimerica, impiego di space-holder
giolo dal forno e lo si immerge in acqua così da mantenere la
in questo lavoro sono state prodotte in laboratorio secon-
dal crogiolo si ottiene una schiuma a porosità chiusa ester-
iniezione di gas nel fuso, metodo delle polveri compattate,
raggiunta la massima crescita della schiuma si estrae il cro-
e infine sinterizzazione di sfere cave. Le schiume analizzate
struttura porosa a temperatura ambiente. Una volta estratta
do il metodo delle polveri compattate. La tecnica prevede
namente rivestita da un sottile strato di Al.
il mescolamento di polveri del metallo da schiumare (p.e.
MATERIALI E TECNICHE SPERIMENTALI La produzione delle schiume metalliche è stata realizzata
secondo il metodo delle polveri compattate già descritto
in precedenti lavori [2, 3]. Si tratta di una tecnica semplice e molto diffusa per la produzione di schiume metalliche risultando al tempo stesso versatile nella produzione
di oggetti di svariate geometrie, anche complesse. Per
contro la tecnica presenta anche degli svantaggi, sostanzialmente legati al maggior costo delle polveri oltre che
dei macchinari necessari per la lavorazione. Partendo da
risultati conseguiti nei precedenti lavori [23] si è deciso di focalizzare l’attenzione sulla composizione di TiH2 e SiC
che ha consentito di raggiungere un buon compromesso tra stabilità, grandezza e morfologia delle porosità, ossia 0,4 % TiH2 e 2,8 % SiC. In linea di principio proprietà mec-
caniche ottimali si ottengono quando i pori sono sferici,
di piccole dimensioni e uniformemente distribuiti. Queste
ultime caratteristiche risultano profondamente dipendenti dalla scelta della composizione delle polveri di partenza
oltre che dalla temperatura del forno (individuata in 700
°C e mantenuta costante per tutte le schiume prodotte) e dal tempo di mantenimento in forno per la schiumatura, generalmente compreso tra sei e sette minuti. Quest’ultimo parametro non è univocamente determinabile a priori;
l’estrazione della schiuma dal forno viene di volta in volta effettuata al termine della sua fase di crescita. La scelta del
tempo di mantenimento in forno della schiuma costituisce una delle fasi più delicate del processo. La formazione del-
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le porosità dipende da moltissimi fattori dovuti a fenomeni fisici quali nucleazione, crescita, coalescenza dei pori, di-
stribuzione delle particelle nel fuso etc. E’ importante lasciare alla schiuma il tempo necessario per far liberare l’idrogeno e per farlo distribuire omogeneamente all’interno del campione. Le schiume ottenute con il procedimento
sopra descritto presentano un’altezza circa tripla rispetto al campione di partenza e superfici esterne regolari. Una panoramica delle diverse schiume a porosità chiusa pro-
dotte, così come estratte dal crogiolo, è mostrata in Fig. 1. In questo lavoro l’attenzione si è concentrata sul compor-
tamento a compressione di schiume di Al eseguendo prove a step crescenti di temperatura fino a 300 °C in relazione ai possibili campi di impiego, primo fra tutti quello antin-
cendio. Prima di procedere con la compressione è stato necessario, mediante l’utilizzo di una troncatrice, lavorare
i campioni fino ad ottenere cilindri con facce piane e pa-
rallele alle superfici dei piatti della macchina di compressione (Fig. 2). I campioni così ottenuti sono stati sottopo-
sti a compressione in condizioni quasi statiche (velocità della traversa imposta a 2 mm/min). Le temperature di test
imposte, mediante l’utilizzo di una camera termostatica,
sono state 25 °C, 100 °C, 200 °C e 300 °C. Ciascun campione è stato condizionato per 10 minuti alla temperatura
di prova impostata nella camera termostatica. Inoltre sono state effettuate prove ripetute per ogni temperatura al fine di verificarne la ripetibilità.
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Attualità industriale - Industry news
Fig.1 - Esempi di alcune schiume di Al / Examples of Al foams.
Fig.2 - Esempi di alcune schiume di Al da sottoporre a prova di compressione / Examples of Al foams for the compression test. RISULTATI Tutte le schiume testate hanno mostrato un trend similare della curva tensione-deformazione caratterizzato da un primo tratto lineare seguito da un tratto più o meno esteso
a tensione circa costante (plateau) o moderatamente cre-
scente al termine del quale si evidenzia un rapido incremento della curva di carico. In quest’ultimo tratto della curva si
verifica la densificazione finale e la schiuma non è più in gra-
do di subire deformazioni essendo quasi completamente addensata. Tutte le prove (run 1 e run 2) sono state eseguite fino ad un carico limite di 35 kN. Le schiume di Al della com-
posizione analizzata hanno mostrato proprietà ottimali in
termini di resistenza a compressione come di ripetibilità dei
risultati (Fig. 3). Il decremento delle proprietà meccaniche risulta abbastanza contenuto al crescere della temperatura
di prova fino a 200 °C mentre nelle prove eseguite a 300 °C il decremento risulta decisamente più marcato, in partico-
lar modo per quanto riguarda la tensione di plateau. Da un
punto di vista ingegneristico sono state identificate alcune caratteristiche meccaniche delle schiume in questione ed analizzato il comportamento al variare delle temperature di prova: limite del tratto lineare, modulo di Young, tensione di plateau ed energia assorbita durante la deformazione.
Fig.3 - Comportamento a compressione σ-ε di schiume di Al a T 25 °C, 100 °C, 200 °C e 300 °C / Compressive behavior σ-ε of Al foams at T 25 °C, 100 °C, 200 °C e 300 °C.
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Industry news - Attualità industriale DISCUSSIONE Gli andamenti delle tensioni di plateau medie e del modu-
lo di Young al variare della temperatura sono riportate in
Fig. 4. Come è possibile notare gli scostamenti rilevati tra le due ripetizioni sono limitati, contenuti al massimo entro il 15%. La tensione di plateau media, identificata graficamente come il valore medio tra la tensione di snervamento ed il va-
lore di tensione di fine plateau, mostra un leggero aumen-
to passando da temperatura ambiente a 100 °C, mentre per temperature superiori il trend è decrescente. L’anomalia
risulta evidente anche dalla curva σ−ε in blu relativa ad una prova a 100 °C nella quale la schiuma appare maggiormente
resistente rispetto alla schiuma testata a 25 °C. Nella fatti-
specie si tratta di un artefatto legato alla differente altezza della schiuma prima della compressione ed alla normalizzazione rispetto a questa grandezza per la determinazione
della deformazione. Il modulo di Young non risente di tale effetto pertanto esso risulta monotonamente decrescente
con l’aumentare della temperatura di prova.
Si nota altresì che la diminuzione delle grandezze considerate risulta maggiormente marcata nel passaggio da 200 a 300 °C. Anche la deformazione massima risulta crescente
all’aumentare della temperatura di prova, comportamento che si spiega con la diminuzione generalizzata delle curve
σ−ε all’aumentare della temperatura. Infine l’energia di deformazione (Fig. 5) subisce un modesto incremento segui-
to da un decremento all’aumentare della temperatura dovuti al fatto che le due componenti che la determinano (σ e ε) hanno trend opposti all’aumentare della temperatura ol-
tre che, per quanto già illustrato, relativamente alla tensione di plateau media. Nel complesso se da un lato il plateau
diventa più esteso ed aumentano le deformazioni (per via dell’aumento di duttilità dovuto alle più alte temperature),
per contro le tensioni diminuiscono. Il confronto tra le principali grandezze analizzate è riportato in Tab. 1.
Fig.4 - A sinistra Tensione di Plateau media vs. temperatura. A destra modulo di Young vs. temperatura. Confronto tra due ripetizioni. / Left Average plateau stress vs. temperature. Right Young modulus vs. temperature. Comparison between two runs.
Fig.5 - Andamento energia di deformazione (J) vs. temperatura (°C), confronto tra due ripetizioni / Deformation energy (J) vs. temperature (°C), comparison between two runs. La Metallurgia Italiana - May 2021
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Attualità industriale - Industry news Tab.1 - Confronto tra le principali grandezze considerate in funzione della temperatura di prova. / Comparison between the main mechanical features at different test temperatures. Tensione media
Energia specifica
plateau
assorbita
(MPa)
(J/cm3)
1,52
11,2
30,0
25
1,30
13,3
32,4
0,37
100
1,22
12,9
30,2
0,34
100
1,37
13,4
33,5
0,36
200
1,14
11,2
29,1
0,35
200
1,32
13,1
32,9
0,34
300
0,86
6,6
27,8
0,36
300
1,03
8,9
28,5
Densità relativa (ρ/ρ0)
T di test
Modulo di Young
(°C)
(MPa)
0,33
25
0,33
CONCLUSIONI Le schiume metalliche, come la gran parte dei materiali cel-
lulari, presentano, se sottoposti a compressione, un ampio
plateau a basso livello di sollecitazione che si estende anche oltre il 50% di deformazione. Il comportamento a compres-
sione in condizioni quasi-statiche di schiume di Al a tem-
perature fino a 300 °C è stato analizzato in questo lavoro. Qualitativamente il trend delle curve ad elevata temperatura è similare a quello mostrato a temperatura ambiente, ossia
presenta un primo tratto lineare seguito da un ampio plateau a sforzo relativamente basso ed infine un rapido incre-
mento dello stress dovuto all’addensamento finale quando le porosità sono ormai quasi completamente collassate.
Tuttavia il massimo valore del tratto lineare, lo stress di pla-
teau, l’estensione del plateau e la deformazione di densificazione finale subiscono significative variazioni al crescere della temperatura. Nei test eseguiti a 300 °C il termine del
tratto lineare della schiuma è circa un terzo di quello che si rileva a temperatura ambiente mentre per lo stress di plateau la diminuzione è ancora maggiore. E’ interessante notare
che tale decremento risulta decisamente più consistente di quello dello sforzo di snervamento a trazione del materiale
di base massivo (Al) nel confronto alle medesime tempe-
rature di prova, attestandosi questo valore a circa il 50% di quello a temperatura ambiente.
Al crescere della temperatura la tensione media di plate-
au diminuisce mentre l’estensione del plateau aumenta. Conseguentemente anche la deformazione di inizio densi-
ficazione si sposta verso valori maggiori. Ciò è dovuto da
un lato al fenomeno del softening e dall’altro dal minore effetto dell’incrudimento che avviene nel campo di defor-
mazione plastica, tanto maggiore quanto più elevata è la temperatura. La deformazione ad alta temperatura comporta una maggiore compattazione delle porosità causato dal softening del materiale e dal decremento del modulo
di Young. La somma di tutti questi effetti modifica globalmente la curva sforzo-deformazione, con un impatto di tali
fenomeni che risulta sempre più marcato al crescere della temperatura (da 25 a 300 °C). L’effetto combinato della di-
minuzione dello stress e dell’aumento della deformazione sull’energia assorbita ne determina un trend moderatamen-
te decrescente per l’energia assorbita assoluta, osservabile
anche dalle curve σ-ε di Fig. 3. Normalizzando l’energia assorbita nella deformazione rispetto al volume iniziale della
schiuma si riscontra un effetto decisamente meno marcato dell’aumento di temperatura. L’energia specifica assorbita (J/cm3), infatti, risulta sostanzialmente costante (da 25 a 100
°C) e poi moderatamente decrescente (range di temperature 200-300 °C).
RINGRAZIAMENTI Gli autori ringraziano i Sig. Benedetto Iacovone e Piero Plini per l’assistenza fornita nella preparazione delle polveri e realizzazione delle schiume.
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Attualità industriale - Industry news
High temperature compressive behavior of closed-cell Al foams This work deals with the compressive behavior of closed-cell Al foams at high temperature. Al foams have been manufactured with the powder compacted method, mixing together powders of Al, stabilizing agent (SiC) and blowing agent (TiH2). Foams containing 0.4 wt% TiH 2 and 2.8 wt% SiC have been manufactured. By pressing (12 t) the mixed powders
inside a mold, cylindrical precursors (diameter 16 mm) have been obtained. After that, each precursor has been inserted inside the oven at 700 °C in a suitable copper crucible for the time required for liquid foam expansion. Successively
the crucible has been water quenched in order to obtain such a porous structure at ambient temperature. Mechanical
characterization of the manufactured foams has been performed in compression employing a MTS machine at constant crosshead speed (2 mm/min) up to the maximum load of 35 kN. In thermostatic chamber 25 °C, 100 °C, 200 °C
and 300 °C have been selected for mechanical testing. For the different temperatures relative density, elastic limit, Young modulus, plateau stress and specific absorbed energy have been compared. At increasing test temperature the
reduction of the elastic limit and Young modulus has been evidenced as well plateau stress and the whole stress-strain curve. Consequently also the absorbed energy has been considerably reduced. At the same time it has been found, in
correspondence of the same applied load, a greater deformation at increasing temperatures. It can be concluded that compressive behavior and energy absorption decrease as temperature increases.
KEYWORDS: MECHANICAL BEHAVIOUR, AL FOAMS, COMPRESSION, HIGH TEMPERATURE
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sponsorizzazione Le Giornate Nazionali di Corrosione e Protezione offrono un’occasione unica di visibilità all’interno del settore. Diventare sponsor permette infatti di accrescere o consolidare la notorietà della propria attività e di accreditarsi all’interno di un palcoscenico di grande rilievo a livello nazionale. Alcuni vantaggi offerti alle aziende: • Pagina pubblicitaria e logo aziendale all’interno del programma del Convegno • Presentazione tecnico-commerciale durante il Convegno • Distribuzione di materiale informativo ai partecipanti • Proiezione durante l’evento di video promozionale/intervista • Possibilità di pubblicizzare attraverso la Segreteria AIM un meeting virtuale nei giorni del Convegno • 1 iscrizione gratuita • Presenza del logo dell’azienda sponsor su materiali promozionali e di comunicazione dell’evento Via Filippo Turati 8 20121 Milano Tutte le informazioni e le modalità per aderire sono t. +39 0276021132 · +39 0276397770 disponibili sul sito www.aimnet.it/gncorrosione/ info@aimnet.it · www.aimnet.it
segreteria organizzativa
Scenari - Expert's Corner
Divagazioni sulle Prove Meccaniche
a cura di: Ezio Trentini, coordinatore del Corso Prove Meccaniche di AIM - ezio.trentini@fastwebnet.it “Trazione, Resilienza, Durezza, Fatica: prove semplici da fare e dati facili da interpretare”: un pregiudizio diffuso tra
gli ingegneri utilizzatori, che genera frustrazione tra gli specialisti, spesso alle prese con prove di difficile progettazione, esecuzione ed interpretazione, quando non addi-
rittura falsate e/o vanificate da campionature non idonee. Vengono analizzati alcuni aspetti di queste prove limitatamente ai materiali metallici.
La prova di trazione, madre di tutte le prove meccaniche
E’ la prova di gran lunga più nota e diffusa, fornisce contemporaneamente dati sulla resistenza e sulla tenacità di un materiale.
Lo snervamento viene comunemente impiegato dai pro-
gettisti nei calcoli di resistenza delle strutture, l’allungamento e la strizione sono utilizzati solo per valutazioni qualitative non sempre tuttavia sono garanzia di tenacità.
Perché si fanno le prove meccaniche
Le prove meccaniche servono prevalentemente a: - Caratterizzare un materiale
Il diagramma σ/ε (Fig 1) rivela anche altre caratteristiche del materiale, ma è necessario depurare i rispettivi valori dall’influenza delle dimensioni della provetta, dalle carat-
- Controllare la qualità delle forniture
teristiche della macchina di trazione e da altri parametri di
- Indagare su rotture e guasti (failure analysis)
prova.
- Verificare applicazioni speciali di materiali noti - Simulare carichi di esercizio sui componenti
Fig.1 - diagramma σ/ε
Il modulo di elasticità, che in prima approssimazione è
del carico massimo, mentre quella reale, riferita alla se-
la pendenza della curva nel tratto iniziale, in effetti è in-
zione che si riduce per allungamento e strizione, cresce
fluenzato dalle caratteristiche dimensionali della provetta,
fino alla rottura.
dall’allineamento degli afferraggi e da altre variabili che si
L’area sottesa al diagramma σ/ε è l’energia necessaria a
trovano nelle relative normative di prova. Quello che in gergo indichiamo come carico di rottura in
rompere la provetta ed è quindi un parametro che rap-
presenta la tenacità del materiale. Non sempre peraltro
realtà è il carico massimo raggiunto nella prova, mentre il
risponde a verità l’assunto che la tenacità diminuisca con
carico di rottura reale, quello al quale si rompe la provet-
il rapporto Snervamento/Rottura.
ta, dipende dalle caratteristiche della macchina di prova e
L’allungamento e la strizione dipendono in maniera con-
può arrivare vicino allo zero con macchine molto rigide.
sistente dalle dimensioni della provetta, nel senso che di-
La sollecitazione nominale cala dopo il raggiungimento
minuiscono all’aumentare della sezione di questa.
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Experts’ Corner - Scenari
Mentre le materie plastiche infragiliscono sensibilmente
plicità ed immediatezza, è una delle prove più diffuse in
con l’aumentare della velocità di prova, negli acciai au-
molti settori della meccanica e della metallurgia. Questo
mentando la velocità di prova si può registrare solo un
anche perché la durezza è quasi sempre proporzionale al
piccolo aumento dello snervamento e talvolta (acciai au-
Carico di Rottura. Esistono molti tipi di durezza, ciascu-
stenitici) della strizione.
no sviluppato per esigenze particolari, ed ancora oggi c’è
Per le funi il carico di rottura non è la somma delle resi-
chi ne propone di nuovi, salvo poi cercare correlazioni
stenze dei singoli fili, ma più basso, per l’influenza della
con gli altri, per avere dei risultati confrontabili. Si tratta
cordatura, e deve essere determinato sperimentalmente
di una misura non riconducibile a grandezze fondamenta-
sulla fune intera.
li e quindi problematica per quanto riguarda la riferibilità. Questa si realizza attraverso prove interlaboratorio, che
La resilienza, verifica del materiale in condizioni di
hanno sempre dato grandi dispersioni: basti pensare che
fragilità
una campagna di confronto tra gli istituti metrologici pri-
Nella prova di resilienza si misura direttamente l’energia
mari sulla durezza Rockwell C di un campione di acciaio
necessaria a rompere il provino in presenza di due o tre
ha dato dispersioni di un punto, quando alcune specifiche
condizioni che ne favoriscano la rottura fragile:
di processo danno un punto di Rockwell C come tolle-
- l’urto (il martello percuote la provetta ad una velocità di
ranza di trattamento termico. Come dire che dal durome-
5 m/s)
tro d’officina si pretende la stessa incertezza di misura di
- l’intaglio, più o meno severo a seconda del tipo di pro-
quello dell’Istituto Metrologico e questa coincide con la
vetta
tolleranza concessa al trattamentista: follie!
- la bassa temperatura, che si realizza tenendo la provetta
E’ molto importante quindi trattare i risultati di questa
in una camera termostatata fino a pochi istanti prima della
utilissima prova con la dovuta cautela, specialmente poi
prova.
quando i rilievi vengono effettuati in campo con attrezzature portatili e campioni di riferimento non sempre idonei.
Di solito un acciaio con buon allungamento presenta anche elevati valori di resilienza, ma ci sono materiali
Le prove di fatica: il regno della sperimentazione
pericolosi che si comportano tenacemente in condizio-
Molti laboratori di prove meccaniche hanno da qualche
ni normali ed in modo fragile quando intervengano le
parte, spesso dimenticate, un paio di macchine a flessione
suaccennate condizioni di fragilità. Tutti gli acciai ferritici
rotante, con le quali è possibile effettuare la più classica e
ad esempio infragiliscono abbassando la temperatura di
antica delle prove di fatica, la costruzione di un diagramma
prova, anzi presentano un vero e proprio tracollo della
di Wöhler. Ma non ci inganni la modestia della macchina e
tenacità in un intervallo di temperatura detto appunto di
la semplicità della prova: in effetti queste macchine sono
transizione. Anche qui i valori ricavati dalle prove devo-
spesso dimenticate perché le complicazioni nell’ottenere
no essere utilizzati con cautela, perché la temperatura di
risultati affidabili, dovute soprattutto alla grande quantità
transizione varia con il tipo di provetta.
e all’ elevata finitura superficiale delle provette necessa-
La verifica della resilienza viene preferita da molti costrut-
rie per ottenere una curva, scoraggiano gli sperimentatori
tori a quella di trazione, nei controlli qualitativi dei mate-
meno motivati. I valori che si ottengono dal diagramma di
riali, perché richiede minor costi di prova e dà maggiori
Wöhler poi non sono direttamente impiegabili nei calco-
garanzie sulla tenacità del materiale, ivi inclusi i cordoni
li di resistenza a fatica delle strutture, ma possono al più
di saldatura.
servire per confrontare diversi materiali o diversi trattamenti termici e/o finiture superficiali o diverse condizioni
La durezza, resistenza senza la tenacità
ambientali di esercizio del medesimo materiale.
La misura della durezza del materiale, per la sua sem-
Passando da Wöhler (1860) a più moderne tecniche di
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Scenari - Expert's Corner
prova a fatica assistiamo ad un fiorire di teorie e sempli-
no dato grande impulso e investito grandi risorse in que-
ficazioni studiate per trasferire in laboratorio, con prove
sto campo, sia per garantire la massima affidabilità ai com-
accelerate, le condizioni reali di funzionamento. Il più
ponenti di sicurezza (es sospensioni, Fig 2), sia per dare
noto tra i cultori italiani della fatica è il prof Locati, famoso
una “previsione di durata” di tutti gli altri componenti, in
anche fuori d’Italia per il metodo di prova che porta il suo
vista dei periodi di garanzia e della vita tecnica dell’intero
nome e che permette di ottenere sperimentalmente il li-
veicolo, sia infine per contrarre i tempi di sperimentazio-
mite di fatica utilizzando una sola provetta.
ne trasferendo le prove dalla strada al laboratorio.
I costruttori di automobili alla fine del secolo scorso han-
Fig.2 - Banco quadriassale prova sospensioni
La meccanica della frattura: il miraggio della proget-
disporre di parametri quantitativi. Solo negli anni 60/70
tazione globale
del secolo scorso l’introduzione della “Meccanica della
Il problema della rottura fragile è venuto alla ribalta negli
Frattura” e delle relative prove ha permesso ai progettisti
anni ‘40 del secolo scorso, in seguito a rotture clamorose
un approccio quantitativo al problema. La principale diffi-
di grandi strutture. Si trattava di fragilità del materiale lega-
coltà delle prove consiste nella riproduzione in laborato-
ta ad invecchiamento, spesso derivante da processi di sal-
rio delle condizioni di rottura fragile. Queste condizioni
datura di acciai non calmati. La risposta dei metallurgisti fu
sono ottenibili a temperatura ambiente, sugli acciai da co-
l’introduzione massiccia delle prove di resilienza. Queste
struzione più comuni, solo disponendo di provette con
prove sono ancor oggi per molte costruzioni un'insosti-
sezioni resistenti molto grandi: I tedeschi hanno seguito
tuibile verifica della tenacità del materiale. Quando però
questa strada, costruendo macchine enormi (Fig 3), men-
sia necessario dare una valutazione quantitativa della te-
tre gli americani hanno sviluppato teorie con estrapola-
nacità, oppure valutare la massima dimensione del difetto
zioni per utilizzare i risultati di prove a bassa temperatura
compatibile con la resistenza della struttura, è necessario
e con altri parametri significativi (integrale J, da/dN ecc).
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Experts’ Corner - Scenari
Fig.3 - Macchina da 100 MN (10000 ton) C’è da osservare che, malgrado l’entusiasmo degli specia-
vino un carico costante e misurarne la deformazione nel
listi, le tecniche di calcolo che si fondano sulla meccanica
tempo o applicare una deformazione fissa e misurare la
della frattura sono rimaste confinate in ambiti ristretti di
diminuzione di tensione nel tempo. Il problema di queste
settori molto specialistici, mentre la maggior parte delle
prove è la loro durata e la necessità di avere quindi delle
prove di meccanica della frattura effettuate oggi nei labo-
corpose batterie di macchina di prova.
ratori vengono utilizzate per la caratterizzazione dei materiali e la qualifica dei procedimenti di saldatura.
Altre prove meccaniche Ci sono molte altre prove meccaniche applicate a mate-
Le prove di scorrimento viscoso: quando nel compor-
riali e prodotti specifici. Un panorama assai vasto per i ma-
tamento del materiale interviene il tempo
teriali metallici si può trovare nel volume 3.01 dell’ASTM
Le prove di scorrimento viscoso trovano largo impiego
e nel vol. 8 del Metals Handbook. Ci limiteremo a nomi-
per gli acciai impiegati a temperature elevate come tubi
narne alcune: attrito e usura, piega, compressione,
caldaia e palette di turbina, ma anche a temperature rela-
flessione, taglio, torsione, imbutitura, massa caden-
tivamente modeste come gli acciai per calcestruzzi pre-
te, sovrappressione, sovravvelocità, scoppio, tutte di
compressi. Si tratta rispettivamente di applicare al pro-
grande interesse in specifici settori.
Fig.4 - Macchina di Trazione - Torsione da 10 MN/64 kNm
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Trattamenti Termici
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XVIII Corso di aggiornamento
Foto: Courtesy of Soliveri Srl (Caravaggio)
Organizzato da
Sponsorizzato da CENTRO DI STUDIO TRATTAMENTI TERMICI E METALLOGRAFIA
moduli e date del corso
presentazione
INTRODUZIONE ALLA METALLURGIA DI BASE PER I TRATTAMENTI TERMICI - 8-9 giugno 2021
Il Comitato Tecnico AIM Trattamenti Termici e Metallografia organizza la XVIII edizione del Corso modulare TRATTAMENTI TERMICI all’interno del contenitore FaReTra e permettere così la partecipazione da remoto.
Modulo 1: TRATTAMENTI TERMICI E TERMOCHIMICI LEGHE FERROSE - 15-16-17 giugno 2021 Modulo 2: TRATTAMENTI TERMICI LEGHE FERROSE 6-7 luglio 2021 Modulo 3: TRATTAMENTI INNOVATIVI, APPLICAZIONI, IMPIANTI E NORME - 14-15 luglio 2021 Modulo 4: TRATTAMENTI TERMICI LEGHE NON FERROSE 27-28 settembre 2021
modalità di fruizione WEBINAR IN DIRETTA STREAMING (modalità sincrona):
La piattaforma di supporto utilizzata sarà Zoom webinar, compatibile con tutti i principali sistemi operativi (PC, MAC, Linux, iOS e Android). Istruzioni dettagliate su come collegarsi e partecipare verranno inviate a mezzo email direttamente all’iscritto una volta completata l’iscrizione.
REGISTRAZIONI (modalità asincrona):
Le presentazioni video, riservate esclusivamente agli iscritti, verranno caricate sul canale YouTube AIM. Il partecipante che fa richiesta della registrazione avrà accesso ai video, senza limitazioni di visualizzazioni, per 15 giorni dalla ricezione del link. Sarà possibile accedere ai video con un account Google, da tutti i dispositivi.
Il programma del Corso e l’impostazione delle singole lezioni sono stati rimodulati al fine di garantire la migliore fruizione possibile dei contenuti da parte dei discenti. I settori interessati ai trattamenti termici riguardano tutta l’industria meccanica, compresa quella auto moto veicolistica, dove molti organi trattati risultano di sicurezza e quindi occorre un’approfondita conoscenza della materia. E’ importante ricordare che il trattamento termico viene indicato come “processo speciale”; la cui definizione sec. UNI 9885 p. 4.2. e UNI 29002 p. 4.9.2. è la seguente: “Tecnica particolare di fabbricazione e/o di verifica complessa delicata e critica, i cui risultati non possono essere pienamente verificati a posteriori sul prodotto. Essa deve essere quindi garantita attraverso un adeguato addestramento del personale, una qualificazione o verifica d’idoneità degli impianti, personale e materiale di consumo utilizzati”. La presente edizione del Corso prevede ancora una volta lezioni sui trattamenti termici specifici nel campo automotive, sui trattamenti criogenici e sui TT laser e come novità i TT delle leghe metalliche prodotte con manifattura additiva. La partecipazione all’INTRODUZIONE ALLA METALLURGIA DI BASE PER I TRATTAMENTI TERMICI (8-9 giugno) è fortemente raccomandata e pertanto compresa nella quota di partecipazione sia dei singoli moduli che del Corso completo. L’attestato di partecipazione rilasciato per l’intero Corso dall’AIM, rientra tra la documentazione da presentare per la domanda di certificazione come esperto di 2° livello di Trattamenti Termici.
Coordinatori del Corso:
A. Bavaro, M. Cusolito, D. Firrao, G.M. La Vecchia, D. Petta, V. Vicario
Segreteria organizzativa
Via F. Turati, 8 · 20121 Milano Partita IVA: 00825780158 Tel. 02-76021132 / 02-76397770 Fax. 02-76020551 e-mail: spedizioni@aimnet.it · www.aimnet.it
FaReTra
Atti e notizie - AIM news
Resconto Webinar Economia circolare per la nuova vita dei materiali a cura di Enrico Malfa, Diretto Ricerca & Sviluppo di Tenova
La due giorni “Economia circolare per la nuova vita dei ma-
teriali” (4 e 11 maggio 2021) ha approfondito le tematiche
relative all’Economia Circolare, uno dei fondamenti del
processo di transizione ecologica che l’Italia si è impegnata ad attuare, in linea con il piano europeo Green Deal.
Faccio riferimento al concetto di “transizione ecologica” non per utilizzare un’espressione di moda negli ultimi mesi, ma perché credo esprima bene un punto chiave
che mi preme sottolineare: il termine “transizione” implica
non solo un passaggio a qualcosa di diverso, ma un vero
e proprio percorso di trasformazione, che presuppone un cambiamento innanzitutto culturale, prima ancora che di strategie, processi e tecnologie.
L’adozione di un modello economico circolare necessita
del coinvolgimento di tutti gli stakeholder: dai decisori politici alle realtà produttive, dalle associazioni di categoria
ai centri di ricerca, fino ad arrivare ai singoli consumatori. L’iniziativa virtuale, organizzata in collaborazione tra AIM (Associazione Italiana di Metallurgia) e AFIL (Associazione
Fabbrica Intelligente Lombardia) ha avuto il merito di portare al tavolo molti di questi stakeholder, includendo pre-
senze rilevanti a livello locale come Regione Lombardia e ed internazionali ERMA (European Raw Materials Alliance). Le riflessioni, davvero stimolanti, da parte di Fabrizio Sala, Assessore all’Istruzione, Università, Ricerca, Innovazione
e Semplificazione, e Raffaele Cattaneo, Assessore all’Ambiente e Clima ci hanno infatti evidenziato come stiamo
vivendo una fase molto interessante, in cui tutti gli attori economici si stanno impegnando per accelerare questa transizione grazie anche all’impulso delle istituzioni europee, del governo nazionale e di Regione Lombardia.
In qualità di consigliere di AFIL e membro del Comitato Tecnico Ambiente e Sicurezza di AIM ritengo che questo
evento abbia rappresentato un’occasione preziosa per
con sé: AFIL, attraverso la sua visione olistica del settore
manifatturiero, e AIM, con la propria lunga tradizione nel settore dei metalli.
La metallurgia è infatti per il manifatturiero uno dei settori più importanti e trainanti in Lombardia.
Le presentazioni fatte durante le due sessioni dell’even-
to hanno avuto il pregio di evidenziare il già ottimo posi-
zionamento del settore nel processo circolare (pensiamo ad esempio all’uso virtuoso dei rottami metallici) e la coerenza con la Road Map di Regione Lombardia. Ma sono
state anche l’occasione di conoscere, attraverso diversi casi studio industriali, che ci sono ancora tante potenziali-
tà inespresse. Se opportunamente inquadrate in una linea di sviluppo coordinata, condivisa e supportata dalle istitu-
zioni , queste potenzialità possono diventare opportunità
e fungere da volano per l’auspicabile ripresa economica,
contribuendo a creare nuove occasioni di business e di crescita occupazionale.
Le testimonianze di eccellenze nel panorama manifattu-
riero italiano portate da ORI Martin, Raffmetal, Alfa Acciai, TenarisDalmine, Feralpi Group, e di partner tecnologici come Tenova e Engintec Tecnologies, già configurano il
futuro della produzione sostenibile dei metalli. Alla luce
della Road Map di Regione Lombardia e dei piani nazionali ed europei, lo sviluppo delle soluzioni più innovative si
inquadra in un ecosistema più ampio, gestionale e orga-
nizzativo, per cui l’azienda non segna più il perimetro delle attività di Ricerca, Sviluppo e Innovazione, ma costituisce
uno dei nodi del network di soggetti coinvolti nel processo di transizione ecologica del proprio ecosistema.
Sono disponibili le registrazioni on demand dell’iniziativa.
Per maggiori informazioni, contattare la Segreteria AIM (info@aimnet.it)
condividere il patrimonio che le due associazioni portano
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Atti e notizie - AIM news
Eventi AIM / AIM events FaReTra (Fair Remote Training) - FORMAZIONE E AGGIORNAMENTO A DISTANZA Modalità Sincrona Giornata di Studio SVILUPPI RECENTI NELLA PRESSATURA E SINTERIZZAZIONE DELLE POLVERI METALLICHE - 10 giugno 2021 Corso modulare TRATTAMENTI TERMICI - INTRODUZIONE ALLA METALLURGIA DI BASE PER I TRATTAMENTI TERMICI– 8-9 giugno 2021 Corso modulare TRATTAMENTI TERMICI - Modulo 1 - TRATTAMENTI TERMICI E TERMOCHIMICI LEGHE FERROSE– 15, 16, 17 giugno 2021
www.aimnet.it
Giornata di Studio DIFETTI NEI GETTI PRESSOCOLATI: POROSITA’ DA GAS – 15 giugno
Per ulteriori informazioni rivolgersi alla Segreteria AIM, e-mail: info@aimnet.it, oppure visitare il sito internet www.aimnet.it
Corso modulare TRATTAMENTI TERMICI - Modulo 2 - TRATTAMENTI TERMICI LEGHE FERROSE (TTM) - 6-7 luglio 2021 Corso modulare TRATTAMENTI TERMICI - Modulo 3 - TRATTAMENTI INNOVATIVI, APPLICAZIONI, IMPIANTI E NORME - 14, 15 luglio 2021 Corso modulare TRATTAMENTI TERMICI - Modulo 4- TRATTAMENTI TERMICI LEGHE NON FERROSE 27-28 settembre 2021 Modalità Asincrona Corso GLI ACCIAI INOSSIDABILI 11a edizione Corso FAILURE ANALYSIS 11a edizione Corso modulare RIVESTIMENTI – III modulo: RIVESTIMENTI PER VIA UMIDA Giornata di Studio INGEGNERIZZAZIONE DELLE SUPERFICI METALLICHE Corso SIDERURGIA IN PILLOLE Corso ACCIAI AD ALTO CARBONIO Corso MICROSCOPIA ELETTRONICA IN PILLOLE Corso TECNOLOGIE ADDITIVE IN PILLOLE Giornata di Studio ECONOMIA CIRCOLARE PER LA NUOVA VITA DEI MATERIALI Corso FATICA TERMICA: AUMENTARE LA DURATA STAMPO 2a edizione Giornata di Studio PERFORMANCE E DEGRADO DEI MATERIALI METALLICI UTILIZZATI IN CAMPO EOLICO: CAPIRE PER PREVENIRE CONVEGNI IN MODALITÁ VIRTUALE HTDC - 7th International Conference HIGH TECH DIE CASTING 22-25 giugno 2021 http://www.aimnet.it/htdc.htm XIV GIORNATE NAZIONALI SULLA CORROSIONE E PROTEZIONE 29-30 giugno - 1-2 luglio 2021 http://www.aimnet.it/gncorrosione CONVEGNI ECCC 2020 - 10th European Conference on Continuous Casting - Bari, 20-22 Ottobre 2021 http://www.aimnet.it/eccc2020/ RAW MATERIALS & RECYCLING - Bergamo, 1-2 dicembre 2021 http://www.aimnet.it/rawmat.htm 27° Convegno Nazionale Trattamenti Termici – 26-27 maggio 2022 http://www.aimnet.it/tt.htm L’elenco completo delle iniziative è disponibile sul sito: www.aimnet.it
(*) In caso non sia possibile svolgere la manifestazione in presenza, la stessa verrà erogata a distanza in modalità webinar
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Prove Meccaniche
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Proposta di sponsorizzazione Le prove meccaniche, molto diffuse nelle aziende meccaniche, metallurgiche e siderurgiche nonché nei laboratori privati, pubblici ed universitari, rivestono un ruolo fondamentale nella caratterizzazione dei materiali, nelle verifiche di conformità di materiali e componenti e nelle certificazioni di prodotto e processo. Alla larga diffusione delle prove non fa tuttavia riscontro una altrettanto ampia offerta di corsi di formazione e
di aggiornamento che ne illustrino principi, procedure, normative, limiti e significato dei parametri misurati, nonché caratteristiche delle attrezzature di prova. Per questa ragione, dopo il largo successo registrato dalle precedenti undici edizioni, dal 1999 al 2019, l’AIM organizza una nuova edizione nel mese di ottobre 2021, in modalità webinar e solo se possibile anche in presenza.
AIM per le aziende Oltre a fornire alle aziende gli strumenti migliori per formare e formulare percorsi di aggiornamento, l’AIM ha da sempre come mission il favorire la nascita e lo sviluppo di una rete di contatti fondamentali alle aziende interessate a promuovere i propri prodotti, tecnologie e servizi. Per il Corso Le Prove meccaniche le aziende interessate possono sottoscrivere, con un impegno economico ridotto di soli Euro 800+IVA, una quota di sponsorizzazione che include: - Il logo aziendale su programma e sul materiale promozionale del corso (inclusa mailing list con più di 7000 contatti) - Una slide pubblicitaria proiettata durante gli intervalli - Post dedicati sui social network AIM (con più di 8000 followers) - Pagina pubblicitaria del Corso con i loghi delle aziende sponsor su La Metallurgia Italiana - International Journal of the Italian Association for Metallurgy - Invio a tutti i partecipanti di link a materiale informativo /sito web aziendale - Scontistica e agevolazioni per l’iscrizione di dipendenti, consulenti o clienti. Contatta subito la Segreteria Organizzativa AIM per richiedere ulteriori informazioni e aderire alla proposta di sponsorizzazione. Associazione Italiana di Metallurgia t. +39 02 76021132 . t. +39 02 76397770 info@aimnet.it . www.aimnet.it
Evento sponsorizzato da
Atti e notizie - AIM news
Comitati tecnici / Study groups CT PRESSOCOLATA (P)
(riunione telematica del 14 aprile 2021) Notizie dal Comitato •
In apertura il presidente Parona interpella i presenti sulla situazione di mercato e sulle novità produttivo/commerciali: il parere generale è di un miglioramento a livello di ordini e commesse, anche se con orizzonte a breve termine, e di un aumento dei prezzi e dei tempi di approvvigionamento.
•
Viene accolto un nuovo membro del CT, mentre un altro viene confermato dopo un cambio di azienda.
Manifestazioni in corso di organizzazione •
Il corso “Fatica Termica: aumentare la durata dello stampo” – coordinatore Valente – si terrà come webinar (FaReTra) entro la fine di aprile. Ci sono già numerosi iscritti.
•
La GdS “Difetti nei getti pressocolati: porosità da gas” – coordinatore Timelli – è fissata per il 15 giugno in modalità webinar.
•
Il convegno internazionale “High Tech Die Casting 2020” è confermato dal 22 al 25 giugno 2021 in modalità virtuale. Saranno presentate 87 memorie oltre ad una sezione poster.
•
La GdS “Zama HPDC 2021” – coordinatori Pola e Valente – viene fissata in modalità webinar il 15 e 16 settembre. La locandina sarà preparata a breve.
Iniziative future •
La GdS “Sostenibilità nelle fonderie HPDC” si terrà il 22 settembre 2021 in modalità online. Il coordinatore Bonollo presenta una bozza del programma, che sarà definita entro fine maggio.
•
Il corso “Getti Strutturali” viene confermato in modalità online per il 28 e 29 ottobre 2021. Valente, coordinatore insieme a Pola, conferma la presenza di tutti i relatori e mostra il programma definitivo.
CT METALLURGIA DELLE POLVERI E TECNOLOGIE ADDITIVE (MP) (riunione telematica del 23 aprile 2021)
Notizie dal Comitato •
Un questionario è stato inviato da AIM ai membri di alcuni CT per valutare la offerta didattica, gli argomenti e le tematiche trattate nelle iniziative del CT MP. Il documento sarà riesaminato e migliorato per ottenere risposte più precise durante il prossimo sondaggio.
Manifestazioni in corso di organizzazione •
La terza edizione del Corso “Additive Metallurgy”, organizzato in collaborazione con altri due Centri di Studio, è prevista per settembre/ottobre 2021, se possibile in presenza. Bassani ricorda comunque che ci sono iniziative on-line che stanno avendo ottimo successo, nel caso in cui non sia possibile tenere la manifestazione in presenza: occorre in tal caso pianificare quattro mezze giornate invece che due giornate intere.
Iniziative future •
La GdS “Materiali per alta temperatura” sarà ripianificata quando possibile effettuarla in presenza.
•
L’organizzazione del doppio seminario organizzato con il CT Trattamenti Termici e Metallografia non ha avuto nessun aggiornamento: si pensa di spostarlo al 2022.
•
Molinari presenta la scaletta per il corso “Press&Sinter”, che potrà essere erogato in webinar sia in modalità sincrona che asincrona: in questo caso si potrà interagire con i relatori solo via e-mail. La data proposta è il 10 giugno, e sarà preparata la scaletta e la locandina.
•
A fine riunione si raccolgono idee per ulteriori manifestazioni, che saranno poi riprese nei successivi incontri.
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Atti e notizie - AIM news
CT METALLI LEGGERI (ML)
(riunione telematica del 30 aprile 2021) Notizie dal Comitato •
Il neo-presidente Timelli introduce un nuovo ospite, che si presenta e viene accolto nel CT: proviene dal mondo industriale ed ha un’ampia esperienza di laminazione e tecnologie di produzione delle leghe leggere.
Manifestazioni in corso di organizzazione •
Vedani aggiorna sulla GdS “Strutture leggere/Multimateriale”, programmata in webinar per il 18 e 19 maggio 2021. La locandina è disponibile sul sito AIM ed è stata distribuita.
•
La GdS “Tecnologia di formatura anime in sabbia per getti in leghe di alluminio e magnesio” è in programma per novembre, possibilmente in due giornate in presenza. La sede deve essere definita, e si pensa al Kilometro Rosso di Bergamo. Appare al momento difficile una visita aziendale a causa delle restrizioni tuttora in vigore. I coordinatori Amalberto e Spaccasassi verificano le tempistiche della manifestazione e le presentazioni ancora da confermare.
Iniziative future •
La GdS “L’alluminio nell’automobile – La storia incontra il futuro”, in memoria dell’ing. Giorgio Valentini, si dovrebbe tenere in presenza a settembre/ottobre presso l’Università di Ferrara. Il coordinatore Garagnani ha iniziato a preparare il programma, che già appare piuttosto consistente. Alcuni titoli e relatori sono già stati individuati; altre proposte e commenti vengono raccolti durante la discussione. Il programma completo sarà presentato e discusso durante la prossima riunione.
CICPND CAMBIA GOVERNANCE In data 26 Aprile 2021 si è insediato il nuovo Consiglio di
CPND SERVIZI.
Amministrazione del CICPND Servizi S.r.l.
In parallelo si conclude il percorso storico dell’Ing. Mir-
Dopo un attento e ampio processo di selezione, il Presi-
cko Crepaldi che ringraziamo per il prezioso contributo
dente Ezio Tuberosa e il Consiglio Direttivo hanno optato
fornito in questi anni.
per un profilo tecnico manageriale che possa rafforzare il
Auguriamo al nuovo Direttore Generale e a tutto lo Staff
percorso di innovazione al cambiamento.
CICPND SERVIZI un periodo di successi e di nuove col-
Michael Reggiani, modenese classe 81, professionista di
laborazioni.
lunga militanza nel settore del Testing e della Certifica-
CICPND Associazione
zione, è stato nominato nuovo Direttore Generale del CI-
Ezio Tuberosa
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Atti e notizie - AIM news
Normativa / Standards Norme pubblicate e progetti in inchiesta (aggiornamento 27 aprile 2021) Norme UNSIDER pubblicate da UNI nel mese di aprile 2021 UNI EN ISO 12004-2:2021
Materiali metallici - Determinazione delle curve limite di formabilità per lamiere e nastri - Parte 2: Determinazione delle curve limite di formabilità in laboratorio UNI EN 13480-3:2021
Tubazioni industriali metalliche - Parte 3: Progettazione e calcolo EC 1-2021 UNI EN 10217-2:2019
Tubi saldati di acciaio per impieghi a pressione - Condizioni tecniche di fornitura - Parte 2: Tubi saldati elettricamente di acciaio non legato e legato per impieghi a temperatura elevata EC 1-2021 UNI EN 10217-1:2019 UNI EN 13555:2021
Flange e loro giunzioni - Parametri delle guarnizioni e procedure di prova relative alle regole di progettazione per le giunzioni con flange circolari con guarnizioni
Norme UNSIDER pubblicate da CEN
EN 10216-5:2021
Testing of heavy brines (ISO/DIS 13503-
Seamless steel tubes for pressure purposes Stainless steel tubes
EN 13941-2:2019/prA1 District
EN 10217-7:2021
Petroleum and natural gas industries Steel pipes for use as casing or tubing for wells (ISO 11960:2020) EN 10371:2021
Metallic materials - Small punch test method
La Metallurgia Italiana - Maggio 2021
heating
pipes
-
Design
and
installation of thermal insulated bonded
Welded steel tubes for pressure purposes
single and twin pipe systems for directly
- Technical delivery conditions - Part 7:
buried hot water networks - Part 2:
Stainless steel tubes
Installation
ISO 23071:2021
EN 13941-1:2019/prA1
Refractory
products
—
Determination
District
heating
pipes
-
Design
and
of reduced species in carbon containing
installation of thermal insulated bonded
refractories by XRD
single and twin pipe systems for directly buried hot water networks - Part 1: Design
ISO 630-1:2021
Structural steels — Part 1: General technical
prEN 10169
delivery conditions for hot-rolled products
Continuously organic coated (coil coated) steel flat products - Technical delivery
ISO 630-2:2021
conditions
Structural steels — Part 2: Technical delivery conditions for structural steels for general purposes ISO 630-3:2021
Structural steels — Part 3: Technical delivery conditions for fine-grain structural steels
ISO/DIS
–
internazionali
progetti
di
norma
ISO/DIS 23838
Metallic Materials — High Strain Rate Torsion Test at Room Temperature
ISO 630-4:2021
Structural steels — Part 4: Technical
ISO/DIS 23717
delivery conditions for high yield strength
Steel wire and wire products — Hose
quenched and tempered structural steel
reinforcement wire
plates and wide flats ISO/DIS 23213
e ISO nel mese di aprile 2021 EN ISO 11960:2021
3:2021)
- Technical delivery conditions - Part 5:
Progetti UNSIDER in inchiesta prEN e ISO/DIS – aprile 2021 prEN – progetti di norma europei prEN ISO19901-5 Petroleum and natural gas industries Completion fluids and materials - Part 3:
Carbon steel wire for bedding and seating springs ISO/DIS 13503-3
Petroleum and natural gas industries — Completion fluids and materials — Part 3: Testing of heavy brines ISO/DIS 8840
Refractory materials — Determination of
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Atti e notizie - AIM news
bulk density of granular materials (grain
for the determination of quasistatic fracture
density)
toughness
ISO/DIS 3421 Petroleum
ISO/FDIS 4954
and
natural
gas
industries
Steels for cold heading and cold extruding
– Drilling and production equipment – Offshore conductor design, setting depth, and installation ISO/DIS 1352
Metallic materials — Torque-controlled fatigue testing
Progetti UNSIDER al voto FprEN e ISO/FDIS – maggio 2021 FprEN – progetti di norma europei FprEN ISO 10113 Metallic materials - Sheet and strip Determination of plastic strain ratio (ISO/ FDIS 10113:2019)
ISO/FDIS
–
internazionali
progetti
di
norma
ISO/FDIS 16842 Metallic materials — Sheet and strip — Biaxial tensile testing method using a cruciform test piece ISO/FDIS 15349-2 Unalloyed
steel
—
Determination
of
low carbon content — Part 2: Infrared absorption method after combustion in an induction furnace (with preheating) ISO/FDIS 14737 Carbon and low alloy cast steels for general applications ISO/FDIS 12135 Metallic materials — Unified method of test
La Metallurgia Italiana - May 2021
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Sponsorship
proposal Through the years, the HTDC Conference has grown and become a key-event for scientists and researchers from the foundry field of Aluminium, Magnesium and other non-ferrous alloys as well as for experts from the industry. The HTDC Conference is the meeting point for experts involved in the research activities and development of foundry technologies, processes or materials, as well as those employed by the foundry companies of light and non-ferrous alloys, and who are prepared to share some of their current experiences. HTDC Conference will be held completely online as Zoom Webinar, on 22-25 June 2021.
High Tech Die Casting Organised by
Sponsored by
The HTDC Organising Committee has prepared the following sponsorship opportunity designed to increase the visibility and to optimize the return of investment for sponsors participating in the HTDC Conference. Please apply by sending the relative form to AIM, the Conference organizers by email (met@aimnet.it), together with your company logo in eps format.
The requested sponsorship contribution is:
1000 €
(plus 22% VAT if applicable)
Patronised by
Information are available on the Conference website
www.aimnet.it/htdc.htm Associazione Italiana di Metallurgia Via F. Turati 8 20121 Milano (MI) . Italy t. +39 02 76021132 met@aimnet.it . www.aimnet.it